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JULIO ANTONIO ZAMBRANO FERREIRA
Estudo de reforço de pavimentos com ensaios de
arrancamento em equipamento de pequenas dimensões
Dissertação apresentada à Escola de
Engenharia de São Carlos da Universidade de
São Paulo para obtenção do título de Mestre em
Geotecnia.
Área de Concentração: Geossintéticos
Orientador: Prof. Dr. Benedito de Souza Bueno
São Carlos
2007
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DEDICATÓRIA
Aos meus pais, José Ferreira da Silva e Anita Maria Zambrano Acuña, pelo amor,
carinho, apoio inconstitucional aos meus estudos e incentivo ao aprendizado contínuo. Pais
que admiro, respeito e terei enorme gratidão por toda minha vida.
AGRADECIMENTOS
Ao Prof. Benedito Bueno, pelo aprendizado, orientação, amizade, paciência e confiança em
meu trabalho.
Ao Prof. Jorge Zornberg, pelas contribuições, apoio, ajuda e incentivos dados.
Aos meus colegas do Departamento de Geotecnia e amigos para toda vida, principalmente
àqueles de maior convívio diário e que ajudaram a posicionar e/ou retirar a caixa de
arrancamento da máquina universal de ensaios.
Aos técnicos do Dept. Geotecnia, Clever, Silvio, Oscar e Zé Luis. Pela grande ajuda na etapa
experimental de meu trabalho. À Maristela pela sempre disposta ajuda administrativa. Ao
Marcus, estagiário do Laboratório de Geossintéticos, pela ajuda nos ensaios de tração em
geogrelhas. A Camilla e, principalmente, ao Danilo, pela grande ajuda na impressao deste
trabalho.
À Escola de Engenharia de São Carlos pela oportunidade de realização do curso de mestrado.
Ao CNPq, pela concessão de bolsa de mestrado.
“Sábio é aquele que aprende com os outros”.
Autor desconhecido
RESUMO
FERREIRA, J. A. Z. (2007). Estudo de reforço de pavimentos com ensaios de
arrancamento em equipamento de pequenas dimensões. 112p. Dissertação (Mestrado) –
Escola de Engenharia de São Carlos, Universidade de São Paulo, São Carlos, 2007.
Este trabalho apresenta um estudo comparativo da eficiência de diferentes geossintéticos no
reforço de base de pavimentos de obras viárias com ensaios de arrancamento de pequeno
porte. Utilizou-se geogrelhas de polipropileno, poliéster e de fibra de vidro e geotêxtil tecido
de polipropileno. Um solo com 58% de argila (subleito) e um pedregulho areno-siltoso
(camada de base) foram empregados. Os ensaios de arrancamento foram executados com
diferentes combinações entre solos e geossintéticos. Nestes foi utilizado um novo sistema de
medida direta de deslocamentos ao longo da inclusão com sensores óticos a laser. Além de
analisar os resultados com curvas força de arrancamento x deslocamentos, foi possível utilizar
gráficos rigidez x deformação para determinar o melhor geossintético no reforço de base de
pavimentos. Como o corpo-de-prova de geossintético é de tamanho reduzido, garante-se a
mobilização completa do reforço durante o ensaio de arrancamento e assim, é possível obter a
deformação do mesmo. A abertura frontal da caixa de arrancamento tem influência no valor
da força máxima ao arrancamento registrada no ensaio. Os resultados mostram que a
interação solo-reforço é mais importante que a rigidez não-confinada do geossintético no
comportamento do material em situação de confinamento no interior do maciço de solo.
Observou-se que a resistência de junta, a geometria e o agulhamento da geogrelha, além da
granulometria do solo, afetam a rigidez inicial do sistema. A melhor opção para os solos e
geossintéticos estudados segue a seguinte ordem: (1) geogrelha de polipropileno, (2)
geogrelha de poliéster, (3) geotêxtil tecido de polipropileno e (4) geogrelha de fibra de vidro.
Palavras-chave: Reforço de base de pavimentos, Ensaios de arrancamento, Geossintéticos,
Geogrelha de fibra de vidro.
ABSTRACT
FERREIRA, J. A. Z. (2007). Pavements reinforcement study using small dimensions
pullout equipment. 112p. Dissertation (Master) – Escola de Engenharia de São Carlos,
Universidade de São Paulo, São Carlos, 2007.
This work presents an evaluation of various geosynthetics efficiency in reinforced base course
of road pavements using small scale pullout tests. It was used polypropylene, polyester and
glass fiber geogrids and polypropylene woven geotextile. A soil with 58% of clay (subgrade),
and a sandy-silty gravel (base course) were used. The pullout tests were conducted with
different combinations among soils and geosynthetics. In these tests, a new system of direct
measurement of inclusion displacements with laser optical sensors was used. Beyond
analyzing the results with curves pullout force x displacements, it was possible to use graphics
rigidity x deformation” in order to determinate the best geosynthetic in base course
reinforcement. As the geosynthetic specimen is of small size, the complete mobilization of the
reinforcement is guaranteed and, therefore, it is possible to obtain its deformation. The frontal
aperture of the pullout box influences the maximum pullout resistance. The results show that
the soil-reinforcement interaction is more important than the unconfined rigidity of the
geosynthetic on the material behavior in confinement situation inside the soil block. The joint
resistance, the geogrid geometry and its nailing, besides the soil particles size, affect the initial
system rigidity. Therefore, they are important for base course reinforcement of road
pavements. The results showed that the best option for the soils and geosynthetics studied are
in the following order: (1) polypropylene geogrid, (2) polyester geogrid, (3) polypropylene
woven geotextile and (4) glass fiber geogrid.
Keywords: Base course reinforcement of road pavements, Pullout tests, Geosynthetics, Glass
fiber geogrid.
LISTA DE FIGURAS
Figura 1. Critério de ruptura de pavimentos. (a) Carregamento estático. (b) Carregamento
cíclico. Fonte: Adaptado de Jewell (1996)...............................................................................21
Figura 2. Reforço de base de pavimentos não-revestidos. (a) Definições e geometria do
pavimento. (b) Solicitações no subleito no caso não-reforçado. (c) Ação do reforço. Fonte:
Adaptado de Jewell (1996).......................................................................................................24
Figura 3. Cálculo da espessura da camada granular na base no pavimento e a economia gerada
com a inserção de reforço de geotêxtil: Influência da rigidez e vida útil requerida para a
estrutura. Fonte: Adaptado de Giroud e Noiray (1981)............................................................27
Figura 4. Ruptura em pavimentos não-revestidos reforçados e não-reforçados sujeitos ao
tráfego. Fonte: Webster e Watkins (1977 apud Jewell, 1996)..................................................27
Figura 5. Ensaios cíclicos em pavimentos com capa asfáltica e reforço de base. (a)
Deformação permanente na superfície (afundamento de trilha de roda), Ensaio 2. (b)
Deformação permanente na superfície, Ensaio 3. Fonte: Adaptado de Haas (1984, apud
KOERNER, 1999) e Abd El Halim, Haas e Chang (1987)......................................................30
Figura 6. Correlação entre espessura de base reforçada e não-reforçada para melhor
posicionamento da geogrelha como material de reforço. Fonte: Adaptado de Carrol, Walls e
Haas (1987). .............................................................................................................................31
Figura 7. Ensaios para avaliação da interação solo-reforço. (a) Solicitações em maciço de solo
reforçado. (b) Ensaio de arrancamento. (c) Ensaio de cisalhamento direto (geotêxteis).
(d) Ensaio de cisalhamento direto (geogrelha). Fonte: Adaptado de Jewell (1996).................33
Figura 8. Ensaio de arrancamento de campo realizado em muro de solo reforçado localizado
em Cingapura. Fonte: Adaptado de Wei et al. (2002)..............................................................34
Figura 9. Equipamento de ensaio de arrancamento de grande porte de Ochiai et al. (1996).
Fonte: Adaptado de Ochiai et al. (1996). .................................................................................37
Figura 10. Equipamento para ensaio de arrancamento de pequeno porte desenvolvido por
Nakamura et al. (2003). Fonte: Adaptado de Nakamura et al. (2003). ....................................39
Figura 11. Equipamento de arrancamento de pequeno porte de Ju et al. (2006). Fonte: Ju et al.
(2006). ......................................................................................................................................40
Figura 12. Caixa para ensaios de arrancamento de pequeno porte de Teixeira (2003). Fonte:
Teixeira (2003). ........................................................................................................................40
Figura 13. Equipamento de grandes dimensões para ensaios de arrancamento utilizado por
Teixeira ( 2003). Fonte: Teixeira (2003)..................................................................................41
Figura 14. Mecanismos de interação entre solo e geogrelha na resistência ao arrancamento.
Fonte: Adaptado de Koerner (1999).........................................................................................43
Figura 15. Considerações no cálculo do coeficiente de deslizamento (α
ds
) e do coeficiente de
aderência (α
b
). (a) Definições da geometria do reforço. (b) Esquematização da análise da
resistência passiva desenvolvida à frente dos elementos transversais. Fonte: Adaptado de
Jewell (1996). ...........................................................................................................................46
Figura 16. Curvas "Força de arrancamento x deslocamentos de várias junções" obtidas por
Ochiai et al. (1996). Fonte: Adaptado de Ochiai et al. (1996). ................................................47
Figura 17. Distribuição dos deslocamentos ao longo da geogrelha durante ensaio de
arrancamento de grande porte. Fonte: Adaptado de Teixeira, Bueno e Zornberg (2007)........48
Figura 18. Tensões normais localizadas nas proximidades da interface solo-geogrelha durante
ensaio de arrancamento de grande porte. (a) Medidas de células de tensão total localizadas
entre membros transversais. (b) Medidas de células de tensão total posicionadas entre
membros longitudinais. Fonte: Adaptado de Teixeira, Bueno e Zornberg (2007)...................50
Figura 19. Mecanismo de interferência entre membros transversais da geogrelha. (a) Interação
entre solo e elementos transversais da geogrelha. (b) Redução da resistência passiva de um
elemento transversal ao adentrar uma zona de perturbação. Fonte: Adaptado de Palmeira
(2004). ......................................................................................................................................50
Figura 20. Seqüência esquemática de eventos durante arrancamento de inclusões planares: (a)
Resposta carga-deformação. (b) Sem interface de deslizamento. (c) Frente ativa de
deslizamento (rompimento de vínculo em uma direção). (d) Frentes ativa e passiva de
deslizamento (rompimento de vínculo em duas direções). (e) Deslizamento total. Fonte:
adaptado de Abramento e Whittle (1995). ...............................................................................52
Figura 21. Efeito da sobrecarga. (a) Curvas de deslocamentos ao longo do geossintético. (b) e
(c) Curvas "Força de arrancamento x deslocamento". Fonte: (a) Adaptado de Farrag, Acar e
Juran (1993). (b) Adaptado de Ochiai et al. (1996)..................................................................53
Figura 22. Proposta de Alfaro et al. (1995) de interação solo-reforço baseado na dilatância
restringida. (a) Tensões cisalhantes e deformações mobilizadas no solo adjacente ao reforço.
(b) Distribuição das tensões normais no reforço. Fonte: Adaptado de Alfaro et al. (1995).....54
Figura 23. Perspectiva da caixa de pequenas dimensões para ensaios de arrancamento.. .......59
Figura 24. Medidor de deslocamentos a laser e seus componentes. (a) Vista geral do
equipamento; (b) Controlador Lógico Programável (CLP) e contadores; (c)
Sensores óticos e braços de posicionamento dos mesmos. ......................................................60
Figura 25. Curvas granulométricas dos solos utilizados na pesquisa com representação dos
valores de D
max
e D
85
do solo recomendados pela ASTM D6706, para utilização na caixa de
arrancamento de pequenas dimensões......................................................................................61
Figura 26. Equipamento utilizado para a compactação do solo no interior da caixa de testes.
(a) Compactador pneumático “Bosch”; (b) Sapata quadrada com 150 mm de aresta que é
acoplada ao equipamento..........................................................................................................62
Figura 27. Geossintéticos utilizados na pesquisa. (a) GG PP; (b) GT PP; (c) GG FV; (d) GG
PET...........................................................................................................................................64
Figura 28. Layout do ensaio de arrancamento de pequenas dimensões. a) Posicionamento da
caixa de testes. b) Posicionamento do transdutor de deslocamentos a laser. ...........................65
Figura 29. Curvas Força x Deslocamento. a) Ensaio 1. b) Ensaio 2.. ......................................68
Figura 30. Curvas Força x Deslocamento. a) Ensaio 5. b) Ensaio 6.. ......................................68
Figura 31. Curvas Força x Deslocamento. a) Ensaio 19. b) Ensaio 20.. ..................................68
Figura 32. Ancoramento de geogrelha na saída da caixa de testes. Foto traseira do ensaio 21.
..................................................................................................................................................69
Figura 33. Curvas Força x Deslocamento. a) Ensaio 3. b) Ensaio 4.. ......................................72
Figura 34. Curvas Força x Deslocamento. a) Ensaio 7. b) Ensaio 8.. ......................................72
Figura 35. Curvas Força x Deslocamento. a) Ensaio 11. b) Ensaio 12.. ..................................72
Figura 36. Curvas Força x Deslocamento. a) Ensaio 15. b) Ensaio 16.. ..................................73
Figura 37. Geogrelha de fibra de vidro com escorregamento dos membros transversais
(evidenciando a baixa resistência de junta) e ruptura em vários pontos após ensaio de
arrancamento com solo argiloso (subleito) na camada inferior e pedregulho areno-siltoso
(base) na camada superior, sobrecarga de 21 kPa. ...................................................................75
Figura 38. Curvas Força x Deslocamento. a) Ensaio 5. b) Ensaio 6.. ......................................76
Figura 39. Curvas Força x Deslocamento. a) Ensaio 9. b) Ensaio 10. .....................................76
Figura 40. Curvas Força x Deslocamento. a) Ensaio 13. b) Ensaio 14. ...................................77
Figura 41. Curvas Força x Deslocamento. a) Ensaio 17. b) Ensaio 18.. ..................................77
Figura 42. Fotos da geogrelha FV após o ensaio 28 que evidenciam a baixa resistência de
junta do material. (a) Vista geral do corpo-de-prova mostrando o padrão de deslizamento
similar de todos os membros transversais, com desconexão total dos dois últimos membros.
(b) Detalhe do corpo-de-prova que mostra as posições originais e finais dos pontos de medida
deslocamentos...........................................................................................................................78
Figura 43. Curvas Força x Deslocamento. a) Ensaio 19. b) Ensaio 20.. ..................................80
Figura 44. Curvas Força x Deslocamento. a) Ensaio 21. b) Ensaio 22.. ..................................81
Figura 45. Curvas Força x Deslocamento. a) Ensaio 23. b) Ensaio 24. ...................................81
Figura 46. Curvas Força x Deslocamento. a) Ensaio 25. b) Ensaio 26.. ..................................81
Figura 47. Curvas Módulo de rigidez confinado (J
C
) x Deformação dos Ensaios 3, 7, 11 e 15
(sobrecarga 7 kPa).. ..................................................................................................................83
Figura 48. Curvas Módulo de rigidez confinado (J
C
) x Deformação dos Ensaios 4, 8, 12 e 16
(sobrecarga 21 kPa).. ................................................................................................................84
Figura 49. Curvas Módulo de rigidez confinado (J
C
) x Deformação dos Ensaios 5, 9, 13 e 17
(sobrecarga 7 kPa).. ..................................................................................................................86
Figura 50. Curvas Módulo de rigidez confinado (J
C
) x Deformação dos Ensaios 6, 10, 14 e 18
(sobrecarga 21 kPa).. ................................................................................................................86
Figura 51. Amostra virgem da geogrelha PET, antes do teste, ensaiada no sentido transversal
de fabricação com variação geométrica....................................................................................87
Figura 52. Comparações entre Módulo de rigidez não-confinado (J
N
) e confinado (J
C
) dos
geossintéticos utilizados na pesquisa. a) Geogrelha PP L e Ensaios 3 e 4. b) Geogrelha PET L
e Ensaios 7 e 8. c) Geotêxtil PP L e Ensaios 11 e 12. ..............................................................89
Figura 53. Comparação entre Módulo de rigidez não-confinado (J
N
) da geogrelha PP T e
Módulo de rigidez confinado (J
C
) dos Ensaios 2 e 6 (sobrecarga 21 kPa. ...............................91
Figura 54. Resultados dos ensaios de tração da Geogrelha de Polipropileno (GG PP). a)
Direção Longitudinal de Fabricação. b) Direção Transversal..................................................92
Figura 55. Resultados dos ensaios de tração da Geogrelha de Poliéster (GG PET). a) Direção
Longitudinal de Fabricação. b) Direção Transversal................................................................92
Figura 56. Resultados dos ensaios de tração do Geotêxtil de Polipropileno (GT PP). a)
Direção Longitudinal de Fabricação. b) Direção Transversal..................................................93
Figura 57. Resultados dos ensaios de tração da Geogrelha de Fibra de Vidro (GG FV). a)
Direção Longitudinal de Fabricação. b) Direção Transversal..................................................93
Figura 58. Curvas Módulo de rigidez não-confinado (J
N
) da Geogrelha de Fibra de Vidro (GG
FV). a) Direção Longitudinal de Fabricação. b) Direção Transversal. ....................................94
Figura 59. Curvas Módulo de rigidez não-confinado (J
N
) da Geogrelha de Polipropileno (GG
PP). a) Direção Longitudinal de Fabricação. b) Direção Transversal......................................94
Figura 60. Curvas Módulo de rigidez não-confinado (J
N
) da Geogrelha de Poliéster (GG
PET). a) Direção Longitudinal de Fabricação. b) Direção Transversal. ..................................95
Figura 61. Curvas Módulo de rigidez não-confinado (J
N
) do Geotêxtil de Polipropileno (GT
PP). a) Direção Longitudinal de Fabricação. b) Direção Transversal......................................95
Figura 62. Curvas Módulo de rigidez não-confinado (J
N
) dos geossintéticos utilizados na
pesquisa. a) Direção Longitudinal de Fabricação. b) Direção Transversal..............................96
Figura 63. Envoltórias de resistência ao arrancamento. (a) Ensaios 1 e 2. (b) Ensaios 5 e 6. (c)
Ensaios 19 e 20.........................................................................................................................99
Figura 64. Envoltórias de resistência ao arrancamento. (a) Ensaios 3 e 4. (b) Ensaios 7 e 8. (c)
Ensaios 11 e 12. (d) Ensaios 15 e 16.....................................................................................100
Figura 65. Envoltórias de resistência ao arrancamento. (a) Ensaios 5 e 6. (b) Ensaios 9 e 10.
(c) Ensaios 13 e 14. (d) Ensaios 17 e 18.................................................................................101
Figura 66. Envoltórias de resistência ao arrancamento. (a) Ensaios 19 e 20. (b) Ensaios 21 e
22. (c) Ensaios 23 e 24. (d) Ensaios 25 e 26...........................................................................102
Figura 67. Geometria da Geogrelha de Fibra de Vidro..........................................................105
LISTA DE TABELAS
Tabela 2.1 – Funções do geotêxtil em rodovias não-pavimentadas associadas aos valores de
CBR do solo de subleito. ..........................................................................................................20
Tabela 2.2 - Características de alguns equipamentos de ensaios de arrancamento relatados na
literatura. Fonte: Adaptado de Kakuda (2005). Nota: H – Altura; L – Largura; C –
Comprimento............................................................................................................................36
Tabela 2.3 – Relações entre as medidas da caixa de arrancamento e o material e o material
envolvido no ensaio (solo e geossintético) recomendadas pela ASTM D 6706. Nota: L –
Largura; C – Comprimento; H – Altura. ...............................................................................38
Tabela 2.4 – Resultados de ensaios de arrancamento em equipamentos de grande e de
pequeno porte. Fonte: Kakuda, Bueno e Teixeira (2006).........................................................41
Tabela 3.1 – Propriedades dos solos utilizados na pesquisa.....................................................62
Tabela 3.2 - Características dos geossintéticos utilizados na pesquisa. ...................................63
Tabela 4.1 - Configurações dos ensaios de arrancamento........................................................67
Tabela 4.2 – Resultados dos ensaios de danos de instalação da geogrelha de fibra de vidro.
Nota: FV – Fibra de vidro; T
ult
– Resistência última à tração; C
v
– Coeficiente de variação;
ε
rupt
– Deformação na ruptura; Long – Longitudinal (sentido de fabricação); Transv –
Transversal (sentido de fabricação)..........................................................................................75
Tabela 4.3 – Valores do ângulo de atrito (δ) e adesão (α) de interface obtidos com as
envoltórias dos ensaios de arrancamento. ................................................................................98
Tabela 4.4 – Cálculo do coeficiente de aderência (α
b
) para os ensaios realizados. ...............103
SUMÁRIO
1 INTRODUÇÃO ...........................................................................................................14
1.1 Objetivos ...............................................................................................................16
2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ....................................................................................18
2.1 REFORÇO DE BASE DE PAVIMENTOS..........................................................19
2.1.1 Pavimentos com revestimento primário.........................................................19
2.1.2 Pavimentos com capa asfáltica ......................................................................29
2.2 ENSAIOS DE ARRANCAMENTO.....................................................................32
2.2.1 Ensaios de arrancamento de grande e pequeno porte em laboratório e ensaios
de campo...........................................................................................................................34
2.3 INTERAÇÃO SOLO-GEOSSINTÉTICO............................................................42
2.3.1 Fatores que influenciam as condições de contorno de ensaios de
arrancamento ....................................................................................................................52
3 MATERIAIS E MÉTODOS ........................................................................................58
3.1 INTRODUÇÃO ....................................................................................................58
3.2 CAIXA PARA ENSAIOS DE ARRANCAMENTO DE PEQUENO PORTE....58
3.3 SOLOS UTILIZADOS NA PESQUISA ..............................................................61
3.4 GEOSSINTÉTICOS UTILIZADOS NO PROGRAMA EXPERIMENTAL ......63
3.5 PROCEDIMENTOS DE ENSAIO .......................................................................64
4 RESULTADOS E DISCUSSÃO.................................................................................66
4.1 ENSAIOS DE ARRANCAMENTO.....................................................................66
4.2 ANÁLISE DOS RESULTADOS DOS ENSAIOS DE ARRANCAMENTO DE
PEQUENO PORTE APLICADOS AO REFORÇO DE BASE DE PAVIMENTOS .........82
4.2.1 Módulo de Rigidez Não Confinado (J
N
) x Módulo de Rigidez Confinado (J
C
)
..........................................................................................................................................87
4.3 ANÁLISE DOS ENSAIOS DE ARRANCAMENTO COM O COEFICIENTE
DE ADERÊNCIA (α
b
) PROPOSTO POR JEWELL (1996). ..............................................97
5 CONCLUSÕES .........................................................................................................106
RFERÊNCIAS...............................................................................................................108
14 1 Introdução e Objetivos
1 INTRODUÇÃO
O uso de geossintéticos na engenharia civil vem crescendo continuamente há décadas
no Brasil e no mundo. Isto ocorre porque são produtos versáteis e podem ser utilizados com
diversas funções. Dentre estas, destaca-se o uso como reforço, drenagem, separação e
filtração. Na função de reforço, é comum o emprego de geotêxteis e geogrelhas em muros de
solo reforçado, taludes íngremes, aterros sobre solos moles, aterros estaqueados, reforço de
solos de cobertura de aterros sanitários, reforço de base de pavimentos e da capa asfáltica em
pavimentos flexíveis, por exemplo.
Os geossintéticos estão sendo cada vez mais empregados nestes tipos de obras por
diminuírem custos de materiais, tempo de execução e, muitas vezes, também ajudam na
minimização de impactos ambientais. Além disso, possibilitaram soluções que tornaram
possível a construção civil em situações que, anteriormente, eram inviáveis economicamente
ou exigiam intervenções complexas. Um exemplo disto é a construção de aterros e estradas
sobre solos moles.
Entretanto, a interação solo-geossintético ainda não está totalmente elucidada. A cada
dia surgem novas propostas e descobertas sobre o assunto. O entendimento do mecanismo de
mobilização do geossintético é fundamental para a elaboração de métodos de
dimensionamento de estruturas de solo reforçado econômicas e confiáveis.
1 Introdução e Objetivos 15
O conhecimento sobre o desempenho e metodologias de dimensionamento de reforço de
base de rodovias são fundamentados, principalmente, em conhecimento empírico. Porém,
também existem propostas que possuem fundamentos teóricos e estão continuamente em
desenvolvimento.
O estudo da interação solo-geossintético por meio de ensaios de arrancamento é
tradicional na literatura. Além disso, estes ensaios fornecem parâmetros de projeto de obras de
solo reforçado. Os ensaios de arrancamento são realizados tanto em campo quanto em
laboratório. Estes últimos podem ser executados em equipamentos de grande ou de pequeno
porte. Os primeiros são amplamente utilizados na literatura. Entretanto, são dispendiosos e
necessitam de considerável volume de solo, em torno de 0,5 m
3
. Ensaios em equipamento de
pequenas dimensões são vantajosos por serem expeditos e de baixo custo. Em média, durante
o tempo necessário na preparação e execução de um ensaio de arrancamento de grande porte,
seis testes em pequeno porte são executados.
A análise dos resultados dos ensaios de arrancamento é, basicamente, voltada para a
aplicação em muros de solo reforçado e aterros sobre solos moles no cálculo do comprimento
de ancoragem. Nestes tipos de estruturas, o principal interesse é a resistência máxima ao
arrancamento que a inclusão oferece. Porém, em reforço de base de obras viárias, este não é o
maior aspecto de interesse. Nesta aplicação, a rigidez do sistema solo-reforço é fundamental,
pois pequenas deformações já podem inviabilizar o uso do pavimento.
Assim, o uso de ensaios de arrancamento para estudo da interação solo-geossintético no
reforço de base de pavimentos é de grande utilidade. Entretanto, os resultados devem ser
analisados em relação à rigidez inicial do sistema durante os ensaios, além da resistência ao
arrancamento.
16 1 Introdução e Objetivos
1.1 Objetivos
Diante do exposto acima, esta pesquisa possui os seguintes objetivos:
• analisar a diferença entre a rigidez confinada e não-confinada dos geossintéticos
e a relação entre ambas no desempenho dos materiais como reforço de base de
pavimentos;
• determinar qual o melhor geossintético dentre os empregados na pesquisa na
aplicação como reforço de base de obras viárias;
• implementação de sistema de medida direta dos deslocamentos ao longo do
geossintético durante ensaio de arrancamento em equipamento de pequeno porte
do Laboratório de Geossintéticos da EESC/USP;
• realização de ensaios de arrancamento para avaliação do uso de solo com
partículas de diâmetro máximo maiores que 2 mm na caixa de pequenas
dimensões citada acima. Kakuda (2005) e Kakuda, Bueno e Teixeira (2006)
demonstraram a confiabilidade e eficiência deste equipamento em reproduzir os
mesmos resultados de equipamentos de grande porte limitando em 2 mm o
diâmetro máximo do solo a ser utilizado nos testes. Pretende-se, futuramente,
comparar os resultados dos ensaios de arrancamento, realizados na presente
pesquisa, com os resultados de ensaios de grande porte que estão em andamento
na Universidade do Texas em Austin;
• realizar análise dos ensaios de arrancamento com o coeficiente de aderência
proposto por Jewell (1996), comparando com o comportamento observado
1 Introdução e Objetivos 17
nestes ensaios. Este coeficiente de Jewell (1996) é bastante didático, e servirá
para estudo da influência das parcelas de contribuição do atrito entre solo-
superfície sólida do geossintético e da resistência passiva na resistência ao
arrancamento dos geossintéticos estudados.
18 2 Revisão Bibliográfica
2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
O uso de geossintéticos em obras viárias é cada vez mais comum. Eles podem ser
utilizados tanto no reforço de base quanto no reforço da capa asfáltica de pavimentos
flexíveis. Dentre as vantagens da utilização de geossintéticos neste tipo de aplicação, pode-se
citar: aumento da vida útil do pavimento, retardamento da propagação e diminuição do
número de trincas, economia de material granular com a diminuição da espessura da camada
de base, possibilita a construção de estradas sobre terrenos com solo mole e prevenção da
contaminação da camada de base por finos do solo de subleito, por exemplo.
Diante de sua importância e desenvolvimento tecnológico, a técnica de reforço de
pavimentos com geossintéticos necessita, cada vez mais, de maiores estudos para o
entendimento dos mecanismos de solicitação destas estruturas. Isto refletirá no surgimento de
novos métodos de dimensionamento e aprimoramento dos já existentes. Para tanto, é essencial
o conhecimento da interação do geossintético com o solo circundante.
Os ensaios de arrancamento em laboratório são uma excelente ferramenta para o estudo
da interação solo-reforço. Além de serem práticos, permitem a comparação entre diferentes
configurações de solos e geossintéticos sem grandes custos, em relação aos ensaios de campo.
Estes ensaios são tradicionalmente utilizados, com o objetivo de fornecer parâmetros de
projeto para o cálculo do comprimento de ancoragem em obras de aterros sobre solos moles
ou muros de solo reforçado, por exemplo. Entretanto, nada impede que sejam utilizados na
2 Revisão Bibliográfica 19
análise para reforço de base de pavimentos. Assim, mais importante que avaliar a resistência
máxima ao arrancamento, deve-se observar a rigidez que o geossintético confere ao sistema
na fase inicial do ensaio de arrancamento.
2.1 REFORÇO DE BASE DE PAVIMENTOS
O estudo do reforço de base de obras viárias pode ser divido em duas vertentes:
pavimentos com revestimento primério e pavimentos com revestimento flexível (asfalto) ou
rígido (concreto). Os mecanismos de solicitação do reforço e os benefícios que este traz a
essas estruturas são, de certa forma, parecidos. A grande diferença entre rodovias com
revestimento primário e capa asfáltica é a profundidade admissível para as marcas de trilhas
de rodas. Isto é decisivo para as diferenças entre os mecanismos de solicitação do reforço
nessas estruturas.
2.1.1 Pavimentos com revestimento primário
Os geotêxteis foram os primeiros geossintéticos a serem utilizados como reforço de base
de pavimentos com revestimento primário. Eles são uma excelente solução, principalmente,
para a construção de estradas em que o solo de subleito possui baixa capacidade de suporte.
Além de reforço, os geotêxteis têm função de separação, evitando que o solo granular da
camada de base seja contaminado pelos finos do subleito. A atuação do geotêxtil como
reforço e separação está ligada ao valor do CBR do solo de subleito.
O desempenho do geotêxtil como reforço é maior quanto menor o CBR do subleito da
rodovia. Koerner (1999) fornece uma tabela que associa a função exercida pelo geotêxtil ao
CBR do solo de subleito (Tabela 2.1). Analisando a Tabela 2.1, percebe-se que, segundo
Koerner (1999), o geotêxtil tem apenas a função de separação em subleitos mais resistentes.
20 2 Revisão Bibliográfica
Estabilização é um estado intermediário em que, além de separação e filtração, há uma
pequena e não quantificada parcela de reforço (KOERNER, 1999).
Tabela 2.1 – Funções do geotêxtil em rodovias não-pavimentadas associadas aos valores de CBR do solo de
subleito.
CBR (ASTM D 1883)
Função do geotêxtil
Não-inundado Inundado
Separação
≥ 8 ≥ 3
Estabilização 3 – 8 1 – 3
Reforço e separação
≤ 3 ≤ 1
Fonte: Adaptado de Koerner (1999).
A capacidade de suporte do solo de subleito está diretamente ligada à ocorrência de
marca de trilhas de roda na superfície do pavimento. Ou seja, a profundidade das marcas de
trilhas de roda depende da deformação ocorrida no subleito. Em rodovias com revestimento
primário, marcas de trilhas de rodas da ordem de dezenas de milímetros de profundidade não
comprometem seriamente o seu uso (TRICHÊS; BERNUCCI, 2004). Entretanto, é necessário
adotar um critério para estabelecer um estado limite de utilização da rodovia.
Uma definição simples é adotada pela observação do comportamento típico de
pavimentos não-revestidos submetidos a ensaios de carregamento estático e ciclos de
carregamento. Após certo ponto, há o rápido acúmulo de deslocamentos sem grandes
incrementos de carregamento ou ciclos de carregamento, caracterizando assim, a plastificação
do material ensaiado (JEWELL, 1996). A determinação deste ponto, graficamente, é
apresentada na Figura 1.
Hammitt (1970, apud KOERNER, 1999) adota o valor limite de deslocamento vertical
(δ
v
) de 75 mm como ponto de plastificação. Adimensionalizando, conforme a Figura 1, os
maiores incrementos de deslocamentos começam a ocorrer com 0,2 ≤ (δ
v
/R) ≤ 0,5 (JEWELL,
1996).
HAMMITT, G.M. (1970). Thickness requirements for unsurfaced roads and airfields, bare base support.
Technical Report TR-2-70-5. US Army Waterways Experiment Station, Vicksburg.
2 Revisão Bibliográfica 21
Giroud e Han (2004) enumeram quatro mecanismos responsáveis pelo surgimento de
deformações na superfície do pavimento: compactação da camada de base e/ou do subleito
devido à solicitações de tráfego; ruptura por capacidade de carga na camada de base ou
subleito devido à tensões normais e cisalhantes induzidas pelo tráfego inicial; ruptura por
capacidade de carga na camada de base ou subleito após repetidas solicitações de tráfego
resultante de uma deterioração progressiva do material da camada de base, redução da
espessura efetiva desta por contaminação dos finos do solo de subleito, redução da habilidade
da camada de base em distribuir as solicitações de tráfego ao subleito, ou um decréscimo na
resistência do solo de subleito devido ao surgimento de pressões neutras durante a construção;
e deslocamento lateral dos materiais da camada de base e subleito devido à acumulação de
incrementos de deformações plásticas induzidas por cada ciclo de carregamento.
δ
v
/ Rδ
v
/ R
(p / S
u
)r
(a)
p / S
u
N
Nr
(b)
Figura 1. Critério de ruptura de pavimentos. (a) Carregamento estático. (b) Carregamento cíclico. Fonte:
Adaptado de Jewell (1996). Nota: δv - Deslocamento vertical; R - Raio da área de carregamento;
p – Carregamento; S
u
- Resistência não-drenada ao cisalhamento do solo de subleito; N - Número de
ciclos de carregamento; N
r
- Número de ciclos de carregamento de ruptura do sistema.
No reforço de base de pavimentos, a inclusão pode ser posicionada tanto à meia altura
da camada de base, quanto na interface desta com o subleito. No primeiro caso, geogrelhas
são utilizadas enquanto que no segundo, pode-se utilizar tanto geogrelhas quanto geotêxteis.
Geogrelhas são mais efetivas como reforço em relação aos geotêxteis pela interação que
ocorre entre o geossintético-solo e o contato solo-solo existente na abertura de malha.
22 2 Revisão Bibliográfica
Entretanto, o geotêxtil é mais eficiente em relação a geogrelha como elemento de separação
entre a camada de base e o subleito. Esta função de separação é importante, pois evita a
contaminação do material granular utilizado na camada de base pelos finos do subleito.
Independentemente da posição da inclusão, espera-se que a inclusão melhore o
desempenho da estrutura. Isto pode ser traduzido como aumento da vida útil do pavimento,
retardamento do desenvolvimento e diminuição do número de trincas na superfície da
rodovia, diminuição da espessura da camada de base para um mesmo volume de tráfego em
relação à situação não-reforçada, ou combinação do aumento do volume de tráfego com
diminuição da espessura da camada de base. Giroud e Han (2004) afirmam que o uso de
material na camada de base de qualidade inferior é outro potencial benefício com a utilização
de geossintéticos.
Os mecanismos de reforço quando o geossintético é posicionado na interface base-
subleito são a prevenção de cisalhamento local no subleito, maior distribuição de cargas,
redução ou reorientação de tensões cisalhantes na interface base-subleito e efeito membrana
(GIROUD; NOIRAY, 1981; GIROUD; HAN, 2004; JEWELL, 1996). Segundo Giroud e
Noiray (1981), o reforço posicionado entre a camada de base e o subleito previne o
surgimento e desenvolvimento de zonas locais de cisalhamento. Isto permite que o subleito
suporte tensões próximas do limite plástico como se estivesse sendo solicitado dentro de seu
limite elástico.
O segundo mecanismo de reforço mencionado, a distribuição de carga, se dá pela
melhor distribuição do carregamento que chega ao subleito. Isto se traduz pelo ângulo de
espraiamento que é maior para estruturas reforçadas em comparação com similares não-
reforçadas (GIROUD; AH-LINE; BONAPARTE, 1985). Portanto, a máxima tensão normal
atuante no subleito é reduzida.
2 Revisão Bibliográfica 23
A redução ou reorientação de tensões cisalhantes na interface base-subleito ocorre com
a absorção pelo geossintético de significativa parcela dos esforços cisalhantes que seriam
transmitidos ao subleito devido ao tráfego (JEWELL, 1996; MILLIGAN et al., 1989). A
Figura 2 apresenta os mecanismos de solicitação no reforço e distribuição de carregamentos
considerados na análise proposta por Jewell (1996). As tensões de cisalhamento transmitidas
pela camada de base ao subleito podem ser orientadas tanto para o exterior quanto para o
interior da seção transversal do pavimento. Quando estão orientadas para o exterior, a
capacidade de carga do subleito é diminuída. Ao contrário, quando orientadas para o interior,
a capacidade de carga do subleito sofre um acréscimo. Assim, o empuxo horizontal (P
B
)
desenvolvido na camada granular é parcialmente suportado pela resistência lateral passiva
(P
L
) do solo adjacente (Figura 2b). O equilíbrio de forças se dá com a transmissão de esforços
para o subleito através de tensões cisalhantes na interface entre as duas camadas. Com o
reforço posicionado nessa interface, o subleito consegue resistir às reduzidas tensões
cisalhantes que são transmitidas a ele, e a capacidade de suporte desse solo pouco resistente é
mantida (Figura 2c) (JEWELL, 1996).
Além do maior ângulo de espraiamento, a inclusão na superfície do subleito atua
distribuindo tensões cisalhantes para fora da área carregada B’, conforme ilustrado na Figura
2c. Porém, Jewell (1996) afirma que é prudente desconsiderar essa última parcela de ajuda na
distribuição de carga durante o dimensionamento com geotêxteis, pois uma pequena tensão
confinante atua na interface entre o subleito e o geotêxtil, limitando a tensão cisalhante que
pode ser mobilizada.
Desse modo, segundo Giroud e Han (2004) e Jewell (1996), as tensões cisalhantes
induzidas pelo tráfego tendem a ser orientadas para o exterior, prejudicando a capacidade de
carga do subleito. O embricamento entre o material granular da camada de base e a geogrelha,
através de sua abertura de malha, resulta em dois benefícios. O primeiro é a redução ou
24 2 Revisão Bibliográfica
eliminação do movimento lateral do material granular da camada de base. Como
conseqüência disto, não há a transmissão de tensões de cisalhamento para o subleito. O
segundo benefício é que a porção inferior da camada de base se torna uma superfície rugosa
devido às partículas do solo granular que penetram no interior da malha da geogrelha, gerando
tensões cisalhantes orientadas para o interior, o que contribui para um aumento na capacidade
de carga do subleito (GIROUD; HAN, 2004).
B
Figura 2. Reforço de base de pavimentos não-revestidos. (a) Definições e geometria do pavimento. (b)
Solicitações no subleito no caso não-reforçado. (c) Ação do reforço. Fonte: Adaptado de Jewell
(1996).
O efeito membrana é função do módulo de rigidez, da deformação do geossintético e da
profundidade das marcas de trilhas de rodas. Este tipo de solicitação ocorre apenas com altos
Argila mole
S
u
Aterro de
material granular
γ, φ’
β
β
σ
v
P
B’ B’
D
x
z
B'
Bp
⋅
B
σ
h
B
Argila mole
S
u
Aterro de
material granular
γ, φ’
β
β
σ
v
P
B’ B’
D
x
z
B
B'
Bp
a)
σ
h
⋅
b)
P
P
L
P
R
γ D
P
fill
D
Argila mole
Aterro de
material granular
Reforço
P
P
L
P
R
γ D
P
fill
D
Argila mole
Aterro de
material granular
Reforço
β
P
B’
B’
D
x
z
B
B
P
L
P
γ D
fill
β
P
B’
B’
D
x
z
B
B
P
L
P
γ D
fill
P
B
P
B
c)
2 Revisão Bibliográfica 25
valores de profundidade das marcas de trilha de rodas. Jewell (1996) afirma que o benefício
de geotêxteis atuando através do efeito membrana é significativo somente depois de
deslocamentos verticais da ordem de δ
v
/ 2B > 0,20. Segundo Giroud, Ah-Line e Bonaparte
(1985), o efeito membrana é desprezível para trilhas de roda (δ
v
) de 75 mm de profundidade,
e contribui com apenas 10 % na melhora do sistema com um deslocamento vertical (δ
v
) de
150 mm.
Para a utilização de geogrelhas inseridas no interior da camada de base, Giroud e Han
(2004) listam os seguintes benefícios: prevenção do movimento lateral do solo da camada de
base, reduzindo as trilhas de rodas na superfície do pavimento; aumento da rigidez do material
da camada de base, reduzindo suas deformações verticais e aumentando a distribuição de
carregamentos, além de reduzir a tensão vertical máxima no subleito; redução das tensões
cisalhantes transmitidas da base para o subleito, aumentando a capacidade de carga deste.
Estes benefícios também ocorrem em pavimentos com reforço de base e presença de capa
asfáltica em sua superfície. Além disso, em pavimentos com revestimento primário, a
utilização de geogrelhas previne rupturas por cisalhamento na camada de base; o efeito
membrana faz com que as solicitações de tráfego sejam suportadas após significantes
afundamentos por trilhas de rodas quando o tráfego é canalizado; prevenção do surgimento de
fissuras na porção inferior da camada de base, minimizando a contaminação desta pelos finos
do solo de subleito à medida que a camada granular deforma com o carregamento e prevenção
da perda de agregados da camada de base para dentro do subleito.
Giroud e Noiray (1981) desenvolveram um método semi-empírico de dimensionamento
de rodovias com revestimento primário reforçadas com geotêxtil posicionado na interface
base-subleito. Esta proposta baseia-se no efeito membrana como mecanismo de solicitação do
reforço. Portanto, necessita de grandes deslocamentos para que o método seja válido. Este
método considera o volume de tráfego, força aplicada pelas rodas dos veículos, pressão dos
26 2 Revisão Bibliográfica
pneus, resistência do solo de subleito, profundidade das marcas de trilhas de rodas e
influência do reforço de geossintético no modo de ruptura de rodovia ou área com
revestimento primário. O procedimento do método consiste no cálculo da espessura da base
com e sem o reforço. A diferença entre elas é a espessura de material granular que será
economizado com a utilização do geossintético, sendo possível então realizar uma análise
comparativa de custos.
A Figura 3 é o gráfico que reúne a solução do método para um eixo de 80 kN (P = 80
kN), marcas de trilhas de roda de 30 cm de profundidade (r = 0,3 m) e pressão interna dos
pneus de 480 kPa (p
c
= 480 kPa). Esta figura é bastante ilustrativa por mostrar a influência do
módulo de rigidez e do efeito do tráfego em função do CBR do subleito. O gráfico original
também mostra a influência da deformação do geotêxtil na espessura final da camada de base.
Analisando a Figura 3, percebe-se a grande influência da rigidez do geotêxtil na espessura de
material granular economizado para subleitos pouco resistentes, principalmente para valores
de CBR menores que um. Por exemplo, o primeiro passo do método é calcular a espessura
necessária para a camada de base sem o reforço (h’
o
). Para um solo de subleito com CBR
igual a unidade e pavimento com vida útil de 1 000 ciclos de passagem do eixo padrão, a
espessura necessária seria de 45 cm (linha pontilha preta na Figura 3). Ao utilizar um
geotêxtil de módulo 100 kN/m, a redução da espessura da camada de base (Δh) seria de 17 cm
(linha pontilha cinza na Figura 3).
Com o uso de um geotêxtil de módulo 450 kN/m, essa economia seria de 29 cm (linha
pontilha vermelha na Figura 3). Ou seja, com o primeiro geotêxtil (100 kN/m) a economia de
material seria de 38 %. Com um geotêxtil mais rígido (450 kN/m) a redução na espessura da
camada de base seria ainda maior, com 64 %.
O estudo de Webster e Watkins (1977, apud KOERNER, 1999) ilustra o efeito da
rigidez do reforço na vida útil de pavimentos (Figura 4). Os autores mostram que a utilização
WEBSTER, S. L.; WATKINS, J. E. (1977). Investi
g
ation of construction techniques for tactical brid
g
e
approach roads across soft ground. Technical Report S-77-1. US Army Waterways Experiment Station,
Vicksburg.
2 Revisão Bibliográfica 27
de geossintético aumenta o número de ciclos de carregamento antes da ruptura do pavimento,
e que inclusões com maior rigidez elevam ainda mais o tempo de vida útil do pavimento
(Figura 4).
Figura 3. Cálculo da espessura da camada granular na base no pavimento e a economia gerada com a inserção de
reforço de geotêxtil: Influência da rigidez e vida útil requerida para a estrutura. Fonte: Adaptado de
Giroud e Noiray (1981).
Figura 4. Ruptura em pavimentos não-revestidos reforçados e não-reforçados sujeitos ao tráfego. Fonte: Webster
e Watkins (1977 apud Jewell, 1996).
CBR0
12
3
4
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
h’
o
(cm)
Δh
(cm)
E = 450 kN/m
E = 400 kN/m
E = 300 kN/m
E = 200 kN/m
E = 100 kN/m
E = 10 kN/m
Módulo do
Geotêxtil
N = 10 000
N = 1 000
Número de
passagens
CBR0
12
3
4
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
h’
o
(cm)
Δh
(cm)
E = 450 kN/m
E = 400 kN/m
E = 300 kN/m
E = 200 kN/m
E = 100 kN/m
E = 10 kN/m
Módulo do
Geotêxtil
N = 10 000
N = 1 000
Número de
passagens
CBR0
12
3
4
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
h’
o
(cm)
Δh
(cm)
E = 450 kN/m
E = 400 kN/m
E = 300 kN/m
E = 200 kN/m
E = 100 kN/m
E = 10 kN/m
Módulo do
Geotêxtil
N = 10 000
N = 1 000
Número de
passagens
δ
v
/ R
Ciclos de carregamento, N
0,2 0,4 0,6
0,8
1,0
10 000
1 000
100
10
0
50
100
150 200
250
300
Deslocamento vertical,
δ
v
(mm)
Seção Refor çada
Reforço com
rigidez insuficiente
Seção não -reforçada
δ
v
/ R
Ciclos de carregamento, N
0,2 0,4 0,6
0,8
1,0
10 000
1 000
100
10
0
50
100
150 200
250
300
Deslocamento vertical,
δ
v
(mm)
Reforço com
maior rigidez
Reforço com
menor rigidez
Seção não-reforçada
δ
v
/ R
Ciclos de carregamento, N
0,2 0,4 0,6
0,8
1,0
10 000
1 000
100
10
0
50
100
150 200
250
300
Deslocamento vertical,
δ
v
(mm)
Seção Refor çada
Reforço com
rigidez insuficiente
Seção não -reforçada
δ
v
/ R
Ciclos de carregamento, N
0,2 0,4 0,6
0,8
1,0
10 000
1 000
100
10
0
50
100
150 200
250
300
Deslocamento vertical,
δ
v
(mm)
Reforço com
maior rigidez
Reforço com
menor rigidez
Seção não-reforçada
28 2 Revisão Bibliográfica
Além da rigidez do geossintético para pequenas deformações, propriedades como o
módulo de estabilidade da abertura de malha de geogrelhas, espessura dos elementos, formato
da seção transversal dos elementos da geogrelha, resistência de junta e dimensões da abertura
de malha têm influência no desempenho do geossintético como reforço de base (WEBSTER,
1993; COLLIN; KINNEY; FU, 1996). Vale salientar que esses parâmetros são investigados
há anos na literatura por meio de ensaios de arrancamento no estudo dos mecanismos de
interação solo-reforço.
Adicionalmente a esses parâmetros da geogrelha que influenciam o seu desempenho
como reforço, sabe-se que a partir de uma certa espessura da camada de base, o geossintético
não consegue exercer efetivamente esta função. Quando isto ocorre, a inclusão deve ser
posicionada no interior da camada de base. Os estudos realizados para quantificar este aspecto
serão abordados no próximo subitem.
Giroud e Noiray (1981) propuseram método semi-empírico de dimensionamento de
rodovias sem revestimento asfáltico reforçadas com geotêxteis na interface base-subleito A
proposta de Giroud, Ah-Line e Bonaparte (1985) possui características similares ao de Giroud
e Noiray (1981), porém aplica-se a geogrelhas. Estes estudos calculam a espessura da camada
de base sem o reforço e, posteriormente, a redução da espessura de material granular que a
inclusão promove. Jewell (1996) propôs um método analítico de dimensionamento,
consistente com métodos empíricos como o de Giroud e Noiray (1981) e Giroud, Ah-Line e
Bonaparte (1985). O método se baseia na interação entre capacidade de carga e transmissão
de tensões cisalhantes, introduzindo as propriedades da camada granular na análise. Jewell
(1996) afirma que os resultados de métodos empíricos anteriores, como o de Giroud e Noiray
(1981), correspondem à média do intervalo para as propriedades de materiais granulares
típicos. Porém, esse intervalo pode ser bastante grande. Além disso, algumas incertezas ainda
permanecem como o comportamento quanto à fadiga de pavimentos reforçados com
2 Revisão Bibliográfica 29
geotêxteis de rigidez insuficiente, ou a análise da capacidade de carga do material granular da
base sob o carregamento cíclico do tráfego.
Posteriormente, Giroud e Han (2004) também propuseram um método analítico que foi
calibrado com resultados de experimentos em campo e em laboratório disponíveis na
literatura. Ao contrário das propostas de Giroud e Noiray (1981) e Giroud, Ah-Line e
Bonaparte (1985), o método de Giroud e Han (2004) utiliza apenas uma equação para o
cálculo da espessura da camada de base reforçada com geogrelha. Adicionalmente, este
método permite o cálculo também para situações não-reforçadas e reforçadas com geotêxtil,
apenas utilizando valores apropriados dos parâmetros relevantes para cada situação
(GIROUD; HAN, 2004). Além disso, esta proposta considera fatores que influenciam no
cálculo da espessura da camada de base como a resistência do material da própria camada de
base, embricamento do material granular da base com a abertura de malha da geogrelha e a
rigidez do geossintético no seu plano de fabricação. Estes fatores são considerados
adicionalmente aos parâmetros já considerados nos métodos anteriores.
2.1.2 Pavimentos com capa asfáltica
Em pavimentos que possuem revestimento betuminoso ou de concreto, marcas de trilhas
de rodas (δ
v
) de alguns centímetros de profundidade já são bastante prejudiciais ao tráfego
desejado. Nestas estruturas, a ruptura é caracterizada para afundamentos (δ
v
) em torno de 20 e
25 mm (TRICHÊS; BERNUCCI, 2004).
Haas (1984, apud KOERNER, 1999), Abd El Halim, Haas e Chang (1987) realizaram
ensaios de laboratório em pista de testes de grande escala (4 m de comprimento, 2,4 m de
largura e 2 m de profundidade), com carregamentos cíclicos aplicados por meio de placa
circular com 300 mm de diâmetro. Na primeira série de ensaios foram estudadas seções
reforçadas e não-reforçadas, variando as condições do subleito entre saturado (situação de
30 2 Revisão Bibliográfica
menor resistência) e seco (maior resistência). O reforço foi benéfico para os dois casos. Para a
segunda série de testes, os autores analisaram vários aspectos na melhora do desempenho do
pavimento causada pelo reforço. Dentre estes, a vida útil do pavimento asfáltico é
significativamente melhorada nas seções reforçadas em relação às não-reforçadas (Figura 5a).
Com o critério de ruptura de 20 mm, a seção Não-reforçada 1 suporta em torno de 20 mil
ciclos de carregamento e a Não-reforçada 2, 140 mil ciclos (Figura 5a). Com a utilização da
inclusão, as seções reforçadas 1 e 2 suportam aproximadamente 320 mil ciclos de
carregamento (Figura 5a).
Número de ciclos de carregamento
10
10
2
10
3
10
4
10
5
10
6
0
5
10
15
20
25
30
Reforçado 1
Reforçado 2
Não reforçado 1
Não reforçado 2
Critério de ruptura
Deformação
permanente (mm)
Número de ciclos de carregamento
10
10
2
10
3
10
4
10
5
10
6
0
5
10
15
20
25
30
Reforçado 1
Reforçado 2
Não reforçado 1
Não reforçado 2
Critério de ruptura
Deformação
permanente (mm)
(a)
10
2
10
3
10
4
10
5
0
5
10
15
20
25
Deformação
permanente (mm)
Critério de ruptura
150 mm R
200 mm N
250 mm N
N
N
= 34 000
N
Figura 5. Ensaios cíclicos em pavimentos com capa asfáltica e reforço de base. (a) Deformação permanente na
superfície (afundamento de trilha de roda), Ensaio 2. (b) Deformação permanente na superfície,
Ensaio 3. Fonte: Adaptado de Haas (1984, apud KOERNER, 1999) e Abd El Halim, Haas e Chang
(1987). Nota: R – reforçado; N - não-reforçado; N
N
- Número de ciclos em situação não-reforçada;
N
R
- Número de ciclos em situação reforçada.
Na série de ensaios "3", os autores concluem que 150 mm da seção reforçada (150
mm R na Figura 5b) equivalem à, aproximadamente, 250 mm da seção não-reforçada (250
mm N na Figura 5b). Ou seja, a primeira suporta 80 000 ciclos até atingir o critério de ruptura
de 200 mm de deformação permanente na superfície do pavimento, enquanto que a seção não-
reforçada com 250 mm de espessura suporta 92 000 ciclos. Além disso, pode-se perceber na
N
= 92 000
N
R
= 80 000
Número de ciclos de carregamento
10
2
10
3
10
4
10
5
0
5
10
15
20
25
Deformação
permanente (mm)
Critério de ruptura
150 mm R
200 mm N
250 mm N
N
N
= 34 000
N
N
= 92 000
N
R
= 80 000
Número de ciclos de carregamento
(b)
2 Revisão Bibliográfica 31
Figura 5b que pavimento não reforçado com 200 mm de camada de base, suporta 34 000
ciclos de carregamento, enquanto que a vida útil do pavimento de 150 mm de espessura de
base reforçada é 135 % maior (80 000 ciclos).
Carroll, Walls e Haas (1987) utilizaram os dados dos experimentos citados acima e
fizeram uma correlação entre a espessura da base reforçada e não-reforçada, com a inclusão
localizada na interface base-subleito ou inserida na camada de base (Figura 6). Essa
correlação mostrou-se linear para os dois casos e os materiais analisados. Pode-se concluir,
pela Figura 6, que há uma determinada espessura a partir da qual o geossintético deve ser
inserido no interior da camada de base para exercer efetivamente a função de reforço. Para a
geogrelha e os materiais de base e subleito utilizados, essa espessura é de 250 mm (Figura 6).
Kinney, Abbott e Schuler (1998) afirmam que o efeito de geogrelhas como reforço é mínimo
em camadas de base de espessura maior que, aproximadamente, 40,6 cm.
Espessura da camada de base não-reforçada (mm)
375
250
125
Espessura equivalente da camada de base reforçada
(mm)
1250250
375
500 625
100 mm (min)
Geogrelha posicionada na
interface camada de base-
subleito
Geogrelha posicionada
a meia-altura da
camada de base
Espessura da camada de base não-reforçada (mm)
375
250
125
Espessura equivalente da camada de base reforçada
(mm)
1250250
375
500 625
100 mm (min)
Geogrelha posicionada na
interface camada de base-
subleito
Geogrelha posicionada
a meia-altura da
camada de base
Figura 6. Correlação entre espessura de base reforçada e não-reforçada para melhor posicionamento da geogrelha
como material de reforço. Fonte: Adaptado de Carrol, Walls e Haas (1987).
Chan, Barksdale e Brown (1989) afirmam que, para os materiais estudados, a geogrelha
promove maiores benefícios ao desempenho do pavimento que o geotêxtil quando inseridos
no interior da camada granular de base, mesmo a primeira possuindo rigidez menor que o
último. Isto se deve à interação do material granular com a geogrelha através de sua abertura
de malha. Huntington e Ksaibati (2000, apud TRICHÊS; BERNUCCI, 2004) afirmam que o
32 2 Revisão Bibliográfica
uso de geogrelha aumenta a rigidez da camada de base granular e reduz sua espessura em
35%. Chang, Wang e Wang (1998) realizaram ensaios cíclicos em laboratório com geogrelha
inserida na interface base-subleito solicitada por carga de 200 mm de diâmetro. Os autores
concluem que o geossintético, posicionado em profundidades maiores que uma vez a área de
carregamento, não atua efetivamente como reforço. Além disso, eles também confirmam que
a eficiência da geogrelha no reforço está ligada a sua rigidez e não a resistência à tração.
Dondi (1994) estudou um trecho de rodovia reforçada com geogrelha e concluiu que o
geossintético não sofre grandes solicitações, em torno de 5kN/m, mas para ser mobilizada
necessita possuir grande rigidez. Ele afirma também que quanto maior a rigidez da geogrelha,
maior é a resistência à fadiga do pavimento, resultando num aumento da vida útil da estrutura
de 100 a 150%.
2.2 ENSAIOS DE ARRANCAMENTO
A interação entre o solo e o reforço pode ser avaliada por ensaios de cisalhamento direto
e de arrancamento. No ensaio de cisalhamento direto, um bloco de solo desliza sobre o
geossintético. Em ensaios de arrancamento, o geossintético é extraído do maciço de solo em
que está inserido. A Figura 7 ilustra, para uma estrutura de solo reforçado, o tipo de ensaio
que melhor se aplica em cada zona do maciço.
Ensaios de cisalhamento direto em geotêxteis podem ser realizados utilizando-se um
bloco sólido na porção inferior da caixa de testes (Figura 7c), pois são materiais de superfície
plana contínua. Porém, ao utilizar geogrelhas, é necessário que as partes superiores e
inferiores da caixa sejam preenchidas com solo. Isto se deve à abertura de malha da inclusão,
pois o contato solo-solo causa grande influência no resultado do ensaio. Tais ensaios são
2 Revisão Bibliográfica 33
difíceis de serem executados. Sob σ
v
há recalques nas zonas centrais e isto afeta o
geossintético.
Os ensaios de arrancamento fornecem parâmetros que são utilizados no
dimensionamento de estruturas de solo reforçado. Um deles é o ângulo de atrito de interface
que é utilizado no cálculo do comprimento de ancoragem em maciços de solo reforçado, por
exemplo. Os resultados deste tipo de ensaio são influenciados pelas condições de contorno
entre as quais se destacam: confinamento aplicado, tipo de solo, compacidade e grau de
compactação, velocidade do ensaio, geometria da geogrelha, propriedades mecânicas e
rugosidade da superfície do geossintético, além dos efeitos da geração de pressões neutras.
F
ARR
σ
v
σ
h
σ
h
σ
v
σ
v
Arrancamento
(Ensaios de arrancamento)
Deslizamento de interface
(Ensaios de cisalhamento direto)
(b)
(a)
(d)
(c)
Figura 7. Ensaios para avaliação da interação solo-reforço. (a) Solicitações em maciço de solo reforçado.
(b) Ensaio de arrancamento. (c) Ensaio de cisalhamento direto (geotêxteis). (d) Ensaio de
cisalhamento direto (geogrelha). Fonte: Adaptado de Jewell (1996). Nota: σ
v
– Tensão vertical; σ
h
–
Tensão horizontal; F
ARR
– Força de arrancamento.
Em ensaios com geotêxteis, o mecanismo de interação do reforço com o solo
circundante é puramente atritivo. Em geogrelhas, o mecanismo de solicitação se deve à
resistência passiva desenvolvida no solo à frente dos elementos transversais e ao cisalhamento
no contato solo-solo, que ocorre na abertura de malha do geossintético. Além disso, há o atrito
no contato dos elementos da geogrelha com o solo adjacente. Dessa forma, o ensaio de
34 2 Revisão Bibliográfica
arrancamento é bastante utilizado na engenharia geotécnica, pois além de permitir o estudo da
interação solo-reforço, fornece dados para obtenção de parâmetros fundamentais de projeto
em obras de solo reforçado.
2.2.1 Ensaios de arrancamento de grande e pequeno porte em laboratório e ensaios de
campo
Os ensaios de arrancamento podem ser realizados tanto na própria estrutura em
construção quanto em laboratório. Os ensaios de campo são realizados em escala real, o que
sugere maior fidelidade dos resultados na obtenção de parâmetros de projeto. Porém, as
condições de contorno, tais como teor de umidade e grau de compactação do solo e instalação
do geossintético, são difíceis de serem controladas. Estes ensaios são bastante trabalhosos, de
alto custo e exigem o uso de equipamentos pesados. Isto resulta em uma complexa montagem
do ensaio, conforme apresentado na Figura 8. Outra desvantagem é o tempo de execução
elevado, além da possibilidade de paralisação da obra para a realização do ensaio.
Garra
Figura 8. Ensaio de arrancamento de campo realizado em muro de solo reforçado localizado em Cingapura.
Fonte: Adaptado de Wei et al. (2002).
Diante disto, ensaios em laboratório são uma alternativa interessante e competitiva. Eles
tentam reproduzir as condições de campo com as vantagens de serem expeditos, de menor
Face do talude
Macaco de aplicação da
força de arrancamento
Aquisição de dados
Garra
Face do talude
Macaco de aplicação da
força de arrancamento
Aquisição de dados
Sistema de
reação
2 Revisão Bibliográfica 35
custo e possibilitarem o melhor controle das condições de contorno. Adicionalmente,
permitem a obtenção de parâmetros da interação solo-reforço, antes mesmo da execução da
obra.
Os ensaios de arrancamento em laboratório podem ser de grande ou de pequeno porte.
Raju et al. (1998) afirmam que a caixa de arrancamento deve possuir, aproximadamente, 1000
mm de comprimento e 500 mm de largura para ser considerada de grande porte. A ASTM
D 6706 recomenda que as dimensões mínimas da caixa de testes sejam 610 mm de
comprimento, 460 mm de largura e 305 mm de profundidade. Os equipamentos relatados na
literatura, em geral, seguem esta tendência, porém há bastante variação no volume de solo
utilizado (Tabela 2.2).
Ochiai et al. (1996) compararam resultados entre ensaios de arrancamento de campo e
laboratório. Os primeiros foram realizados em aterro de 5,0 m de altura, composto por solo
arenoso reforçado com geogrelhas uniaxiais e biaxiais. As inclusões uniaxiais possuíam de
0,5 m de largura e 2,0 e 4,0 m de comprimento e as biaxiais, 1,0 m de largura e 3,0 m de
comprimento. Elas foram posicionadas a 1,0; 2,5 e 4,0 m de profundidade a partir do topo do
aterro, respectivamente. Os ensaios de laboratório foram executados em equipamento de
grande porte de 600 mm de comprimento, 400 mm de largura e 200 mm de altura (Figura 9).
Tanto os ensaios de campo quanto em laboratório foram realizados à velocidade de
1,0 mm/min. As tensões confinantes nos ensaios de campo foram 17, 43 e 68 kN/m
2
,
enquanto que nos ensaios de laboratório 25, 50, 75 e 100 kN/m
2
. Os autores compararam os
resultados entre os ensaios e concluíram que o mecanismo de mobilização da resistência ao
arrancamento é similar para os dois casos estudados, validando o procedimento em
laboratório.
36 2 Revisão Bibliográfica
Tabela 2.2 - Características de alguns equipamentos de ensaios de arrancamento relatados na literatura. Fonte:
Adaptado de Kakuda (2005). Nota: H – Altura; L – Largura; C – Comprimento.
Autores
H
(mm)
L
(mm)
C
(mm)
Volume
(m
3
)
Sistema de
aplicação da
sobrecarga
Medidas efetuadas
Christopher e
Berg (1990)
310 600 1220 0,227 Bolsa de ar
Deslocamento e força
de arrancamento.
Farrag et al.
(1993)
760 900 1520 1,040 Bolsa de ar
Deslocamento, força
de arrancamento e
velocidade.
Bergado e Chai
(1994)
510 750 1250 0,478 Bolsa de ar
Deformação,
deslocamento,
dilatância e força de
arrancamento.
Alfaro et al.
(1995)
400 600 1500 0,360 Bolsa de ar
Deformação,
deslocamento,
dilatância e força de
arrancamento.
Chang et al.
(1995)
150 500 400 0,030 Bolsa de ar
Deslocamento,
deformação e força
de arrancamento.
Ladeira e
Lopes (1995)
600 1000 1530 0,918
Cilindros
hidráulicos
Deslocamento e força
de arrancamento.
Miyata (1996) 220 325 660 0,047 Bolsa de ar
Dilatância,
deslocamento e força
de arrancamento.
Ochiai et al.
(1996)
200 400 600 0,048 Bolsa de ar
Deslocamento frontal
e força de
arrancamento.
Bakeer et al.
(1998)
152 610 610 0,057
Pistão
pneumático
Deslocamento frontal
e força de
arrancamento.
Teixeira e
Bueno (1999)
500 700 1500 0,525 Bolsa de ar
Força de
arrancamento,
tensões no solo e
deslocamentos.
Sugimoto et al.
(2001)
625 300 680 0,128 Bolsa de ar
Deslocamentos, força
de arrancamento,
força na face frontal,
movimento do solo.
Teixeira e
Bueno (2003)
150 300 250 0,011 Bolsa de ar
Força de
arrancamento,
tensões no solo e
deslocamentos.
Nakamura et
al. (2003)
200 220 500 0,022 Bolsa de ar
Deslocamento nos
nós, força de
arrancamento.
2 Revisão Bibliográfica 37
0,6 m
Figura 9. Equipamento de ensaio de arrancamento de grande porte de Ochiai et al. (1996). Fonte: Adaptado de
Ochiai et al. (1996).
Em princípio, pensava-se que ensaios em equipamento de grandes dimensões
forneceriam resultados mais confiáveis em relação aos de pequeno porte, por reproduzirem
melhor a estrutura física de um maciço de solo reforçado e a distribuição de tensões e
deformações no geossintético devido a um possível efeito escala (BAKEER; AHMED;
NAPOLITANO, 1998). No entanto, obviamente em proporções menores do que os ensaios de
campo, ensaios de grande porte em laboratório ainda necessitam de considerável quantidade
de solo (cerca de 0,3 m
3
) e possuem elevados custos e tempo de execução.
Desse modo, o uso de equipamento de pequenas dimensões torna-se uma alternativa
ainda mais prática e barata, diminuindo custos de materiais, equipamentos e tempo de
execução. Este último se reflete no menor tempo de preparação (homogeneização e
compactação do solo), montagem e execução do ensaio propriamente dito. Enquanto num
ensaio de grande porte são necessários em torno de três dias entre preparação e obtenção dos
resultados, este tempo diminui para três horas ao utilizar um equipamento de pequenas
dimensões.
O principal aspecto a ser observado para garantir a confiabilidade deste tipo de
equipamento é a interferência que as reduzidas dimensões da caixa podem causar nas
0,4 m
0,6 m
0,4 m
38 2 Revisão Bibliográfica
condições de contorno dos ensaios. O aspecto que mais se destaca é um possível aumento na
restrição a dilatância do solo, resultando em incremento ainda maior nas tensões confinantes
em relação ao ensaio de grande porte. Visando minimizar esta influência, a ASTM D 6706
define relações a serem atendidas entre as medidas da caixa e o material envolvido no ensaio
(solo e geossintético) (Tabela 2.3).
Tabela 2.3 – Relações entre as medidas da caixa de arrancamento e o material e o material envolvido no ensaio
(solo e geossintético) recomendadas pela ASTM D 6706. Nota: L – Largura; C – Comprimento; H
– Altura.
L C H
Dimensão da caixa
Maior ou Igual
20 D
85
do solo
6 D
max
do solo
5 x (máxima abertura
do geossintético)
6 D
85
do solo
3 D
max
do solo
Nakamura, Mitachi e Ikeura (2003) estudaram ensaios de arrancamento em
equipamento de pequeno porte com dimensões de 500 mm de comprimento, 220 mm de
largura e 200 mm de altura. Isto resulta num volume de solo de 0,022 m
3
. A abertura na
parede frontal da caixa é variável, podendo ser de 4, 6 ou 8 mm, localizando-se à meia altura
da caixa. A sobrecarga é aplicada através de pressão de ar numa bolsa de borracha localizada
no topo da caixa. Um macaco acionado por parafuso à velocidade de 1 mm/min é responsável
pela aplicação da força de arrancamento. A instrumentação dos ensaios consiste em células de
carga e em Linear Variable Differencial Transformers (LVDTs), possibilitando a obtenção de
dados de força de arrancamento e deslocamentos relativos de pontos da geogrelha. O solo
utilizado foi uma areia (Yufutsu sand) com diâmetro médio de 0,29 mm. Os autores não
fornecem a curva granulométrica e o diâmetro máximo do solo. Eles também não
compararam os resultados obtidos neste equipamento de pequeno porte com resultados
obtidos por meio de ensaios de arrancamento de grande porte, em condições de contorno e
2 Revisão Bibliográfica 39
materiais similares. O equipamento de pequenas dimensões de Nakamura, Mitachi e Ikeura
(2003) é apresentado na Figura 10.
Figura 10. Equipamento para ensaio de arrancamento de pequeno porte desenvolvido por Nakamura et al.
(2003). Fonte: Adaptado de Nakamura et al. (2003).
Ju et al. (2006) utilizaram caixa de 300 mm de comprimento, 300 mm de largura e 200
mm de altura, totalizando um volume de solo de 0,018 m
3
. A sobrecarga também é aplicada
no topo da amostra de solo por meio de ar comprimido injetado em bolsa de borracha. Os
deslocamentos ao longo do corpo-de-prova são obtidos em cinco nós, conectados a fios de
0,6 mm de diâmetro que, por sua vez, eram conectados a medidores de deslocamentos. Um
motor elétrico aplica a força de arrancamento à velocidade de 1 mm/min. Esta força é
registrada com uma célula de carga. A Figura 11 apresenta o equipamento de Ju et al. (2006).
Teixeira (2003) fabricou uma caixa de arrancamento de pequeno porte de 250 mm de
comprimento, 300 mm de largura e 150 mm de altura (Figura 12). Portanto, o volume
necessário de solo compactado para a realização do ensaio é de apenas 0,01125 m
3
, ou seja,
2% do volume empregado em equipamentos de grandes dimensões. A abertura da parede
frontal para passagem do geossintético é de 8 mm. Esta caixa é posicionada numa máquina
universal de ensaios que aplica a força de arrancamento a uma taxa de deslocamento
40 2 Revisão Bibliográfica
escolhida pelo operador do teste. Ela é capaz de adquirir automaticamente tanto os
deslocamentos da garra quanto as respectivas forças de arrancamento durante a execução do
ensaio. O sistema de aplicação da sobrecarga é aplicado por ar comprimido injetado em bolsa
inflável de PVC acoplada à tampa da caixa. A instrumentação é completada pelo uso de
células de tensões totais (CTT) e transdutor de pressões neutras (TPN), posicionados logo
abaixo da inclusão (10 mm abaixo da superfície do geossintético).
Figura 11. Equipamento de arrancamento de pequeno porte de Ju et al. (2006). Fonte: Ju et al. (2006).
Figura 12. Caixa para ensaios de arrancamento de pequeno porte de Teixeira (2003). Fonte: Teixeira (2003).
2 Revisão Bibliográfica 41
A viabilidade e confiabilidade deste equipamento foram comprovadas por Kakuda,
Bueno e Teixeira (2006). Os autores realizaram uma comparação entre os resultados obtidos
nesta caixa e os fornecidos por Teixeira (2003) em equipamento de grandes dimensões
(Figura 13) com os mesmos materiais (solo e geogrelha). A caixa de grande porte de Teixeira
(2003) possui 1500 mm de comprimento, 700 mm de largura e 480 mm de altura. A Tabela
2.2 apresenta os resultados em que T1, T2 e T3 são de Teixeira (2003) e K1, K2 e K3 são de
Kakuda, Bueno e Teixeira (2006).
Tabela 2.4 – Resultados de ensaios de arrancamento em equipamentos de grande e de pequeno porte. Fonte:
Kakuda, Bueno e Teixeira (2006).
σ
Tensão de Arrancamento
Equipamento Ensaio
(kPa) (kPa)
ƒ
pequeno porte K1 25 28,33 0,70
pequeno porte K2 50 38,57 0,68
pequeno porte K3 100 61,29 0,68
grande porte T1 25 29,75 0,74
grande porte T2 50 36,67 064
grande porte T3 100 61,58 0,68
Nota: ƒ (coeficiente de interação) = tg δ/tg φ ; δ = ângulo de atrito de interface obtido da envoltória de resistência ao
arrancamento; φ = ângulo de atrito do solo obtido por ensaio de cisalhamento direto.
Figura 13. Equipamento de grandes dimensões para ensaios de arrancamento utilizado por Teixeira ( 2003).
Fonte: Teixeira (2003).
42 2 Revisão Bibliográfica
Os autores afirmam que pequenas variações que ocorreram entre os resultados (a
máxima foi de 6%) estão dentro da variabilidade dos próprios equipamentos. As envoltórias
da interface solo-geogrelha obtidas foram praticamente coincidentes e concluem que o
equipamento de pequenas dimensões é apropriado e consegue reproduzir os resultados obtidos
em ensaios de grandes dimensões.
Pode-se concluir que, apesar de suas dimensões reduzidas, este equipamento de ensaio
de arrancamento de pequeno porte não interfere diretamente nos mecanismos de interação
solo-reforço, reproduzindo com fidelidade os resultados obtidos em equipamentos de grande
porte.
2.3 INTERAÇÃO SOLO-GEOSSINTÉTICO
O mecanismo de interação entre solo e geotêxteis na resistência ao arrancamento deve-
se ao atrito que se desenvolve no contato entre os dois materiais. Em geogrelhas, além da
contribuição do atrito de interface, o cisalhamento no contato solo-solo no interior da malha
do reforço e o mecanismo de resistência passiva também contribuem na resistência máxima
ao arrancamento. A resistência passiva se desenvolve no solo à frente dos elementos
transversais, devido à ação de corte destes. A Figura 14 apresenta os componentes do
mecanismo de resistência ao arrancamento de uma geogrelha.
Os métodos de dimensionamento de estruturas de solo reforçado disponíveis no meio
técnico, em geral, utilizam coeficientes que tentam refletir esta interação solo-reforço. Devido
à sua simplicidade, o coeficiente de interação "f" é o mais utilizado em projetos. Este
coeficiente não distingue a parcela de atrito de interface da resistência passiva e incorpora,
empiricamente, o grande número de parâmetros que interferem na resistência ao
arrancamento. Ou seja, ele não permite a avaliação individual destes fatores no estudo da
2 Revisão Bibliográfica 43
interação solo-geossintético (KAKUDA; BUENO; TEIXEIRA, 2006; TEIXEIRA, 2003). A
Equação 1 apresenta o cálculo de "f":
T = T
AL
+ (T
AT
+ T
P
)
TT
T – Resistência ao arrancamento total
T
AL
– Resistência atritiva desenvolvida ao longo da superfície dos elementos longitudinais
T
AT
– Resistência atritiva desenvolvida ao longo da superfície dos elementos transversais
T
P
– Resistência passiva desenvolvida à frente dos elementos transversais
Figura 14. Mecanismos de interação entre solo e geogrelha na resistência ao arrancamento. Fonte: Adaptado de
Koerner (1999).
φtgσA2
T
⋅⋅⋅
=f
(1)
Em que:
f - coeficiente de interação solo-reforço;
T - resistência máxima ao arrancamento da inclusão obtida em ensaio de arrancamento;
A - área plana do geossintético em contato com o solo;
σ - tensão normal atuante no reforço;
φ - ângulo de atrito do solo;
Jewell (1996) define dois coeficientes de interação solo-reforço, ou seja o coeficiente
de deslizamento (α
ds
) e o coeficiente de aderência (α
b
). O coeficiente de deslizamento (α
ds
)
avalia a resistência ao deslizamento do solo em contato com a inclusão, ou seja:
44 2 Revisão Bibliográfica
)a1(
'tg
tg
a
ss
ds
−+
φ
δ
⋅=α
(2)
Em que:
α
ds
- coeficiente de deslizamento;
s
a - porcentagem de área cheia do geossintético (para geotêxteis tecidos e não-tecidos,
s
a=1);
δ - ângulo de atrito de interface solo-geossintético;
φ' - ângulo de atrito efetivo do solo.
Como
s
a é igual a um para geossintéticos de superfície contínua, como os geotêxteis,
por exemplo, o coeficiente de deslizamento resume-se a:
'tg
tg
ds
φ
δ
=α (3)
O coeficiente de aderência (α
b
) avalia os dois principais mecanismos de transferência de
carga entre solo-reforço que são o atrito de interface e a resistência passiva do solo à frente
dos elementos transversais em geossintético de superfície descontínua:
'tg
1
S2
Ba
n
σ'
b
σ'
2
F
1
F
'tg
δtg
s
a
b
α
b
φφ
⋅
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
⋅
⋅
⋅
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
⋅⋅+=
(4)
Em que:
α
b
- coeficiente de aderência;
s
a - porcentagem de área do geossintético disponível para desenvolvimento do atrito de
interface solo-inclusão (para geotêxteis,
s
a=1);
δ - ângulo de atrito de interface solo-geossintético;
φ' - ângulo de atrito interno efetivo do solo;
2 Revisão Bibliográfica 45
F
1
- é o fator de escala
F
2
- fator de forma.
σ'
b
- resistência passiva desenvolvida pelo solo a frente dos elementos transversais;
σ'
n
- tensão normal aplicada no plano do geossintético;
b
a
- fração da largura de geossintético disponível para o desenvolvimento da resistência
passiva;
B - espessura do elemento da geogrelha;
S - espaçamento entre membros transversais;
Para geotêxteis
s
a = 1 e
b
a = 0. A eq.(15) torna-se:
dsb
'tg
tg
α=
φ
δ
=α (5)
Ou seja, para geossintéticos de superfície contínua, o coeficiente de aderência e o de
deslizamento são iguais. O mecanismo de transferência de carga é puramente atritivo para os
dois casos. A Figura 15 ilustra os mecanismos e as definições consideradas na análise desses
coeficientes.
Na Equação 4, o primeiro componente refere-se à contribuição do atrito de interface
entre o solo e a área sólida da geogrelha. O segundo membro, à resistência passiva
desenvolvida pelo solo à frente dos elementos transversais da grelha (JEWELL, 1996).
Entretanto, ao contrário da separação didática mostrada no cálculo de α
b
, ocorrem
interferências entre os mecanismos de interação solo-reforço.
46 2 Revisão Bibliográfica
Figura 15. Considerações no cálculo do coeficiente de deslizamento (α
ds
) e do coeficiente de aderência (α
b
). (a)
Definições da geometria do reforço. (b) Esquematização da análise da resistência passiva
desenvolvida à frente dos elementos transversais. Fonte: Adaptado de Jewell (1996).
Segundo Farrag, Acar e Juran (1993) e Teixeira, Bueno e Zornberg (2007) o atrito de
interface em geogrelhas necessita de pequenos deslocamentos relativos para serem
mobilizados e que, portanto, este é o primeiro mecanismo a contribuir na resistência ao
arrancamento. A resistência passiva é mobilizada com maiores deslocamentos e, por isso, se
manifesta posteriormente. Além disso esta governa a resistência última ao arrancamento
(TEIXEIRA; BUENO; ZORNBERG, 2007). Esta condição ocorre, principalmente, em
geogrelhas constituídas de elementos transversais com baixa rigidez à flexão (FARRAG;
ACAR; JURAN, 1993).
Milligan, Earl e Bush (1990) realizaram estudos foto-elásticos de arrancamento
mostrando que a mobilização da resistência passiva diminui o atrito entre os elementos
transversais e o solo circundante, e também do atrito de boa parte da superfície de contato dos
S
Elementos
transversais
T
T
B
Sem coesão
σ’
n
σ’
b
2 S σ’
n
tg φ’= B σ’
b
S
Elementos
transversais
T
T
B
Sem coesão
σ’
n
σ’
b
2 S σ’
n
tg φ’= B σ’
b
B
S
W
r
L
r
Direção da força de
arrancamento e movimento
relativo
B
S
W
r
L
r
Direção da força de
arrancamento e movimento
relativo
(a)
(b)
2 Revisão Bibliográfica 47
elementos longitudinais. Além disso, mostraram a mobilização progressiva da resistência
passiva ao longo do comprimento da geogrelha e a interferência entre membros transversais.
Ochiai et al. (1996) realizaram ensaios de arrancamento de grande porte em que o
comprimento do geossintético dentro do solo era de 4,0 m e a sobrecarga aplicada de 17,0
kPa. A Figura 16 apresenta os registros do deslocamento de sucessivas junções de uma
geogrelha em areia durante ensaio, mostrando que os elementos da geogrelha não contribuem
igualmente na resistência ao arrancamento. As junções se deslocam de maneira desigual, com
uma distribuição decrescente de deslocamentos desde o elemento mais próximo ao ponto de
aplicação da força de arrancamento até o mais afastado (OCHIAI et al., 1996). As parcelas de
carga resistidas pelos elementos da geogrelha serão diferentes e a ruptura ocorre de forma
progressiva, iniciando pela região mais próxima ao ponto de aplicação da força de
arrancamento, depois na região do membro transversal seguinte, e assim sucessivamente, até a
região do membro mais afastado, ocorrendo então a ruptura generalizada (TEIXEIRA, 2003).
Figura 16. Curvas "Força de arrancamento x deslocamentos de várias junções" obtidas por Ochiai et al. (1996).
Fonte: Adaptado de Ochiai et al. (1996).
A Figura 17 apresenta um resultado do estudo de Teixeira, Bueno e Zornberg (2007),
que são curvas típicas de distribuição de deslocamentos para valores crescentes da força de
48 2 Revisão Bibliográfica
arrancamento ao longo de uma geogrelha uniaxial em ensaio de arrancamento de grande
porte. Alfaro, Miura e Bergado (1995) e Farrag, Acar e Juran (1993) também apresentam
curvas parecidas. Analisando a figura abaixo, percebe-se que o deslocamento máximo ocorre
no ponto de aplicação da força de arrancamento e decresce até o final da geogrelha de forma
não-linear, refletindo o efeito da extensibilidade do reforço (ALFARO; MIURA; BERGADO,
1995; FARRAG; ACAR; JURAN, 1993; TEIXEIRA; BUENO; ZORNBERG, 2007).
Força de arrancamento:
(% da resistência ao arrancamento)
Comprimento da geogrelha (mm)
Deslocamento (mm)
Força de arrancamento:
(% da resistência ao arrancamento)
Comprimento da geogrelha (mm)
Deslocamento (mm)
Figura 17. Distribuição dos deslocamentos ao longo da geogrelha durante ensaio de arrancamento de grande
porte. Fonte: Adaptado de Teixeira, Bueno e Zornberg (2007).
Segundo Palmeira (2004), a distribuição não-linear da capacidade de carga entre os
membros transversais de grelhas extensíveis depende da combinação entre a geometria da
geogrelha, sua rigidez à tração e do nível de tensão aplicado.
A interação entre os elementos de uma geogrelha ocorre por meio da ação de corte
sofrida pelo solo que preenche as áreas vazias do geossintético, formando regiões de baixas
tensões logo atrás de seus membros transversais. Estas regiões de perturbação afetam a
resistência passiva desenvolvida à frente dos elementos transversais posteriores,
particularmente do membro seguinte ao se aproximar ou entrar nesta região. Além de
diminuir a resistência passiva que poderia vir a se desenvolver a frente dos outros elementos
2 Revisão Bibliográfica 49
transversais, essas regiões causam um alívio de tensões e, por conseguinte, o atrito do solo ao
longo dos elementos longitudinais e transversais diminui (PALMEIRA, 2004; TEIXEIRA,
1999; TEIXEIRA; BUENO; ZORNBERG, 2007). Ou seja, o mecanismo de resistência
passiva interfere no mecanismo de atrito de interface. Este fenômeno é mais intenso em
geogrelhas com pequena abertura de malha.
Teixeira, Bueno e Zornberg (2007) demonstraram o alívio do atrito de interface ao
longo dos membros longitudinais, além do desenvolvimento de zonas localizadas de variações
da tensão normal (Figura 18). A Figura 18a apresenta o registro de duas células de tensão total
posicionadas na porção central da abertura de malha da geogrelha e a diferentes distâncias do
ponto de aplicação da força de arrancamento. Percebe-se que ocorre uma oscilação entre 10 e
50 kPa na tensão normal durante o teste de arrancamento. A média das oscilações tem o
mesmo valor da sobrecarga de 25 kPa aplicada no início do ensaio. A distância entre picos das
curvas coincide com o espaçamento entre membros transversais (32 mm) (TEIXEIRA;
BUENO; ZORNBERG, 2007). A Figura 18b mostra os resultados de duas células de tensão
total a 150 mm do ponto de aplicação da força de arrancamento. Uma foi posicionada entre
dois membros longitudinais, enquanto que a outra, diretamente em cima de um elemento
longitudinal. Neste caso, o valor médio das oscilações da tensão normal é menor que a
sobrecarga aplicada. Isto evidencia a interferência entre elementos transversais e
longitudinais, que gera o alívio da força de atrito de interface ao longo dos membros
longitudinais (TEIXEIRA; BUENO; ZORNBERG, 2007).
Palmeira (2004) afirma que, além do aumento da magnitude das tensões, ocorre também
a rotação das tensões principais do solo à frente dos membros transversais devido à
mobilização de sua resistência passiva. A Figura 19 apresenta a proposta de Palmeira (2004)
da interação solo-reforço durante ensaio de arrancamento, além da curva força-deslocamento
de um elemento transversal isolado e do elemento seguinte adentrando a região do solo
50 2 Revisão Bibliográfica
perturbado pelo primeiro. Verifica-se a redução da capacidade de carga deste último
elemento.
Figura 18. Tensões normais localizadas nas proximidades da interface solo-geogrelha durante ensaio de
arrancamento de grande porte. (a) Medidas de células de tensão total localizadas entre membros
transversais. (b) Medidas de células de tensão total posicionadas entre membros longitudinais.
Fonte: Adaptado de Teixeira, Bueno e Zornberg (2007).
Figura 19. Mecanismo de interferência entre membros transversais da geogrelha. (a) Interação entre solo e
elementos transversais da geogrelha. (b) Redução da resistência passiva de um elemento transversal
ao adentrar uma zona de perturbação. Fonte: Adaptado de Palmeira (2004).
F
o
λ F
o
Força de arrancamento
Deslocamento
Elemento transversal isolado
Depois que um elemento transversal
entra na zona de perturbação
F
o
λ F
o
Força de arrancamento
Deslocamento
Elemento transversal isolado
Depois que um elemento transversal
entra na zona de perturbação
(a)
(b)
Parede da caixa
Rotação das tensões principais
B
i = 1
i = 2
x
l
S
(1 + ε)
Interação elemento
transversal - parede da caixa
Zona de perturbação
originada do movimento
dos elementos transversais
T
Parede da caixa
Rotação das tensões principais
B
i = 1
i = 2
x
l
S
(1 + ε)
Interação elemento
transversal - parede da caixa
Zona de perturbação
originada do movimento
dos elementos transversais
T
λ
= Fator de interferência
(528 mm)
(99 mm)
Deslocamento frontal (mm)
Tensão normal (kPa)
TSC1 (150 mm)
TSC2 (150 mm)
Deslocamento frontal (mm)
Tensão normal (kPa)
TSC1 (150 mm)
TSC2 (150 mm)
Deslocamento frontal (mm)
Tensão normal (kPa)
(528 mm)
(99 mm)
Deslocamento frontal (mm)
Tensão normal (kPa)
(
b
)
(
a
)
2 Revisão Bibliográfica 51
Em geogrelhas, que são materiais extensíveis, a dificuldade no entendimento do
fenômeno aumenta, pois este mecanismo de interferência entre membros transversais ocorre
de forma progressiva ao longo do comprimento da inclusão no sentido do arrancamento.
Segundo Palmeira (2004), a distribuição da capacidade de carga entre os membros
transversais de grelhas extensíveis é não-linear e depende da combinação da geometria da
grelha, sua rigidez à tração e do nível de tensão aplicado.
Abramento e Whittle (1995), em uma tentativa de elucidar o mecanismo de
arrancamento, identificam quatro fases sucessivas de resposta de inclusões planares de
superfície contínua durante o ensaio de arrancamento (Figura 20). Inicialmente, não há uma
interface de deslizamento (Figura 20b). A tensão de arrancamento "σ
p
" é resistida pelo atrito
na interface solo-reforço. O deslizamento não ocorre até que a razão entre cisalhamento local
e tração normal mobilize a resistência de atrito de interface. Ele inicia-se a partir da
extremidade "ativa" da inclusão com uma tensão de escoamento nomeada " ", identificando
o começo da não-linearidade da curva "Tensão x Deformação" (
I
p
σ
Figura 20a). Na segunda fase,
surge uma frente ativa de deslizamento ou rompimento de vínculo em uma direção (Figura
20c). Com o aumento da tensão de arrancamento (
σ
p
> ), a zona de deslizamento progride
ao longo da inclusão. Surge então uma segunda ou superior tensão de escoamento " "
(
I
p
σ
II
p
σ
Figura 20a) que é identificada quando a interface de atrito começa a ser mobilizada na zona
passiva da inclusão.
A fase seguinte chama-se frente ativa e passiva de deslizamento. Para tensões de
arrancamento (
σ
p
> ), estabelece-se o rompimento de vínculo em duas direções com o
desenvolvimento de uma frente passiva de deslizamento movendo-se para se conectar com a
frente ativa (
II
p
σ
Figura 20d). A quarta fase é o deslizamento total e ocorre quando o ângulo de
atrito local de interface "
δ" é mobilizado em todos os pontos ao longo da inclusão, com a
52 2 Revisão Bibliográfica
frente ativa de deslizamento alcançando a frente passiva (Figura 20e). Esta fase caracteriza-se
por uma carga residual de arrancamento "
σ
pr
" (Figura 20a).
Deformação da inclusão
Tensão de arrancamento, σ
p
I
p
σ
pr
σ
II
p
σ
pp
σ
Deformação da inclusão
Tensão de arrancamento, σ
p
I
p
σ
pr
σ
II
p
σ
pp
σ
(
e
)
(
d
)
(
c
)
(
b
)
(
a
)
Com deslizamento
Sem deslizamento
Figura 20. Seqüência esquemática de eventos durante arrancamento de inclusões planares: (a) Resposta carga-
deformação. (b) Sem interface de deslizamento. (c) Frente ativa de deslizamento (rompimento de
vínculo em uma direção). (d) Frentes ativa e passiva de deslizamento (rompimento de vínculo em
duas direções). (e) Deslizamento total. Fonte: adaptado de Abramento e Whittle (1995).
2.3.1 Fatores que influenciam as condições de contorno de ensaios de arrancamento
Dentre os vários fatores que influem na magnituda da força de arrancamento, citam-se:
o confinamento e a dilatância do solo; teor de umidade, grau de compactação e granulometria
do solo; velocidade de ensaio; abertura da parede frontal da caixa de testes para saída da
inclusão; dimensões e rigidez das paredes da caixa; e geometria e propriedades mecânicas do
corpo-de-prova de geossintético.
O aumento da sobrecarga resulta em uma maior força de arrancamento. Isto ocorre
porque se melhora o contato do geossintético com o solo circundante, incrementando a força
2 Revisão Bibliográfica 53
de atrito de interface e dificultando a ação de corte dos membros transversais da geogrelha.
Como conseqüência disto, a resistência passiva também aumenta. Segundo Farrag, Acar e
Juran (1993), a resistência de interface solo-geogrelha é mobilizada de forma mais uniforme
ao longo da inclusão com baixas tensões confinantes. O aumento do confinamento restringe o
deslocamento da geogrelha. Isto resulta numa maior mobilização da resistência de interface
perto do ponto de aplicação da força de arrancamento e uma menor mobilização da resistência
na extremidade passiva do reforço (FARRAG; ACAR; JURAN, 1993). Ou seja, as curvas de
distribuição dos deslocamentos ao longo do geossintético, em função da porcentagem da
resistência máxima ao arrancamento tornam-se mais inclinadas com o aumento da sobrecarga
(Figura 21a). Além disso, a curva "força de arrancamento x deslocamento" se desloca para a
esquerda e o seu valor de pico aumenta (Figura 21b). A conseqüência deste comportamento é
que o comprimento necessário de ancoragem do reforço pode ser diminuído com a
profundidade numa obra de muro de solo envelopado, por exemplo.
Figura 21. Efeito da sobrecarga. (a) Curvas de deslocamentos ao longo do geossintético. (b) e (c) Curvas "Força
de arrancamento x deslocamento". Fonte: (a) Adaptado de Farrag, Acar e Juran (1993). (b)
Adaptado de Ochiai et al. (1996).
A restrição da dilatância tem o efeito de aumentar o confinamento do solo próximo à
inclusão (ALFARO; MIURA; BERGADO, 1995), fazendo com que as tensões totais do solo
nessa região sejam diferentes das sobrecargas aplicadas durante o ensaio (TEIXEIRA, 2003).
Hayashi, Shahu e Watanabe (1999) verificaram este fenômeno por meio de células de tensão
Nós da geogrelha
Taxa de deslocamento (Nodal / Frontal)
Deslocamentos à força
máxima de arrancamento
Nós da geogrelha
Taxa de deslocamento (Nodal / Frontal)
Deslocamentos à força
máxima de arrancamento
Deslocamento do primeiro nó da geogrelha (mm)
Força de arrancamento (kN/m)
Deslocamento do primeiro nó da geogrelha (mm)
Força de arrancamento (kN/m)
(
b
)
(
a
)
54 2 Revisão Bibliográfica
total em pedregulho arenoso denso e geogrelha rígida. Os autores concluem que a dilatância
impedida com baixas sobrecargas, contribui para o aumento da tensão normal na interface
solo-reforço, aumentando a resistência ao arrancamento.
Alfaro et al. (1995) propôs um modelo conceitual de interação solo-reforço baseado no
efeito da restrição da dilatância na resistência ao arrancamento de geogrelhas rígidas (Figura
22). Os autores afirmam que há o desenvolvimento de mecanismos de interação bi e
tridimensionais. O mecanismo bidimensional se deve à interação solo-inclusão, enquanto que
o tridimensional é conseqüência do efeito da dilatância restringida do solo. À medida que o
geossintético é arrancado, o solo adjacente tende a dilatar-se (Figura 22a). Entretanto, a zona
adjacente não-dilatante atua impedindo a dilatância do solo na zona dilatante. Isto gera
tensões cisalhantes no contato entre a zona dilatante e não-dilatante (Figura 22a), resultando
no aumento das tensões normais nas extremidades laterais do reforço (B
e
) (Figura 22b). Dessa
forma, um mecanismo de interação tridimensional se desenvolve nas extremidades do corpo-
de-prova (B
e
), ao mesmo tempo em que ocorre um mecanismo bidimensional na seção central
do geossintético (B
G
- 2B
e
) (Figura 22b) (HAYASHI; SHAHU; WATANABE, 1999).
(
b
)
(
a
)
Figura 22. Proposta de Alfaro et al. (1995) de interação solo-reforço baseado na dilatância restringida. (a)
Tensões cisalhantes e deformações mobilizadas no solo adjacente ao reforço. (b) Distribuição das
tensões normais no reforço. Fonte: Adaptado de Alfaro et al. (1995). Nota: B
G
- Largura da inclusão;
B
e
- Largura da inclusão afetada pelo mecanismo de interação tridimensional.
2 Revisão Bibliográfica 55
Este mecanismo proposto por Alfaro et al. (1995) explica a influência da largura do
geossintético na resistência ao arrancamento. Alfaro et al. (1995), Alfaro, Miura e Bergado
(1995), Farrag, Acar e Juran (1993) e Ochiai et al. (1996) demonstraram que a diminuição da
largura do corpo-de-prova em relação à caixa de testes resulta em maior força de
arrancamento em ensaios de grande porte. Kakuda (2005) encontrou o mesmo efeito em testes
com equipamento de pequenas dimensões. Isto ocorre, pois à medida que a inclusão ocupa a
largura da caixa de testes, menor é a zona não-dilatante durante o arrancamento. Ou seja, "B
e
"
diminui. Quando o geossintético ocupa toda a largura da caixa, o mecanismo de interação
passa ser unicamente bidimensional.
No entanto, o atrito entre o solo e as paredes laterais da caixa de arrancamento pode
causar o efeito inverso ao descrito acima. A sobrecarga aplicada pode ser parcialmente
transferida para as paredes da caixa pelo atrito desenvolvido, resultando na redução da tensão
normal no geossintético (FARRAG; ACAR; JURAN, 1993). Para minimizar este atrito entre
o solo e as paredes internas da caixa de testes, recomenda-se o revestimento das paredes com
sanduíche de membranas lubrificadas (ALFARO; MIURA; BERGADO, 1995; OCHIAI et al.,
1996).
Ao contrário, se o atrito entre o solo e a parede frontal da caixa não for minimizado, o
efeito será de um aumento da força máxima de arrancamento. Palmeira e Milligan (1989)
investigaram esta condição variando a rugosidade da parede frontal. Os autores concluem que
ele pode ser minimizado com a lubrificação da mesma.
Nakamura, Mitachi e Ikeura (2003) avaliaram a influência da abertura frontal da caixa
de arrancamento. Os autores utilizaram aberturas de 4, 6 e 8 mm e solo arenoso com diâmetro
médio de 0,29 mm. Eles concluem que a abertura ideal é de 4 mm, o dobro da espessura dos
elementos da geogrelha estudada. No entanto, eles não fornecem a relação da abertura para
saída do geossintético com o diâmetro máximo do solo. Alfaro, Miura e Bergado (1995)
56 2 Revisão Bibliográfica
utilizaram caixa de arrancamento de grande porte com abertura para saída da inclusão de 50
mm. O solo utilizado foi um pedregulho bem graduado com diâmetro médio de 4,74 mm. Os
autores não fornecem o valor do diâmetro máximo do solo empregado. Os estudos de Kakuda
(2005) utilizando caixa de arrancamento de pequeno porte, com abertura para saída da
geogrelha de 8 mm, foram realizados com solos de diâmetro máximo de 2 mm e geogrelha
com espessura de 1,5 mm.
Jewell et al. (1984) sugerem a existência de uma relação entre o diâmetro das partículas
do solo e a geometria da geogrelha que confere eficiência no mecanismo de transferência de
carga. As partículas do solo devem penetrar na malha da geogrelha de tal sorte que o
geossintético possa atuar aumento o confinamento e o embricamento entre os grãos. Teixeira,
Bueno e Zornberg (2007) mostram que há um espaçamento ótimo entre membros transversais
para uma geogrelha e solo específico e, valores diferentes deste, causam a interferência entre
os elementos da geogrelha diminuindo a resistência ao arrancamento. Sarsby (1985 apud
KOERNER, 1999) sugere que esta relação deva ser S / D
50
> 3,5, sendo "S" a menor
dimensão da abertura da malha da geogrelha e "D
50
" o diâmetro médio das partículas de solo.
Palmeira e Milligan (1989) analisam a relação entre a espessura da geogrelha (B) e o diâmetro
médio das partículas do solo (D
50
) que melhora o mecanismo de transferência de carga solo-
reforço. Os autores afirmam que essa relação deve ser B / D
50
< 10. Jewell (1996) incorpora
no cálculo do coeficiente de aderência "
α
b
" dois fatores que levam em conta a geometria da
geogrelha (seção transversal e espaçamento entre membros transversais) e o diâmetro médio
do solo. Estes fatores podem aumentar a transferência de carga por resistência passiva em
duas vezes ou mais (JEWELL, 1996).
A elevação do grau de compactação do solo causa um aumento progressivo na
resistência ao arrancamento, e a relação entre ambos é linear (KAKUDA, 2005; TEIXEIRA,
1999, 2003).
SARSBY, R. W. (1985). The influence of aperture size/particle size on the efficiency of grid reinforcement. In:
CANADIAN SYMPOSIUM ON GEOTEXTILES AND GEOMEMBRANES, 2., Edmonton.
Proceedings… Edmonton:
The Geotechnical Society of Edmonton, p. 7-12.
2 Revisão Bibliográfica 57
Farrag, Acar e Juran (1993) utilizaram velocidades de arrancamento de 2, 6, 10 e 20
mm/min em ensaios com areia uniforme. Os autores afirmam que houve uma redução de 25%
na força máxima de arrancamento ao aumentar a velocidade de 2 para 20 mm/min e que
maiores velocidades mobilizam menores deformações ao longo do reforço. Eles recomendam
velocidades de testes menores que 6 mm/min. Entretanto, Lopes e Ladeira (1996) verificaram
que o aumento da velocidade resulta em aumento da resistência ao arrancamento. Os autores
afirmam que ao variar a velocidade de 1,8 para 22 mm/min., a resistência ao arrancamento
aumentou 30%. Ao contrário de Farrag, Acar e Juran (1993), Lopes e Ladeira (1996)
utilizaram uma areia pedregulhosa bem graduada em seus ensaios. Estes afirmam que o
elongamento da geogrelha diminui com o aumento da velocidade do teste. Ou seja, em
relação às deformações há uma concordância entre os estudos citados. Kakuda (2005)
observou, por meio de equipamento de pequeno porte, o mesmo comportamento relatado por
Lopes e Ladeira (1996). O solo utilizado foi uma areia argilosa bem graduada. Kakuda (2005)
afirma que a força de arrancamento máxima aumentou em 12% quando a velocidade de
ensaio passou de 8 para 100 mm/min. O autor conclui que velocidades entre 2 e 8 mm/min
têm pouca influência nos resultados da resistência ao arrancamento.
Em relação ao tipo de solo, Kakuda (2005) verificou que maiores teores de argila no
solo resultam em menores coeficientes de interação. Em solos mais argilosos a parcela de
contribuição da adesão de interface na resistência ao arrancamento é maior. Neste tipo de
solo, as condições de drenagem ganham maior importância pois são restritas e quando o teor
de umidade é elevado, a aplicação de sobrecargas podem gerar pressões neutras que
diminuem a resistência ao arrancamento das geogrelhas (TEIXEIRA, 2003).
58 3 Materiais e Métodos
3 MATERIAIS E MÉTODOS
3.1 INTRODUÇÃO
Este capítulo descreve os equipamentos e materiais utilizados nesta pesquisa, quais
sejam, a caixa de arrancamento, os solos e os geotêxteis.
3.2 CAIXA PARA ENSAIOS DE ARRANCAMENTO DE PEQUENO PORTE
A caixa de arrancamento de pequenas dimensões foi construída por Teixeira (2003) e
utilizada por Kakuda (2005) e Kakuda, Bueno e Teixeira (2006). Esta caixa foi adaptada para
esta pesquisa, visando a implementação de um sistema de medida direta dos deslocamentos ao
longo do corpo-de-prova durante os ensaios.
A caixa possui dimensões internas de 250 mm de comprimento, 300 mm de largura e
150 mm de altura. Portanto, a quantidade de solo necessária para a realização dos ensaios é de
apenas 0,01125 m
3
(2% do volume empregado em equipamentos de grandes dimensões). A
sua parede frontal possui uma abertura de 8 mm em toda sua extensão para saída da inclusão e
seu acoplamento à garra responsável pela aplicação da força de arrancamento. Há um suporte
soldado na parte traseira da caixa através do qual esta é fixada a máquina universal por meio
de parafusos. Rasgos de 40 mm de largura e 3 mm de altura foram realizados na parede
3 Materiais e Métodos 59
traseira da caixa de arrancamento, possibilitando a medida direta de deslocamentos ao longo
do geossintético.
Além disso, foi fabricado um suporte para elevar a caixa de testes e criar um espaço de
150 mm, permitindo a movimentação de pesos amarrados a fios de aço inoxidável conectados
ao geossintético. Estes pesos servem de mira para o medidor de deslocamentos. Na Figura 23
é apresentada uma perspectiva da caixa para ensaios de arrancamento de pequenas dimensões.
300
250
Figura 23. Perspectiva da caixa de pequenas dimensões para ensaios de arrancamento. Nota: Dimensões em mm.
Os deslocamentos do corpo-de-prova foram obtidos através de um sistema composto
por fios de aço inoxidável de 0,35 mm de diâmetro e dois pesos, de 200 g de massa, que
servem de mira para um medidor de deslocamentos a laser. Este medidor de deslocamento foi
inteiramente desenvolvido no Laboratório de Geossintéticos da Escola de Engenharia de São
Carlos para medida externa das deformações de geossintéticos em ensaios de tração (Bueno,
2006). Cada um dos dois sensores óticos do equipamento emite um feixe de laser e procura o
limite entre a superfície reflexiva e a superfície opaca dos pesos. No decorrer dos ensaios, os
sensores acompanham a movimentação da mira previamente determinada e fornecem
deslocamentos com resolução de centésimos de milímetros. A Figura 24 apresenta o medidor
de deslocamentos a laser e seus componentes: computador, controlador lógico programável
(CLP), contadores que mostram a posição dos sensores superior e inferior, motores de passo,
sensores óticos e braços de posicionamento dos mesmos.
40
3
Abertura frontal para saída da
inclusão (h = 8 mm)
150
Rasgos
Furo para
fixação na
prensa com
parafusos
60 3 Materiais e Métodos
(a)
Sensores
óticos
Braço de
posicionamento do
sensor ótico
(b)
Motores de
passo
(c)
Figura 24. Medidor de deslocamentos a laser e seus componentes. (a) Vista geral do equipamento;
(b) Controlador Lógico Programável (CLP) e contadores; (c) Sensores óticos e braços de
posicionamento dos mesmos.
A aquisição dos dados do ensaio pelo computador é realizada com um programa
implementado por Avesani Neto (2005) no software LabVIEW®. Este programa gera, ao
final do ensaio, um arquivo de extensão ".txt" contendo os dados de força de arrancamento
(em kg) e posições dos sensores óticos (em mm) ao longo do tempo.
A aplicação da sobrecarga é realizada com o uso de ar comprimido injetado numa bolsa
inflável de PVC acoplada à tampa da caixa. Dessa maneira, as pressões aplicadas no interior
da bolsa chegam integralmente ao solo no interior da caixa, e a sobrecarga é aplicada de
forma homogênea e constante durante todo o ensaio de arrancamento. A pressão de ar é
controlada por uma válvula reguladora da "Norgreen" e um transdutor de pressão da marca
"Sodmex", tipo HMI-2300. A alimentação e leitura do sinal do transdutor são realizadas por
uma fonte e um multímetro de mesa da Minipa, modelos MPS 3006D e MDM-8155,
respectivamente.
Foram utilizados uma garra pneumática conectada a célula de carga, de duas toneladas
de capacidade máxima, para aplicação e registro da força de arrancamento. Esta conecta-se à
máquina universal de 100 kN de capacidade da Emic modelo DL – 10000. Desse modo, a
força de arrancamento ao longo do tempo também é registrada diretamente em computador.
3 Materiais e Métodos 61
3.3 SOLOS UTILIZADOS NA PESQUISA
Dois solos foram utilizados nesta pesquisa. A Figura 25 exibe as curvas granulométricas
e a Tabela 3.1 a caracterização dos mesmos. O solo 1, nomeado como base, é um pedregulho
areno-siltoso oriundo de Navasota no Texas – EUA e é utilizado como camada de base de
pavimentos. O solo 2, designado como subleito, é um solo argiloso proveniente do município
de Austin no Texas-EUA, onde é conhecido como “fire clay”. O uso destes materiais faz parte
de uma parceria de pesquisa entre a Escola de Engenharia de São Carlos da Universidade de
São Paulo e a Universidade do Texas em Austin.
Buscando minimizar interferências nas condições de contorno dos ensaios de
arrancamento, foi realizada a correção granulométrica do solo da camada de base visando
atender os critérios da ASTM D6706. Para a caixa de arrancamento utilizada, os valores de
"D
85
" e "D
max
" calculados para que o material atenda estas relações são apresentados
graficamente na Figura 25 através de linhas pontilhadas. Em todos os ensaios, o solo de base
refere-se ao solo com a curva granulométrica modificada.
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
0,001 0,01 0,1 1 10 100
Diâmetros dos Grãos (mm)
Porcentagem que Passa (%)
Figura 25. Curvas granulométricas dos solos utilizados na pesquisa com representação dos valores de D
max
e D
85
do solo recomendados pela ASTM D6706, para utilização na caixa de arrancamento de pequenas
dimensões.
Argila Silte
Fina Média Grossa
Pedregulho
Areia
NBR 6502/95
D
85
D
85
≤
12,5
D
max
≤
25
Subleito
Base
Base
corrigida
62 3 Materiais e Métodos
A compactação do solo no interior da caixa de testes se deu através de um compactador
pneumático “Bosch”, modelo GSH 11E, com o acoplamento em sua haste de uma sapata
quadrada de 150 mm de largura (Figura 26).
(b)
(a)
Figura 26. Equipamento utilizado para a compactação do solo no interior da caixa de testes. (a) Compactador
pneumático “Bosch”; (b) Sapata quadrada com 150 mm de aresta que é acoplada ao equipamento.
Tabela 3.1 – Propriedades dos solos utilizados na pesquisa.
Solos
(a)
Propriedades
1 2
Nome Base Subleito
ρ
s
(g/cm
3
)
2,70 2,70
w
L
(%) 59
w
P
(%) 23
IP (%) 36
ρ
d,max
(g/cm
3
)
(b)
2,27
(c)
1,73
w
ot
(%)
(b)
7
(c)
19
φ' (°)
45
(d)
17
(e)
c (kPa) 0
(e)
GC (%) 100 100
Classificação (SUCS) GM CH
Nota: (a) Valores fornecidos por Gupta (2006); (b) Ensaio de Proctor com Energia Normal; (c) Ensaio de Proctor
realizado segundo Método C da ASTM D 698-00a; (d) Estimativa segundo Lambe e Whitman (1979); (e) Ensaio
de cisalhamento direto.
3 Materiais e Métodos 63
3.4 GEOSSINTÉTICOS UTILIZADOS NO PROGRAMA EXPERIMENTAL
Quatro diferentes geossintéticos foram utilizados nesta pesquisa: uma geogrelha rígida
de polipropileno, um geotêxtil tecido de polipropileno, uma geogrelha rígida de fibra de vidro
e uma geogrelha rígida de poliéster revestida com PVC. As características dos reforços estão
na Tabela 3.2.
Tabela 3.2 - Características dos geossintéticos utilizados na pesquisa.
Tipo de geossintético e material de fabricação
Propriedade
Sentido de
fabricação
GG
PP
GT
PP
GG
FV
GG
PET
Long 12,4 70 50 29,2
Resistência à tração
(kN/m) Transv 19,0 70 50 29,2
Long 205 700 365
Módulo de rigidez a 2 % de deformação
(kN/m)
Transv 330 965 365
Long 170 700 268
Módulo de rigidez a 5 % de deformação
(kN/m)
Transv 268 760 268
Long 25,0 22,5 25,4
Abertura da malha (mm)
Transv 33,0 30,0 25,4
Espessura do elemento (mm) Transv 0,76 1,50 1,50
Nota: Valores nominais fornecidos pelos fabricantes. GG– Geogrelha; GT– Geotêxtil tecido; PP– Polipropileno;
FV – Fibra de vidro; PET - Poliéster; Long – Longitudinal; Transv – Transversal.
Estes geossintéticos são fabricados para utilização em reforço de base de pavimentos.
Por isso, possuem elevada rigidez e foram utilizados na primeira parte deste programa
experimental. A Figura 27 apresenta os geossintéticos utilizados na pesquisa.
64 3 Materiais e Métodos
(
a
)
(
b
)
(
d
)
(
c
)
Figura 27. Geossintéticos utilizados na pesquisa. (a) GG PP; (b) GT PP; (c) GG FV; (d) GG PET.
3.5 PROCEDIMENTOS DE ENSAIO
Inicialmente, fios de aço inoxidável eram fixados em junções das geogrelhas ou
elementos do geotêxtil tecido a distâncias de 90 e 165 mm em relação à parede frontal da
caixa de arrancamento.
As paredes internas da caixa de arrancamento foram revestidas com duas camadas de
plástico fino e rígido intercaladas com graxa, visando diminuir o atrito de interface solo-caixa.
Após a compactação da primeira camada de solo, o geossintético era posicionado e, em
seguida, compactava-se a segunda camada. Os solos foram utilizados na umidade ótima e com
100 % de grau de compactação na energia normal, havendo reuso de material. Uma placa
retangular de madeira, com arestas de dimensões um pouco menores que as medidas internas
da caixa, foi utilizada para auxiliar o início da compactação. A camada com argila (subleito)
era compactada em duas etapas, enquanto que o pedregulho (base) em apenas uma. Quando
3 Materiais e Métodos 65
este era utilizado, posicionava-se um geotêxtil não-tecido de baixa gramatura para proteção da
bolsa inflável de PVC da tampa da caixa de testes.
Preenchida a caixa de arrancamento, esta era tampada e tiras de geotêxtil não-tecido
coladas nos elementos da geogrelha a ser ensaiada, com o objetivo de evitar seu
escorregamento na garra. Para isto, utilizava-se um adesivo de contato. Nos ensaios com
geotêxtil tecido, colava-se uma faixa de geotêxtil não-tecido em uma face do corpo-de-prova
em contato com a garra. A outra face era dobrada e colada, de forma que uma barra de aço
pudesse ser inserida evitando o escorregamento do geossintético no mordente da garra.
Em seguida, a caixa de arrancamento era posicionada na máquina universal, o corpo-
de-prova preso à garra, a sobrecarga aplicada e os sensores óticos de leitura de deslocamentos
ajustados. Realizava-se então o ensaio de arrancamento à velocidade de 3 mm/min. Esta
velocidade foi adotada com o objetivo de, futuramente, realizar uma comparação entre os
resultados obtidos nesta caixa de pequenas dimensões e os resultados dos ensaios de
arrancamento que estão sendo realizados na Universidade do Texas em Austin em
equipamento de grande porte com os mesmos solos e geossintéticos. A
Figura 28 apresenta o
layout do ensaio de arrancamento de pequeno porte.
Célula de
carga
Pesos amarrados aos
fios de aço inox
Aplicação da
sobrecarga
Caixa de
arrancamento
Garra
pneumática
(a)
(b)
Figura 28. Layout do ensaio de arrancamento de pequenas dimensões. a) Posicionamento da caixa de testes. b)
Posicionamento do transdutor de deslocamentos a laser.
66 4 Resultados e Discussão
4 RESULTADOS E DISCUSSÃO
Este capítulo apresenta e analisa os resultados dos ensaios de arrancamento.
4.1 ENSAIOS DE ARRANCAMENTO
Os ensaios foram realizados variando-se o tipo de solo e de geossintético. Para cada
combinação utilizou-se duas diferentes sobrecargas, 7 e 21 kPa. Estas sobrecargas foram
escolhidas para reproduzir os níveis de tensões usualmente empregadas em pavimentos
rodoviários. A Tabela 4.1 mostra as configurações dos ensaios realizados.
As curvas obtidas em todos os ensaios possuem comportamento similar aos descritos na
literatura, ou seja, o ponto de medida de deslocamento mais próximo à aplicação da força de
arrancamento é mobilizado antes do ponto mais distante. Além disso, se caracterizam por
apresentarem um valor máximo de resistência ao arrancamento e tendem a estabilizar nesse
valor, ou a sofrer um pequeno decréscimo após o pico da curva.
Os resultados dos ensaios 1 e 2 estão apresentados na Figura 29. Na Figura 30
apresentam-se as curvas dos ensaios 5 e 6 e a Figura 31, as dos ensaios 19 e 20. As diferenças
impostas a estes ensaios são devidas às combinações entre as camadas de solo. Os ensaios 1 e
2 (Figura 29) foram realizados com o solo de subleito acima e abaixo da inclusão. Nos ensaios
5 e 6 (Figura 30), a camada inferior é de subleito e a superior é de solo de base. Nos testes 19
e 20 (Figura 31), o material granular (base) foi utilizado nas duas camadas. O geossintético
utilizado nestes ensaios foi a geogrelha de polipropileno (PP), orientada no sentido transversal
de fabricação.
4 Resultados e Discussão 67
Tabela 4.1 - Configurações dos ensaios de arrancamento.
Ensaio
Nº
Camada
Inferior
Geossintético / Direção de
Fabricação
Camada
Superior
Sobrecarga
(kPa)
1 Subleito GG PP / Transversal Subleito 7
2 Subleito GG PP / Transversal Subleito 21
3 Subleito GG PP / Longitudinal Base 7
4 Subleito GG PP / Longitudinal Base 21
5 Subleito GG PP / Transversal Base 7
6 Subleito GG PP / Transversal Base 21
7 Subleito GG PET / Longitudinal Base 7
8 Subleito GG PET / Longitudinal Base 21
9 Subleito GG PET / Transversal Base 7
10 Subleito GG PET / Transversal Base 21
11 Subleito GT PP / Longitudinal Base 7
12 Subleito GT PP / Longitudinal Base 21
13 Subleito GT PP / Transversal Base 7
14 Subleito GT PP / Transversal Base 21
15 Subleito GG FV / Longitudinal Base 7
16 Subleito GG FV / Longitudinal Base 21
17 Subleito GG FV / Transversal Base 7
18 Subleito GG FV / Transversal Base 21
19 Base GG PP / Transversal Base 7
20 Base GG PP / Transversal Base 21
21 Base GG PET / Longitudinal Base 7
22 Base GG PET / Longitudinal Base 21
23 Base GG PET / Transversal Base 7
24 Base GG PET / Transversal Base 21
25 Base GG FV / Longitudinal Base 7
26 Base GG FV / Longitudinal Base 21
Nota: GG - Geogrelha; GT - Geotêxtil Tecido; PP - Polipropileno; FV - Fibra de Vidro.
68 4 Resultados e Discussão
Figura 29. Curvas Força x Deslocamento. a) Ensaio 1. b) Ensaio 2. Nota: F
max
– Força de Arrancamento
Máxima; σ - Sobrecarga; Cam – Camada; INF – Inferior; SUP – Superior; GG – Geogrelha;
PP – Polipropileno; T – Transversal (sentido de fabricação); Números entre parêntesis - distância do
ponto em relação à parede frontal da caixa de arrancamento.
Figura 30. Curvas Força x Deslocamento. a) Ensaio 5. b) Ensaio 6. Nota: F
max
– Força de Arrancamento
Máxima; σ - Sobrecarga; Cam – Camada; INF – Inferior; SUP – Superior; GG – Geogrelha;
PP – Polipropileno; T – Transversal (sentido de fabricação); Números entre parêntesis - distância do
ponto em relação à parede frontal da caixa de arrancamento.
Figura 31. Curvas Força x Deslocamento. a) Ensaio 19. b) Ensaio 20. Nota: F
max
– Força de Arrancamento
Máxima; σ - Sobrecarga; Cam – Camada; INF – Inferior; SUP – Superior; GG – Geogrelha;
PP – Polipropileno; T – Transversal (sentido de fabricação); Números entre parêntesis - distância do
ponto em relação à parede frontal da caixa de arrancamento.
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
0 2 4 6 8 101214161820222426283032343638404244
Deslocamento (mm)
Força de arrancamento (kN / m)
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
02468101214161820222426283032343638404244
Deslocamento (mm)
Força de arrancamento (kN / m)
P1 (90 mm)
P2 (165 mm)
P1 (90 mm)
P2 (165 mm)
Fmax = 14,9 kN/m
Fmax = 13,7 kN/m
σ
= 21 kPa
σ
= 7 kPa
GG PP T
Cam INF: subleito
Cam SUP: subleito
GG PP T
Cam INF: subleito
Cam SUP: subleito
(
a
)
(
b
)
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28 30 32 34 36 38 40
Deslocamento (mm)
Força de arrancamento (kN / m)
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
0246810121416182022242628303234363840
Deslocamento (mm)
Força de Arrancamento (kN / m)
P1 (90 mm)
P2 (165 mm)
P1 (90 mm)
P2 (165 mm)
Fmax = 12,7 kN/m
Ruptura da geogrelha
na garra
Fmax = 18,7 kN/m
σ
= 7 kPa
σ
= 21 kPa
GG PP T
Cam INF: subleito
Cam SUP: base
GG PP T
Cam INF: subleito
Cam SUP: base
(
b
)
(
a
)
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
0246810121416182022242628303234363840
Deslocamento (mm)
Força de arrancamento (kN / m)
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
0 2 4 6 8 10121416182022242628303234363840
Deslocamento (mm)
Força de arrancamento (kN / m)
P1 (90 mm)
P2 (165 mm)
P1 (90 mm)
P2 (165 mm)
Fmax = 17,9 kN/m
Início do ancoramento
da geogrelha na saída
da caixa de testes
σ
= 21 kPa
Fmax = 16,3 kN/m
GG PP T
Cam INF: base
Cam SUP: base
Fmax (considerado) = 15,0 kN/m
(
a
)
(
b
)
σ
= 7 kPa
GG PP T
Cam INF: base
Cam SUP: base
Início do ancoramento
da geogrelha na saída
da caixa de testes
Fmax (considerado) = 8,5 kN/m
4 Resultados e Discussão 69
Nos resultados apresentados na Figura 31, percebe-se que as curvas atingem um
patamar em que a força de arrancamento tende a permanecer constante para, em seguida,
voltar a crescer com os deslocamentos. Entende-se que este comportamento se deve ao
ancoramento da geogrelha na saída da caixa de testes, pois o diâmetro máximo das partículas
do solo granular é 19 mm e a abertura da caixa para saída da inclusão é 8 mm. Há portanto,
uma ancoragem da geogrelha na saída da caixa de ensaios. Porém, tanto nestes ensaios
(Figura 31) quanto nos que serão apresentados posteriormente, este fenômeno só ocorreu com
deslocamentos relativamente grandes. Nos ensaios 19 e 20 (Figura 31), o ancoramento
ocorreu quando o ponto de leitura “P2” apresentava deslocamentos em torno de 8 e 12 mm,
respectivamente. É possível admitir que o primeiro patamar da curva força de arrancamento x
deslocamento seria o “valor máximo natural de arrancamento do ensaio”, em todos os testes
em que o fenômeno ocorreu. Este ancoramento se dá quando o primeiro elemento transversal
do reforço sai da caixa de testes e, então, é impedido de deslocar em alguns pontos pelas
partículas do solo que ficam presas na abertura da caixa. A figura abaixo é uma foto do ensaio
21, em que este fenômeno foi bastante evidenciado.
Ancoramento
Figura 32. Ancoramento de geogrelha na saída da caixa de testes. Foto traseira do ensaio 21.
70 4 Resultados e Discussão
A força máxima de arrancamento e a correspondente deformação do geossintético não
seguem uma lógica, antes dependem das condições em cada teste. Analisando a Figura 29a e a
Figura 30a, por exemplo, percebe-se que para a sobrecarga de 7 kPa não houve ganho de
resistência ao arrancamento com a substituição da argila pelo pedregulho na camada superior.
No ensaio 1, o pico ocorreu com 13,7 kN/m (Figura 29a) e no ensaio 5 (Figura 30a) com 12,7
kN/m. Ao utilizar o solo de base nas duas camadas (Figura 31a), a força máxima ao
arrancamento diminui para 8,5 kN/m. Nos ensaios 1 e 5 (Figura 29a e 29a), a força atingiu o
pico com deslocamentos similares, em torno de 4 mm. No teste 19 (Figura 31a), o pico
ocorreu com 8 mm de deslocamento.
Ao contrário dos testes com tensão normal de 7 kPa, a força máxima de arrancamento
aumentou nos ensaios com sobrecarga de 21 kPa, ao se substituir a argila pelo pedregulho na
camada superior (Ensaio 2 - Figura 29b e Ensaio 6 - Figura 30b). Entretanto, ao utilizar o
material granular nas duas camadas (Ensaio 20 - Figura 31b), a força máxima ao
arrancamento diminuiu em relação ao Ensaio 6 (Figura 30b), que possui configuração
subleito-base. No Ensaio 2 (Figura 29b), o pico da curva força x deslocamento foi atingido
com 5 mm de deslocamento, enquanto que nos ensaios 6 e 20 (Figura 30b e Figura 31b), este
ponto ocorreu para 6 e 10 mm, respectivamente.
Além disto, os resultados permitem observar que as curvas da Figura 29 estão mais à
esquerda, em relação às curvas da Figura 30. Em princípio, isto parece indicar uma rigidez
maior de interação solo-geossintético nos testes 1 e 2 (Figura 29) em relação aos testes 5 e 6
(Figura 30). Entretanto, isto não é confirmado pela análise das curvas módulo de rigidez (J) x
deformação, que será abordada no próximo subitem. Nesta avaliação de rigidez x deformação,
os ensaios com base na camada superior (Figura 30) mostraram conferir maior rigidez ao
sistema que os testes com subleito nas duas camadas (Figura 29).
4 Resultados e Discussão 71
Analisando a Figura 31, percebe-se também que o aumento da sobrecarga fez com que a
curva força de arrancamento x deslocamento se deslocasse para a esquerda e atingisse a
“resistência máxima natural ao arrancamento” com deslocamentos maiores (7 mm para a
sobrecarga de 7 kPa e 10 mm para 21 kPa). Este comportamento está de acordo com o
reportado por Alfaro, Miura e Bergado (1995), Ochiai et al. (1996) e Kakuda (2005) que
também relatam o deslocamento para a esquerda da curva força x deslocamento com o
aumento da sobrecarga e a ocorrência do pico com deslocamentos maiores.
O melhor comportamento dos ensaios com a configuração subleito-base (Figura 30), em
relação aos testes realizados com a seqüência base-base (Figura 31), pode ser explicado pelo
agulhamento do geossintético, ou seja, pela cravação da geogrelha no momento da
compactação da camada superior nos ensaios 5 e 6 da Figura 30. Isto foi verificado no
desmonte dos ensaios. Observou-se também que esta cravação não é uniforme. A penetração
do reforço, de maneira heterogênea, na camada inferior induz um pré-tensionamento do
geossintético e, consequentemente, um aumento da rigidez inicial do sistema. Além disso, as
partículas de pedregulhos que penetram o interior da malha da inclusão sofrem um
ancoramento na porção da grelha em que se situa a partícula em contato com o solo argiloso,
contribuindo para o aumento da resistência passiva desenvolvida à frente dos elementos
transversais. Este fenômeno também pode ocorrer em campo. Portanto, a rigidez do
geossintético para pequenas deformações pode ser afetada, positivamente, pelo fenômeno do
agulhamento.
A Figura 33 apresenta as curvas obtidas nos ensaios 3 e 4. Os resultados dos testes 7 e 8
estão apresentados na Figura 33, enquanto os pares de ensaios 11 - 12 e 15 - 16 estão
mostrados nas Figuras 34 e 35, respectivamente. A única diferença entre as condições de
ensaio destes testes é o geossintético utilizado.
72 4 Resultados e Discussão
Figura 33. Curvas Força x Deslocamento. a) Ensaio 3. b) Ensaio 4. Nota: F
max
– Força de Arrancamento
Máxima; σ - Sobrecarga; Cam – Camada; INF – Inferior; SUP – Superior; GG – Geogrelha;
PP – Polipropileno; L – Longitudinal (sentido de fabricação); Números entre parêntesis - distância
do ponto em relação à parede frontal da caixa de arrancamento.
Figura 34. Curvas Força x Deslocamento. a) Ensaio 7. b) Ensaio 8. Nota: F
max
– Força de Arrancamento
Máxima; σ - Sobrecarga; Cam – Camada; INF – Inferior; SUP – Superior; GG – Geogrelha;
PET – Poliéster; L – Longitudinal (sentido de fabricação); Números entre parêntesis - distância do
ponto em relação à parede frontal da caixa de arrancamento.
Figura 35. Curvas Força x Deslocamento. a) Ensaio 11. b) Ensaio 12. Nota: F
max
– Força de Arrancamento
Máxima; σ - Sobrecarga; Cam – Camada; INF – Inferior; SUP – Superior; GT – Geotêxtil Tecido;
PP – Polipropileno; L – Longitudinal (sentido de fabricação); Números entre parêntesis - distância
do ponto em relação à parede frontal da caixa de arrancamento.
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28 30 32 34 36 38 40
Deslocamento (mm)
Força de arrancamento (kN / m)
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
0 2 4 6 8 10121416182022242628303234363840
Deslocamento (mm)
Força de arrancamento (kN / m)
P1 (90 mm)
P2 (165 mm)
P1 (90 mm)
P2 (165 mm)
Fmax = 13,2 kN/m
Fmax = 7,7 kN/m
σ
= 21 kPa
σ
= 7 kPa
Ruptura da
geogrelha
GG PP L
Cam INF: subleito
Cam SUP: base
GG PP L
Cam INF: subleito
Cam SUP: base
(
b
)
(
a
)
(
a
)
(
b
)
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28 30 32 34 36 38 40
Deslocamento (mm)
Força de arrancamento (kN / m)
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28 30 32 34 36 38 40
Deslocamento (mm)
Força de arrancamento (kN / m)
P1 (90 mm)
P2 (165 mm)
P1 (90 mm)
P2 (165 mm)
Fmax = 9,4 kN/m
Início do ancoramento da geogrelha
na saída da caixa de testes
Início do ancoramento da geogrelha
na saída da caixa de testes
σ
= 7 kPa
Fmax (considerado) = 6,8 kN/m
GG PET L
Cam INF: subleito
Cam SUP: base
Fmax = 12,8 kN/m
σ
= 21 kPa
Fmax (considerado) = 11,3 kN/m
GG PET L
Cam INF: subleito
Cam SUP: base
(
a
)
(
b
)
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28 30 32 34 36 38 40
Deslocamento (mm)
Força de arrancamento (kN / m)
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
0246810121416182022242628303234363840
Deslocamento (mm)
Força de arrancamento (kN / m)
P1 (90 mm)
P2 (165 mm)
P1 (90 mm)
P2 (165 mm)
Fmax = 6,2 kN/m
Fmax = 7,9 kN/m
GT PP L
Cam INF: subleito
Cam SUP: base
GT PP L
Cam INF: subleito
Cam SUP: base
σ
= 7 kPa
σ
= 21 kPa
4 Resultados e Discussão 73
Figura 36. Curvas Força x Deslocamento. a) Ensaio 15. b) Ensaio 16. Nota: F
max
– Força de Arrancamento
Máxima; σ - Sobrecarga; Cam – Camada; INF – Inferior; SUP – Superior; GG - Geogrelha;
FV –Fibra de Vidro; L – Longitudinal (sentido de fabricação); Números entre parêntesis - distância
do ponto em relação à parede frontal da caixa de arrancamento.
Analisando as Figuras 33 a 36, percebe-se que, para sobrecarga de 7 kPa, o pico da
força de arrancamento foi maior quando o reforço utilizado foi a geogrelha de fibra de vidro
(7,3 kN/m) que quando se empregou a geogrelha de poliéster (6,8 kN/m) ou o geotêxtil tecido
de polipropileno (6,2 kN/m). Entretanto, para sobrecarga de 21 kPa,os valores máximos dos
sistemas reforçados com a geogrelha de fibra de vidro (FV) e com o geotêxtil tecido de
polipropileno (PP) foram semelhantes (7,8 e 7,9 kN/m, respectivamente). O pico para o ensaio
reforçado com a geogrelha de poliéster (PET) foi de 11,3 kN/m. No ensaio em que se
empregou a geogrelha PP, obteve-se a maior resistência ao arrancamento para as duas
sobrecargas (Figura 33).
Isto ocorreu apesar do geotêxtil tecido possuir a maior resistência à tração no sentido de
fabricação ensaiado (70 kN/m) em relação às geogrelhas de polipropileno (12,4 kN/m), de
poliéster (29,2 kN/m) e de fibra de vidro (50 kN/m). Esse comportamento pode ser explicado
pelo mecanismo de interação do geotêxtil tecido com o solo, que é puramente atritivo. No
caso das geogrelhas, há também a contribuição do contato solo-solo que existe na abertura da
malha do geossintético e o desenvolvimento da resistência passiva que ocorre à frente dos
(
a
)
(
b
)
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
0246810121416182022242628303234363840
Deslocamento (mm)
Força de arrancamento (kN / m)
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
0246810121416182022242628303234363840
Deslocamento (mm)
Força de arrancamento (kN / m)
Escorregamento do
corpo-de-prova na garra
P1 (90 mm)
P2 (165 mm)
P1 (90 mm)
P2 (165 mm)
Fmax = 7,3 kN/m
Fmax = 7,8 kN/m
σ
= 7 kPa
σ
= 21 kPa
Ruptura da
geogrelha
GG FV L
Cam INF: subleito
Cam SUP: base
GG FV L
Cam INF: subleito
Cam SUP: base
74 4 Resultados e Discussão
elementos transversais. Esta última parcela costuma fornecer contribuição significativa na
interação solo-reforço durante o arrancamento.
Com o aumento da sobrecarga, esperava-se que o aumento da resistência ao
arrancamento da geogrelha FV fosse maior que do geotêxtil PP devido à melhora do contato
solo-solo entre as áreas vazias e do aumento da resistência atritiva sobre a área cheia da
geogrelha. Dessa forma, a ação de corte dos membros transversais seria dificultada e a
contribuição das resistências passiva e atritiva aumentadas. Foi o que ocorreu com a
geogrelha PET.
Porém, a geogrelha FV apresentou baixo desempenho para a sobrecarga maior. Isto é
devido, possivelmente, à ruptura da inclusão em vários pontos durante o arrancamento, ao
baixo coeficiente de atrito de interface e à baixa resistência das conexões entre membros
longitudinais e transversais. É importante lembrar que o rompimento do reforço ocorreu com
uma solicitação máxima de apenas 7,8 kN/m, valor este bastante inferior à sua resistência
nominal à tração (50 kN/m). A
Figura 37 mostra as condições do reforço após o ensaio. Vale
salientar que a preparação e execução do ensaio de arrancamento é um procedimento bastante
agressivo e que condições tão severas quanto estas podem não ocorrer em campo. No entanto,
uma das desvantagens do uso de geogrelhas de fibra de vidro no presente estudo é que este
material é bastante sensível aos danos de instalação provocados pelo pedregulho.
Para esclarecer este fato, foram realizados ensaios de danos de instalação desta
geogrelha. Inicialmente, procedeu-se os ensaios de tração com a amostra virgem e depois com
o material danificado. Os resultados do material virgem mostraram grande variabilidade na
resistência da geogrelha FV, evidenciando a necessidade de melhoras no seu processo de
fabricação. A resistência à tração média da geogrelha FV virgem, no sentido longitudinal de
fabricação, foi de 51,4 kN/m com uma variância de 20,6 %. A média da deformação na
ruptura foi de 1,6 % com variação de 13,2 %. Após sofrer os danos de instalação, a resistência
4 Resultados e Discussão 75
média do material atingiu 24,1 kN/m, com variância de 14,2%. Ou seja, a resistência à tração
da geogrelha de fibra de vidro, no sentido longitudinal de fabricação, após os danos de
instalação é um pouco menor que a metade de sua resistência na condição intacta. A Tabela
4.2 fornece um resumo deste ensaio.
Figura 37. Geogrelha de fibra de vidro com escorregamento dos membros transversais (evidenciando a baixa
resistência de junta) e ruptura em vários pontos após ensaio de arrancamento com solo argiloso
(subleito) na camada inferior e pedregulho areno-siltoso (base) na camada superior, sobrecarga de
21 kPa.
Entretanto, a resistência à tração do material danificado (24,1 kN/m) ainda é bastante
superior à solicitação máxima (7,8 kN/m) que a geogrelha FV sofreu no Ensaio 16 (Figura
36b) em houve a ruptura da inclusão. Isto se deve, provavelmente, pelo fato do pedregulho
utilizado como camada de base possuir formato angular e, por isso, é um solo bastante
agressivo ao geossintético. Portanto, além dos danos iniciais, estes pontos de fragilidade
estabelecidos na geogrelha FV, provavelmente, foram tornando-se ainda mais frágeis
conforme o movimento do reforço e o rearranjo das partículas do pedregulho durante o ensaio
de arrancamento.
Tabela 4.2 – Resultados dos ensaios de danos de instalação da geogrelha de fibra de vidro. Nota: FV – Fibra de
vidro; T
ult
– Resistência última à tração; C
v
– Coeficiente de variação; ε
rupt
– Deformação na ruptura;
Long – Longitudinal (sentido de fabricação); Transv – Transversal (sentido de fabricação).
Amostra da Geogrelha FV T
ult
(kN/m) C
v
(%)
ε
rupt
(%)
C
v
(%)
Long 51,4 20,6 1,6 13,2
Virgem
Transv 64,0 11,0 1,9 16,7
Long 24,1 14,2 1,3 23,2
Danificada
Transv 44,8 17,2 1,1 18,4
76 4 Resultados e Discussão
As figuras 38 à 41, apresentadas a seguir, fornecem os resultados dos ensaios de
arrancamento com configurações similares aos mencionados acima (geossintéticos,
sobrecargas e solo de subleito na camada inferior e base na superior), porém com os reforços
sendo solicitados na direção transversal de fabricação. A Figura 38 é a repetição da Figura 30,
com o propósito de facilitar as comparações necessárias.
Figura 38. Curvas Força x Deslocamento. a) Ensaio 5. b) Ensaio 6. Nota: F
max
– Força de Arrancamento
Máxima; σ - Sobrecarga; Cam – Camada; INF – Inferior; SUP – Superior; GG - Geogrelha;
PP – Polipropileno; T – Transversal (sentido de fabricação); Números entre parêntesis - distância do
ponto em relação à parede frontal da caixa de arrancamento.
Figura 39. Curvas Força x Deslocamento. a) Ensaio 9. b) Ensaio 10. Nota: F
max
– Força de Arrancamento
Máxima; σ - Sobrecarga; Cam – Camada; INF – Inferior; SUP – Superior; GG - Geogrelha;
PET – Poliéster; T – Transversal (sentido de fabricação); Números entre parêntesis - distância do
ponto em relação à parede frontal da caixa de arrancamento.
(
a
)
(
b
)
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28 30 32 34 36 38 40
Deslocamento (mm)
Força de arrancamento (kN / m)
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28 30 32 34 36 38 40
Deslocamento (mm)
Força de Arrancamento (kN / m)
P1 (90 mm)
P2 (165 mm)
P1 (90 mm)
P2 (165 mm)
Fmax = 12,7 kN/m
Ruptura da geogrelha
na garra
Fmax = 18,7 kN/m
σ
= 7 kPa
σ
= 21 kPa
GG PP T
Cam INF: subleito
Cam SUP: base
GG PP T
Cam INF: subleito
Cam SUP: base
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28 30 32 34 36 38 40
Deslocamento (mm)
Força de arrancamento (kN / m)
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
0 2 4 6 8 10121416182022242628303234363840
Deslocamento (mm)
Força de arrancamento (kN / m)
P1 (90 mm)
P2 (165 mm)
P1 (90 mm)
P2 (165 mm)
Fmax = 13,0 kN/m
Fmax = 11,4 kN/m
Início do
ancoramento da
geogrelha na saída
da caixa de testes
Início do ancoramento da
geogrelha na saída da
caixa de testes
σ
= 7 kPa
GG PET T
Cam INF: subleito
Cam SUP: base
Fmax (considerado) = 7,9 kN/m
(
a
)
(
b
)
σ
= 21 kPa
Fmax (considerado) = 12,2 kN/m
GG PET T
Cam INF: subleito
Cam SUP: base
4 Resultados e Discussão 77
Figura 40. Curvas Força x Deslocamento. a) Ensaio 13. b) Ensaio 14. Nota: F
max
– Força de Arrancamento
Máxima; σ - Sobrecarga; Cam – Camada; INF – Inferior; SUP – Superior; GT - Geotêxtil tecido;
PP – Polipropileno; T – Transversal (sentido de fabricação); Números entre parêntesis - distância do
ponto em relação à parede frontal da caixa de arrancamento.
Figura 41. Curvas Força x Deslocamento. a) Ensaio 17. b) Ensaio 18. Nota: F
max
– Força de Arrancamento
Máxima; σ - Sobrecarga; Cam – Camada; INF – Inferior; SUP – Superior; GG - Geogrelha;
FV – Fibra de Vidro; T – Transversal (sentido de fabricação); Números entre parêntesis - distância
do ponto em relação à parede frontal da caixa de arrancamento.
Ao contrário do que ocorreu nos ensaios com os geossintéticos dispostos no sentido
longitudinal (Figura 33 à Figura 36), a geogrelha FV forneceu o pior desempenho em todos
os testes em que foi solicitada ao longo do sentido transversal de fabricação. Nesta série de
ensaios, a geogrelha PP apresentou a maior resistência ao arrancamento (12,7 e 18,7 kN/m,
para sobrecargas de 7 e 21 kPa, respectivamente), seguida da geogrelha PET (7,9 e 12,2
kN/m) e do geotêxtil PP (4,2 e 8,1 kN/m).
(
a
)
(
b
)
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28 30 32 34 36 38 40
Deslocamento (mm)
Força de arrancamento (kN / m)
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
0 2 4 6 8 10121416182022242628303234363840
Deslocamento (mm)
Força de arrancamento (kN / m)
P1 (90 mm)
P2 (165 mm)
P1 (90 mm)
P2 (165 mm)
Fmax = 4,2 kN/m
Fmax = 8,1 kN/m
GT PP T
Cam INF: subleito
Cam SUP: base
σ = 7 kPa
σ
= 21 kPa
GT PP T
Cam INF: subleito
Cam SUP: base
(
a
)
(
b
)
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28 30 32 34 36 38 40
Deslocamento (mm)
Força de arrancamento (kN / m)
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28 30 32 34 36 38 40
Deslocamento (mm)
Força de arrancamento (kN / m)
P1 (90 mm)
P2 (165 mm)
P1 (90 mm)
P2 (165 mm)
Fmax = 3,2 kN/m Fmax = 3,7 kN/m
σ
= 7 kPa
σ
= 21 kPa
GG FV T
Cam INF: subleito
Cam SUP: base
GG FV T
Cam INF: subleito
Cam SUP: base
78 4 Resultados e Discussão
A geogrelha FV apresentou desempenho no sentido transversal (Figura 41) bastante
inferior aos testes realizados no sentido longitudinal de fabricação (Figura 36). Isto se deu,
principalmente, pela baixa resistência das juntas do material. No entanto, nestes ensaios não
ocorreu a ruptura do reforço. A Figura 42 mostra o corpo-de-prova exumado após a execução
do ensaio 18 (Figura 41b). Os elementos dispostos no sentido transversal ao arrancamento
simplesmente deslizaram-se ao longo dos membros longitudinais de maneira uniforme,
conforme apresentado na Figura 42a. A Figura 42b é um detalhe na porção central do
geossintético e mostra as posições originais e finais dos pontos de medida dos deslocamentos
ao longo da inclusão.
(
b
)
P1 - Posição original do ponto na geogrelha; P1' - Posição do ponto após o ensaio
P2 - Posição original do ponto na geogrelha; P2' - Posição do ponto após o ensaio
P2'
P2
P1'
P1
(
a
)
Figura 42. Fotos da geogrelha FV após o ensaio 28 que evidenciam a baixa resistência de junta do material. (a)
Vista geral do corpo-de-prova mostrando o padrão de deslizamento similar de todos os membros
transversais, com desconexão total dos dois últimos membros. (b) Detalhe do corpo-de-prova que
mostra as posições originais e finais dos pontos de medida deslocamentos.
A amostra virgem da geogrelha de FV, no sentido transversal de fabricação, apresentou
resistência à tração média de 64,03 kN/m, com variância de 11,0 %. A média da deformação
de ruptura foi de 1,9 % e coeficiente de variação de 16,7 %. Após os danos de instalação, a
resistência à tração obtida foi de 44,80 kN/m, com variância de 17,2 % (Tabela 4.2). Ou seja,
4 Resultados e Discussão 79
a geogrelha FV perde 30% da resistência à tração em condições danificadas em relação à
amostra virgem. Comparando os resultados de resistência ao arrancamento e danos de
instalação obtidos com a geogrelha de FV nos dois sentidos de fabricação, fica evidenciada a
importância da resistência das conexões entre os membros da geogrelha em conjunto sua
resistência à tração. As fotos nas Figura 42 e Figura 37 ilustram a maior fragilidade da
resistência das juntas do geossintético na direção transversal de fabricação em relação à
longitudinal.
Analisando todos os ensaios com solo de subleito na camada inferior e de base na
superior (Figura 33 à Figura 36 e Figura 38 à Figura 41), nota-se que a geogrelha PP foi a que
apresentou os maiores valores de resistência ao arrancamento. A geogrelha PP possui
resistências de 12,4 kN/m (longitudinal) e 19,0 kN/m (transversal), a geogrelha PET
29,2 kN/m nos dois sentidos de fabricação e o geotêxtil tecido PP 70 kN/m no sentido
longitudinal. Isto se deve às características geométricas da geogrelha PP e de sua resistência
de junta, que é de 15,4 e 29,0 kN/m no sentido longitudinal e transversal de fabricação,
respectivamente (GUPTA, 2006). A geogrelha PET possui resistência de junta de 5,8 kN/m
no sentido longitudinal e 7,1 kN/m no sentido transversal de fabricação (GUPTA, 2006).
Portanto, pode-se concluir que a resistência de junta de geogrelhas é mais influente que a
resistência à tração do material na resistência máxima ao arrancamento. Entretanto, deve-se
atentar que quanto maior a resistência de junta, mais solicitado serão os elementos
longitudinais do reforço durante o ensaio de arrancamento. Por isso, a resistência à tração do
material também é importante.
Comparando os resultados da geogrelha PET nos dois sentidos de fabricação (
Figura 34
e Figura 39), percebe-se que no sentido transversal os picos de força foram maiores para as
duas sobrecargas. Isto ocorreu apesar deste geossintético possuir a mesma resistência nominal
à tração e igual abertura de malha nos dois sentidos. Novamente, a resistência de junta da
80 4 Resultados e Discussão
geogrelha nos dois sentidos de fabricação é a justificativa para este comportamento. A
resistência de junta dessa geogrelha é maior no sentido transversal de fabricação (7,1 kN/m)
do que em relação ao sentido longitudinal (5,8 kN/m). O mesmo comportamento relativo foi
observado para a geogrelha PP, que também possui resistência de junta maior na direção
transversal de fabricação (29,0 kN/m contra 15,4 kN/m no sentido longitudinal).
Os resultados dos ensaios de arrancamento com o solo de base acima e abaixo da
inclusão estão apresentados na Figura 43 à Figura 46. Para a sobrecarga de 7 kPa, novamente
a geogrelha PP apresentou a maior resistência ao arrancamento (8,5 kN/m). Os resultados
obtidos com a geogrelha PET foram semelhantes nos dois sentidos de fabricação (6,6 kN/m
no sentido longitudinal e 6,9 kN/m no transversal). O pico de força de arrancamento no teste
com a geogrelha FV foi de 5,2 kN/m.
Figura 43. Curvas Força x Deslocamento. a) Ensaio 19. b) Ensaio 20. Nota: F
max
– Força de Arrancamento
Máxima; σ - Sobrecarga; Cam – Camada; INF – Inferior; SUP – Superior; GG - Geogrelha;
PP – Polipropileno; T – Transversal (sentido de fabricação); Números entre parêntesis - distância do
ponto em relação à parede frontal da caixa de arrancamento.
(
a
)
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
0 2 4 6 8 10121416182022242628303234363840
Deslocamento (mm)
Força de arrancamento (kN / m)
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28 30 32 34 36 38 40
Deslocamento (mm)
Força de arrancamento (kN / m)
P1 (90 mm)
P2 (165 mm)
P1 (90 mm)
P2 (165 mm)
Fmax = 17,9 kN/m
Início do ancoramento
da geogrelha na saída
da caixa de testes
σ = 7 kPa
GG PP T
Cam INF: base
Cam SUP: base
Início do ancoramento
da geogrelha na saída
da caixa de testes
Fmax (considerado) = 8,5 kN/m
Fmax = 16,3 kN/m
σ
= 21 kPa
GG PP T
Cam INF: base
Cam SUP: base
Fmax (considerado) = 15,0 kN/m
(
b
)
4 Resultados e Discussão 81
Figura 44. Curvas Força x Deslocamento. a) Ensaio 21. b) Ensaio 22. Nota: F
max
– Força de Arrancamento
Máxima; σ - Sobrecarga; Cam – Camada; INF – Inferior; SUP – Superior; GG - Geogrelha;
PET – Poliéster; L – Longitudinal (sentido de fabricação); Números entre parêntesis - distância do
ponto em relação à parede frontal da caixa de arrancamento.
Figura 45. Curvas Força x Deslocamento. a) Ensaio 23. b) Ensaio 24. Nota: F
max
– Força de Arrancamento
Máxima; σ - Sobrecarga; Cam – Camada; INF – Inferior; SUP – Superior; GG - Geogrelha;
PET – Poliéster; T – Transversal (sentido de fabricação); Números entre parêntesis - distância do
ponto em relação à parede frontal da caixa de arrancamento.
Figura 46. Curvas Força x Deslocamento. a) Ensaio 25. b) Ensaio 26. Nota: F
max
– Força de Arrancamento
Máxima; σ - Sobrecarga; Cam – Camada; INF – Inferior; SUP – Superior; GG - Geogrelha;
FV – Fibra de Vidro; L – Longitudinal (sentido de fabricação); Números entre parêntesis - distância
do ponto em relação à parede frontal da caixa de arrancamento.
(
a
)
(
b
)
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
0 2 4 6 8 10121416182022242628303234363840
Deslocamento (mm)
Força de arrancamento (kN / m)
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
0 2 4 6 8 10121416182022242628303234363840
Deslocamento (mm)
Força de arrancamento (kN / m)
P1 (90 mm)
P2 (165 mm)
P1 (90 mm)
P2 (165 mm)
Fmax = 9,5 kN/m
Início do ancoramento da geogrelha
na saída da caixa de testes
Início do ancoramento da geogrelha
na saída da caixa de testes
σ
= 7 kPa
GG PET L
Cam INF: base
Cam SUP: base
Fmax (considerado) = 6,6 kN/m
Fmax = 16,0 kN/m
σ
= 21 kPa
GG PET L
Cam INF: base
Cam SUP: base
Fmax (considerado) = 15,1 kN/m
(
a
)
(
b
)
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
0 2 4 6 8 10121416182022242628303234363840
Deslocamento (mm)
Força de arrancamento (kN / m)
P1 (90 mm)
P2 (165 mm)
Ancoramento da
geogrelha na saída da
caixa de testes
σ
= 7 kPa
Fmax = 7,6 kN/m
GG PET T
Cam INF: base
Cam SUP: base
Fmax (considerado) = 6,9 kN/m
Saída da caixa das
partículas responsáveis
pelo ancoramento
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
0 2 4 6 8 10121416182022242628303234363840
Deslocamento (mm)
Força de arrancamento (kN / m)
P1 (90 mm)
P2 (165 mm)
Fmax = 12,7 kN/m
Ancoramento da
geogrelha na saída da
caixa de testes
σ
= 21 kPa
Fmax (considerado) = 11,8 kN/m
GG PET T
Cam INF: base
Cam SUP: base
(
a
)
(
b
)
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
0 2 4 6 8 10121416182022242628303234363840
Deslocamento (mm)
Força de arrancamento (kN / m)
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
0 2 4 6 8 10121416182022242628303234363840
Deslocamento (mm)
Força de arrancamento (kN / m)
P1 (90 mm)
P2 (165 mm)
P1 (90 mm)
P2 (165 mm)
Fmax = 8,0 kN/m
Fmax = 5,2 kN/m
GG FV L
Cam INF: base
Cam SUP: base
GG FV L
Cam INF: base
Cam SUP: base
σ
= 21 kPa
σ
= 7 kPa
82 4 Resultados e Discussão
Para a sobrecarga de 21 kPa, a geogrelha PP no sentido transversal e a geogrelha PET
no sentido longitudinal apresentaram picos de força parecidos (15,0 e 15,1 kN/m,
respectivamente). É importante notar que para os ensaios com subleito-base, a geogrelha PP
obteve maiores resistências que a geogrelha PET em todas as sobrecargas. Portanto, na série
de ensaios em que se utilizou o solo de base nas duas camadas, a maior resistência de junta da
geogrelha PP não conferiu a maior resistência ao arrancamento. Provavelmente, isto se deva à
maior espessura dos elementos da geogrelha PET em relação à geogrelha PP, o que resulta
numa maior zona de perturbação do solo causada pela ação de corte dos elementos
transversais à direção do arrancamento.
4.2 ANÁLISE DOS RESULTADOS DOS ENSAIOS DE ARRANCAMENTO
DE PEQUENO PORTE APLICADOS AO REFORÇO DE BASE DE
PAVIMENTOS
Quando se emprega geossintéticos em reforço de base de pavimentos, a rigidez inicial
do sistema, quando solicitado ao arrancamento, é mais importante que a resistência máxima
ao arrancamento. As Figuras 47 a 50 apresentam as curvas Módulo de rigidez confinado (J
C
)
x Deformação inicial dos ensaios 3 a 18, os quais possuem subleito na camada inferior e base
na superior. O módulo de rigidez confinado (J
C
) é definido como a razão entre a força de
arrancamento e a deformação do geossintético em determinado instante do ensaio. Como o
ensaio de arrancamento possui dimensões reduzidas, garante-se a mobilização completa do
reforço e, desse modo, é possível obter a deformação do corpo-de-prova durante o teste. O
critério adotado para obtenção do último ponto da curva de rigidez foi que os deslocamentos
estivessem antes do pico da curva "Força de arrancamento x Deslocamento". Devido à este
4 Resultados e Discussão 83
critério, os valores de deformação iniciais e finais das curvas dos geossintéticos utilizados não
coincidem, pois os picos de força de arrancamento ocorreram com diferentes deslocamentos.
Analisando as Figuras 47 e 48, percebe-se que a geogrelha PP foi o geossintético que,
no sentido longitudinal de fabricação, conferiu maior rigidez ao sistema para as duas
sobrecargas. Por outro lado, a geogrelha FV L apresentou o pior desempenho nas duas
situações. Este foi o mesmo comportamento apresentado em relação à resistência máxima ao
arrancamento. Apesar da geogrelha de FV ser bastante rígida, com deformações na ruptura em
torno de 1,6 % para amostra virgem (Tabela 4.2), provavelmente, o baixo atrito de interface e
a baixa resistência das conexões entre elementos foram determinantes para o desempenho
inferior deste geossintético em relação aos demais. Isto ocorre, pois a fragilidade das
conexões e dos elementos não permite que a geogrelha de FV atue, significativamente, como
elemento confinante do solo de base, de acordo com benefício relatado por Trichês e Bernucci
(2004).
0
500
1000
1500
2000
2500
3000
3500
4000
4500
5000
Figura 47. Curvas Módulo de rigidez confinado (J
C
) x Deformação dos Ensaios 3, 7, 11 e 15 (sobrecarga 7 kPa).
Nota: PP – Polipropileno; PET - Poliéster; FV – Fibra de vidro; L – Longitudinal (sentido de
fabricação); Cam - Camada; INF - Inferior; SUP - Superior.
Geogrelha PP L
Geogrelha PET L
Geotêxtil PP L
Geogrelha FV L
J
C
( kN/m )
0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 1.6 1.8 2
Deformação ( % )
84 4 Resultados e Discussão
0
500
1000
1500
2000
2500
3000
3500
4000
4500
5000
Figura 48. Curvas Módulo de rigidez confinado (J
C
) x Deformação dos Ensaios 4, 8, 12 e 16 (sobrecarga
21 kPa). Nota: PP – Polipropileno; PET - Poliéster; FV – Fibra de vidro; L – Longitudinal (sentido
de fabricação); Cam - Camada; INF - Inferior; SUP - Superior.
Ao analisar os resultados dos ensaios com sobrecarga de 7 kPa (Figura 47), percebe-se
que o geotêxtil PP L forneceu melhor desempenho que a geogrelha PET L. Porém, para
deformações em torno de 0,65 %, as curvas destes materiais tendem a se sobreporem. Com
sobrecarga de 21 kPa (Figura 48), a geogrelha PET L conferiu maior rigidez ao sistema, em
relação ao geotêxtil PP L, para todos os valores de deformação. Além disso, a partir de
deformações em torno de 0,80 %, a curva da geogrelha PET L tende a superar a curva da
geogrelha PP L. Esta mudança de comportamento relativo entre a geogrelha PET e o geotêxtil
PP, observado nas figuras acima, também pode ser explicado pela atuação da geogrelha como
elemento confinante do solo. Para a tensão vertical de 7 kPa, que é uma sobrecarga baixa, a
maior rigidez do geotêxtil e a maior área disponível para desenvolvimento do atrito de
interface se sobressaem. Entretanto, para a sobrecarga de 21 kPa, o benefício da atuação da
geogrelha como elemento confinante do solo no interior de sua malha é maior e, juntamente
com o agulhamento, a rigidez do sistema com geogrelha PET torna-se maior que o do sistema
com geotêxtil PP.
Geogrelha PP L
Geogrelha PET L
Geotêxtil PP L
Geogrelha FV L
J
C
( kN/m )
0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 1.6 1.8 2
Deformação ( % )
4 Resultados e Discussão 85
Comparando os resultados apresentados pela geogrelha PP L com a geogrelha PET L,
percebe-se que a primeira conferiu maior rigidez ao sistema (nas duas sobrecargas), mesmo
possuindo rigidez menor que a segunda.Os gráficos comparativos da rigidez não-confinada
dos geossintéticos serão apresentados adiante. O melhor desempenho da primeira pode ser
justificado pela característica de abertura de malha das inclusões. Provavelmente, a relação
entre as dimensões das partículas dos solos e a geometria do reforço foi favorável à geogrelha
PP. Além disso, a maior eficiência de junta da geogrelha PP L contribuiu para a sua melhor
performance.
Para os ensaios no sentido transversal de fabricação e sobrecarga de 7 kPa (Figura 49),
novamente a geogrelha PP apresentou o melhor desempenho. Entretanto, não foi possível
realizar comparações com as curvas obtidas para o geotêxtil PP e geogrelha FV. Os intervalos
dos valores entre deformações iniciais e finais para elaboração das curvas de rigidez
confinada não permitem tais comparações com a geogrelha PP. Nos ensaios com sobrecarga
de 21 kPa (Figura 50), a geogrelha PP T se mostrou a melhor opção, seguida da geogrelha
PET T e do geotêxtil PP T. Porém, as curvas dos dois últimos geossintéticos possuem
desempenho semelhante com deformações a partir de 0,35 %.
Portanto, com os resultados apresentados nas Figuras 47, 48 e 50, pode-se concluir que
a geogrelha PP é o geossintético que melhor desempenha a função de reforço de base de
pavimentos na interface subleito-base. É interessante notar que a resistência das juntas e o
agulhamento das geogrelhas estudadas determinaram qual geossintético que apresentou maior
resistência ao arrancamento e qual o que conferiu a maior rigidez inicial do sistema.
86 4 Resultados e Discussão
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
Figura 49. Curvas Módulo de rigidez confinado (J
C
) x Deformação dos Ensaios 5, 9, 13 e 17 (sobrecarga 7 kPa).
Nota: PP – Polipropileno; PET - Poliéster; FV – Fibra de vidro; T – Transversal (sentido de
fabricação); Cam - Camada; INF - Inferior; SUP - Superior.
Figura 50. Curvas Módulo de rigidez confinado (J
C
) x Deformação dos Ensaios 6, 10, 14 e 18 (sobrecarga 21
kPa). Nota: PP – Polipropileno; PET - Poliéster; FV – Fibra de vidro; T – Transversal (sentido de
fabricação); Cam - Camada; INF - Inferior; SUP - Superior.
Dois fatores podem ter afetado os resultados dos ensaios com a geogrelha PET T e
geotêxtil PP T. No primeiro caso, as amostras testadas no sentido transversal apresentaram
variações geométricas que não ocorreram nos corpos-de-prova ensaiados no sentido
longitudinal. A Figura 51 mostra a foto de um corpo-de-prova virgem antes de ser ensaiado
no sentido transversal, evidenciando a variação geométrica citada. No segundo caso, pode ter
ocorrido o escorregamento do geotêxtil na garra, além da acomodação da barra de aço que
Geogrelha PP T
Geogrelha PET T
Geotêxtil PP T
Geogrelha FV T
00.20.40.60.811.21.41.61.82
Deformação ( % )
J
C
( kN/m )
0
2000
4000
6000
8000
10000
12000
Geogrelha PP T
Geogrelha PET T
Geotêxtil PP T
Geogrelha FV T
J
C
( kN/m )
0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 1.6 1.8 2
Deformação ( % )
4 Resultados e Discussão 87
mantém o corpo-de-prova preso à mesma, de forma não-perceptível visualmente. Isto não
afetaria a curva "Força de arrancamento x Deslocamento", porém explica os baixos valores de
rigidez apresentados para a sobrecarga de 7 kPa (Figura 49), pois o cálculo deste é sensível a
estes problemas.
Figura 51. Amostra virgem da geogrelha PET, antes do teste, ensaiada no sentido transversal de fabricação com
variação geométrica.
A análise por meio de "Rigidez x Deformação" dos ensaios de arrancamento com
pedregulho nas duas camadas da caixa de testes ficou comprometida pelo formato irregular
das curvas "Força de arrancamento x Deslocamento" (Figura 43 à Figura 46). Com os degraus
que ocorreram nestes gráficos, houve muita variação dos cálculos do valor de J
C
, não sendo
possível identificar um padrão de comportamento para análise de rigidez.
4.2.1 Módulo de Rigidez Não Confinado (J
N
) x Módulo de Rigidez Confinado (J
C
)
Os métodos de dimensionamento de reforço de base de pavimentos como o de Giroud e
Han (2004), por exemplo, utilizam o módulo de rigidez não confinado (J
N
) do geossintético
no cálculo da espessura da camada de base. Este parâmetro J
N
é obtido nos ensaios de
resistência à tração dos mesmos.
88 4 Resultados e Discussão
Entretanto, o reforço empregado na obra está numa condição confinada. Devido a este
confinamento, o comportamento mecânico do geossintético inserido na estrutura do
pavimento difere do observado nos ensaios de resistência à tração. Espera-se que as
deformações da geogrelha ou geotêxtil numa situação de campo sejam menores que as obtidas
nos ensaios de resistência à tração não confinados.
A Figura 52 mostra a comparação entre J
N
e J
C
dos geossintéticos empregados na
pesquisa. Nestes gráficos, os valores de J
N
utilizados são do corpo-de-prova que forneceu
valores intermediários dentre os vários espécimes ensaiados para caracterização de cada
geossintético. As curvas características de cada geossintético estudado (ensaios de tração e J
N
x Deformação) estão apresentadas nas Figuras 54 a 61. A geogrelha FV foi excluída desta
análise, pois não foi possível realizar comparações tanto no sentido longitudinal quanto
transversal de fabricação, por dois motivos. Estes problemas com a geogrelha FV serão
abordados adiante.
O comportamento apresentado pela geogrelha PET L (Figura 52b) é o resultado
esperado para todos os geossintéticos, em que a condição não-confinada (J
N
) fornece os
menores valores de rigidez com a deformação, e a rigidez confinada (J
C
) aumenta com o
acréscimo no valor da tensão normal. Ou seja, o geossintético ganha rigidez ao ser inserido no
solo e essa rigidez aumenta com o aumento da sobrecarga no solo.
No gráfico fornecido pela geogrelha PP L (Figura 52a), percebe-se que a curva de J
C
para sobrecarga de 21 kPa está abaixo da curva J
C
de 7 kPa para deformações de até 0,4 %. A
partir de 0,4 % de deformação, ocorre o comportamento esperado no qual a rigidez confinada
com sobrecarga de 21 kPa é maior que a rigidez confinada correspondente à sobrecarga de 7
kPa. Além disso, as duas curvas de J
C
possuem rigidez maior que a curva de J
N
. Este
comportamento não esperado entre as curvas de J
C
para deformações de até 0,4 % pode ser
consequência de um rearranjo inicial entre as partículas granulares e a geogrelha no início do
4 Resultados e Discussão 89
ensaio de arrancamento. O sistema de aquisição de deslocamentos do corpo-de-prova, por ser
bastante preciso, é sensível a tais variações.
0
500
1000
1500
2000
2500
3000
3500
4000
4500
5000
Figura 52. Comparações entre Módulo de rigidez não-confinado (J
N
) e confinado (J
C
) dos geossintéticos
utilizados na pesquisa. a) Geogrelha PP L e Ensaios 3 e 4. b) Geogrelha PET L e Ensaios 7 e 8. c)
Geotêxtil PP L e Ensaios 11 e 12. Nota: GG – Geogrelha; GT – Geotêxtil; PP – Polipropileno;
PET - Poliéster; L – Longitudinal (sentido de fabricação); σ - Sobrecarga.
Os resultados do geotêxtil PP L não condizem com os apresentados pelas geogrelhas.
Não se encontrou explicações para que a curva J
C
com sobrecarga de 21 kPa apresentasse
valores tão baixos de rigidez. O gráfico de Força de arrancamento x Deslocamento da Figura
35b não caracteriza anomalia alguma que poderia indicar algum problema na aquisição dos
dados.
a)
b)
c)
0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 1.6 1.8 2
Deformação ( % )
500
1000
1500
2000
2500
3000
3500
4000
4500
5000
J ( kN/m )
GT PP L
J
N
J
C
Subleito-Base
σ
= 7 kPa
J
C
Subleito-Base
σ
= 21 kPa
00.20.40.60.811.21.41.61.82
Deformação ( % )
J ( kN/m )
GG PP L
J
N
J
C
Subleito-Base
σ
= 7 kPa
J
C
Subleito-Base
σ
= 21 kPa
0
500
1000
1500
2000
2500
3000
3500
4000
4500
5000
GG PET L
J
N
J
C
Subleito-Base
σ
= 7 kPa
J
C
Subleito-Base
σ
= 21 kPa
J ( kN/m )
0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 1.6 1.8 2
Deformação ( % )
90 4 Resultados e Discussão
Além do ganho de rigidez esperado para incrementos nas sobrecargas atuantes no solo,
espera-se também que o uso de diferentes tipos de solo afete a rigidez confinada do
geossintético. A Figura 53 apresenta as curvas Módulo de rigidez não-confinado (J
N
) x
Deformação e Módulo de rigidez confinado (J
C
) x Deformação inicial dos ensaios 2 e 6
(sobrecarga de 21 kPa). A única diferença entre os testes de arrancamento é a camada
superior. No ensaio 2 utilizou-se solo de subleito (argila) e no ensaio 6, solo de base
(pedregulho). Percebe-se a maior rigidez do geossintético ao ser inserido no solo argiloso e o
aumento da rigidez ao utilizar o material granular em substituição ao solo coesivo na porção
superior da caixa de arrancamento. Provavelmente, isto se deve ao agulhamento que o
geossintético sofre com a compactação do pedregulho na camada superior. Este fenômeno
provoca um pré-tensionamento do reforço, o que se reflete em uma maior rigidez inicial do
sistema. O mesmo comportamento foi observado para a sobrecarga de 7 kPa.
Baseado nas Figuras 51 e 52, fica comprovado que a rigidez do geossintético numa
condição confinada é maior que a rigidez não-confinada, além de aumentar com o incremento
de sobrecarga no solo. Entretanto, este ganho de rigidez não é constante para todos os valores
de deformação, ou seja, as curvas J
N
e J
C
não são paralelas. A Figura 53 é um bom exemplo
disto. Para deformações em torno de 0,4 %, a rigidez confinada da geogrelha PP T disposta na
interface subleito-base é, aproximadamente, 300 % maior que a rigidez não-confinada do
material. Entretanto, para deformações de 1,2 %, essa diferença diminui para 155 %. Isto deve
ser levado em consideração no dimensionamento de reforço de base de pavimentos por ser um
parêmetro chave para a obtenção de previsões mais apuradas de desempenho. Porém, o valor
das deformações sofridas pelo geossintético nesta situação de campo ainda não são
conhecidas.
4 Resultados e Discussão 91
0
500
1000
1500
2000
2500
3000
3500
4000
4500
5000
Figura 53. Comparação entre Módulo de rigidez não-confinado (J
N
) da geogrelha PP T e Módulo de rigidez
confinado (J
C
) dos Ensaios 2 e 6 (sobrecarga 21 kPa. Nota: GG – Geogrelha; PP – Polipropileno; T
– Transversal (sentido de fabricação); σ - Sobrecarga.
O ganho de rigidez do geossintético, ao se substituir a camada superior de argila por
material granular, demonstra que a rigidez confinada do reforço também está diretamente
ligada à interação solo-inclusão. A rigidez não-confinada da geogrelha ou geotêxtil é
imprescindível para que sejam utilizados como reforço de base de obras viárias, porém não é
decisivo na determinação da escolha da melhor opção. As Figuras 46 a 49 mostram que a
geogrelha PP é o geossintético que apresentou os melhores resultados, apesar de não possuir a
maior rigidez não-confinada. As Figuras 58 à 61 apresentam as curvas de rigidez não-
confinada dos geossintéticos utilizados na pesquisa, obtidas a partir dos resultados dos ensaios
de tração dos mesmos (Figuras 54 à 57), realizados segundo a ASTM D 6637. Os testes com a
geogrelha FV foram executados no Laboratório de Geossintéticos da EESC/USP, enquanto
que os demais, no laboratório do “Texas Department of Transportation - TxDOT”
(Departamento de Transporte do Texas). O TxDOT é o órgão do governo estadual
responsável pelo sistema de transportes do estado do Texas - EUA.
GG PP T
J
N
J
C
Subleito-Subleito
σ
= 21 kPa
J
C
Subleito-Base
σ
= 21 kPa
J ( kN/m )
0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 1.6 1.8 2
Deformação ( % )
92 4 Resultados e Discussão
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
22
24
26
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
22
24
26
Figura 54. Resultados dos ensaios de tração da Geogrelha de Polipropileno (GG PP). a) Direção Longitudinal de
Fabricação. b) Direção Transversal. Nota: GG – Geogrelha; PP – Polipropileno; L – Longitudinal
(sentido de fabricação); T – Transversal (sentido de fabricação); cp – Corpo-de-prova.
Figura 55. Resultados dos ensaios de tração da Geogrelha de Poliéster (GG PET). a) Direção Longitudinal de
Fabricação. b) Direção Transversal. Nota: GG – Geogrelha; PET – Poliéster; L – Longitudinal
(sentido de fabricação); T – Transversal (sentido de fabricação); cp – Corpo-de-prova.
Pela Figura 54 percebe-se que a geogrelha de polipropileno apresenta, em média,
deformações na ruptura em torno de 16,3 % no sentido longitudinal de fabricação, e 8,5 % no
sentido transversal. A geogrelha de poliéster (Figura 55) possui médias de deformações na
ruptura de 11,4 % e 12,7 % nas direções longitudinal e transversal de fabricação,
respectivamente. O geotêxtil de polipropileno (Figura 56), 18,8 % (longitudinal) e 19,4 %
(transversal). E a geogrelha de fibra de vidro (Figura 57) 1,6 % (longitudinal) e 1,9 %
(transversal).
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45
Deformação ( % )
Fo
r
ça de T
r
ação ( kN/m )
a)
b)
GG PP L
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45
Deformação ( % )
Fo
r
ça de T
r
ação ( kN/m )
cp 1
cp 1
cp 2
cp 2
cp 3
cp 3
cp 4
cp 4
GG PP T
cp 5
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
50
55
60
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
50
55
60
0 5 10 15 20 25 30 35 40
Deformação ( % )
Fo
r
ça de T
r
ação ( kN/m )
0 5 10 15 20 25 30 35 40
Deformação ( % )
Fo
r
ça de T
r
ação ( kN/m )
a)
b)
GG PET L
GG PET T
cp 1
cp 2
cp 3
cp 4
cp 5
cp 1
cp 2
cp 3
cp 4
cp 5
cp 6
4 Resultados e Discussão 93
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
Figura 56. Resultados dos ensaios de tração do Geotêxtil de Polipropileno (GT PP). a) Direção Longitudinal de
Fabricação. b) Direção Transversal. Nota: GT – Geotêxtil; PP – Polipropileno; L – Longitudinal
(sentido de fabricação); T – Transversal (sentido de fabricação); cp – Corpo-de-prova.
Figura 57. Resultados dos ensaios de tração da Geogrelha de Fibra de Vidro (GG FV). a) Direção Longitudinal
de Fabricação. b) Direção Transversal. Nota: GG – Geogrelha; FV – Fibra de Vidro; L –
Longitudinal (sentido de fabricação); T – Transversal (sentido de fabricação); cp – Corpo-de-prova.
Nota-se que a geogrelha de fibra de vidro se rompe com valores de deformação
extremamente baixos. Isto demonstra sua elevada rigidez e o seu potencial como reforço de
base de pavimentos. Entretanto, a geogrelha FV não apresentou o desempenho esperado nos
ensaios de arrancamento. Além dos danos de instalação, do baixo coeficiente de atrito e da
baixa resistência de junta, a variabilidade do produto final de fabricação é outra razão para o
baixo desempenho deste geossintético. Esta deficiência na manufatura é caracterizada pela
heterogeneidade dos valores de resistência última à tração e deformação na ruptura (Tabela
4.2 e Figura 57). Outra evidência é o comportamento das curvas Módulo de rigidez não-
a)
b)
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50
Deformação ( % )
0
10
20
30
40
50
60
70
80
Fo
r
ça de T
r
ação ( kN/m )
GG FV L
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50
Deformação ( % )
0
10
20
30
40
50
60
70
80
Fo
r
ça de T
r
ação ( kN/m )
GG FV T
cp 1
cp 2
cp 3
cp 4
cp 5
cp 6
cp 7
cp 8
cp 9
a)
b)
0 5 10 15 20 25 30 35 40
Deformação ( % )
Fo
r
ça de T
r
ação ( kN/m )
GT PP L
0 5 10 15 20 25 30 35 40
Deformação ( % )
Fo
r
ça de T
r
ação ( kN/m )
cp 1
cp 1
cp 2
cp 2
cp 3
cp 3
cp 4
GT PP T
94 4 Resultados e Discussão
confinado x Deformação do material (Figura 58), que não apresentam a tendência
característica deste tipo de gráfico, como o que ocorre com as curvas dos demais
goessintéticos utilizados (Fig. 59 a Fig. 61).
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
7000
8000
0
5000
10000
15000
20000
25000
30000
35000
Figura 58. Curvas Módulo de rigidez não-confinado (J
N
) da Geogrelha de Fibra de Vidro (GG FV). a) Direção
Longitudinal de Fabricação. b) Direção Transversal. Nota: GG – Geogrelha; FV – Fibra de Vidro;
L – Longitudinal (sentido de fabricação); T – Transversal (sentido de fabricação); cp – Corpo-de-
prova.
Figura 59. Curvas Módulo de rigidez não-confinado (J
N
) da Geogrelha de Polipropileno (GG PP). a) Direção
Longitudinal de Fabricação. b) Direção Transversal. Nota: GG – Geogrelha; PP - Polipropileno;
L – Longitudinal (sentido de fabricação); T – Transversal (sentido de fabricação); cp – Corpo-de-
prova.
02468101214161820
Deformação ( % )
0
200
400
600
800
1000
1200
1400
1600
J
N
( kN/m )
02468101214161820
Deformação ( % )
0
200
400
600
800
1000
1200
1400
1600
J ( kN/m )
a)
b)
GG PP L
GG PP T
cp 1
cp 2
cp 3
cp 4
cp 5
cp 1
cp 2
cp 3
cp 4
0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 1.6 1.8 2 2.2 2.4 2.6
Deformação ( % )
J
N
( kN/m )
00.20.40.60.811.21.41.61.82
Deformação ( % )
J
N
( kN/m )
GG FV L
cp 1
GG FV T
cp 2
cp 3
cp 4
cp 5
b)
cp 6
a)
cp 7
cp 8
cp 9
4 Resultados e Discussão 95
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
7000
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
7000
Figura 60. Curvas Módulo de rigidez não-confinado (J
N
) da Geogrelha de Poliéster (GG PET). a) Direção
Longitudinal de Fabricação. b) Direção Transversal. Nota: GG – Geogrelha; PET - Poliéster;
L – Longitudinal (sentido de fabricação); T – Transversal (sentido de fabricação); cp – Corpo-de-
prova.
Figura 61. Curvas Módulo de rigidez não-confinado (J
N
) do Geotêxtil de Polipropileno (GT PP). a) Direção
Longitudinal de Fabricação. b) Direção Transversal. Nota: GT – Geotêxtil; PP - Polipropileno;
L – Longitudinal (sentido de fabricação); T – Transversal (sentido de fabricação) ; cp – Corpo-de-
prova.
Percebe-se também que, com exceção da geogrelha FV, os geossintéticos sofrem
deformações nos ensaios de arrancamento (Figuras 47 à 50) muito menores que no momento
da ruptura em ensaios de tração. Para melhor visualização e comparação entre os materiais
ensaiados, a
Figura 62 apresenta as curvas de rigidez não-confinada dos geossintéticos de forma
agrupada e com as abcissas na mesma ordem de grandeza apresentadas nos gráficos de rigidez
confinada dos materiais (deformações variando até 2 %).
0 2 4 6 8 1012141618202224
Deformação ( % )
0
2000
4000
6000
8000
10000
12000
14000
J
N
( kN/m )
024681012141618202224
Deformação ( % )
0
2000
4000
6000
8000
10000
12000
14000
J
N
( )kN/m
a)
b)
GT PP L
GT PP T
cp 1
cp 2
cp 3
cp 4
cp 1
cp 2
cp 3
0 2 4 6 8 10 12 14 16
Deformação ( % )
J
N
( kN/m )
GG PET L
GG PET T
0246810121416
Deformação ( % )
J
N
( kN/m )
a)
b)
cp 1
cp 2
cp 3
cp 4
cp 5
cp 1
cp 2
cp 3
cp 4
cp 5
cp 6
96 4 Resultados e Discussão
0
500
1000
1500
2000
2500
3000
3500
4000
4500
5000
Figura 62. Curvas Módulo de rigidez não-confinado (J
N
) dos geossintéticos utilizados na pesquisa. a) Direção
Longitudinal de Fabricação. b) Direção Transversal. Nota: GG – Geogrelha; GT – Geotêxtil;
PP - Polipropileno; PET – Poliéster; L – Longitudinal (sentido de fabricação); T – Transversal
(sentido de fabricação).
A Figura 61 mostra que a geogrelha PP é o geossintético que possui a menor rigidez
não-confinada dentre os materiais ensaiados. Porém, este material foi o que apresentou a
maior rigidez confinada nos ensaios de arrancamento. Isto ocorreu devido às características
geométricas da geogrelha PP e, principalmente, à grande resistência das conexões entre
membros longitudinais e transversais, que é maior que a resistência das demais geogrelhas
estudadas.
Portanto, pode-se concluir que a interação solo-reforço é mais importante que a rigidez
inicial não-confinada dos geossintéticos na determinação da inclusão de melhor desempenho
como reforço de base de pavimentos. Isto evidencia a necessidade da realização de ensaios,
como os de arrancamento por exemplo, e a utilização de seus dados nos métodos de
dimensionamento de reforço de obras viárias.
a)
b)
0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 1.6 1.8 2
Deformação ( % )
J
N
( kN/m )
GG PP L
GG PET L
GT PP L
0
500
1000
1500
2000
2500
3000
3500
4000
4500
5000
GG PP T
GG PET T
GT PP T
J
N
( kN/m )
0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 1.6 1.8 2
Deformação ( % )
4 Resultados e Discussão 97
4.3 ANÁLISE DOS ENSAIOS DE ARRANCAMENTO COM O
COEFICIENTE DE ADERÊNCIA (
α
b
) PROPOSTO POR JEWELL (1996).
A Tabela 4.3 apresenta os valores obtidos para o ângulo de atrito e a adesão de interface
retirados das envoltórias apresentadas nas Figuras 63 a 66. Na Figura 63 estão apresentadas
as envoltórias dos pares de ensaios 1-2, 5-6 e 19-20. A única diferença entre eles é a
combinação de solos empregados na confecção das camadas superior e inferior. Para a
geogrelha PP T e solo argiloso nas camadas inferior e superior, o ângulo de atrito de interface
(
δ) e adesão (α) de interface solo-geossintético foram 9,7º e 26,3 kPa, respectivamente
(Figura 63a). Ao substituir a camada superior pelo solo de base, os valores atingiram
δ = 41,1º
e
α = 19,4 kPa (Figura 63b). Para o solo pedregulhoso nas duas camadas, δ = 43,3º e α = 10,6
kPa. Com estes resultados, é possível observar um aumento do ângulo de atrito de interface e
diminuição da adesão de interface à medida que o solo argiloso é substituído pelo material
granular.
A Figura 64 apresenta as envoltórias de resistência ao arrancamento dos ensaios com os
geossintéticos dispostos no sentido longitudinal, subleito na camada inferior e base na
superior. Como nas curvas "Força de Arrancamento x Deslocamento" (Figura 33 à Figura 36),
novamente a geogrelha PP L apresentou o melhor resultado com
δ = 38,2°, seguido da
geogrelha PET L (
δ = 32,7°), do geotêxtil PP L (δ = 14,0°) e da geogrelha FV L (δ =3,7°).
As envoltórias dos geossintéticos arrancados na direção transversal de fabricação com
subleito-base estão na Figura 65. O mesmo comportamento relativo, verificado na Figura 64,
ocorreu entre os ensaios da Figura 65. A geogrelha PP T forneceu o maior ângulo de atrito de
interface (
δ = 41,1°) e a geogrelha FV T, o menor (δ = 4,1°). A geogrelha PET apresentou
δ = 31,6° e o geotêxtil PP T δ = 29,1°.
98 4 Resultados e Discussão
Tabela 4.3 – Valores do ângulo de atrito (δ) e adesão (α) de interface obtidos com as envoltórias dos ensaios de
arrancamento.
α δ
Ensaios Geossintético Cam INF / Cam SUP
(kPa) (
o
)
1 e 2 GG PP T Subleito / Subleito 26,3 9,7
5 e 6 GG PP T Subleito / Base 19,4 41,1
19 e 20 GG PP T Base / Base 10,6 43,3
3 e 4 GG PP L Subleito / Base 10,1 38,2
7 e 8 GG PET L Subleito / Base 9,3 32,7
11 e 12 GT PP L Subleito / Base 10,7 14,0
15 e 16 GG FV L Subleito / Base 14,4 3,7
5 e 6 GG PP T Subleito / Base 19,4 41,1
9 e 10 GG PET T Subleito / Base 11,7 31,6
13 e 14 GT PP T Subleito / Base 4,6 29,1
17 e 18 GG FV T Subleito / Base 6,0 4,1
19 e 20 GG PP T Base / Base 10,6 43,3
21 e 22 GG PET L Base / Base 4,8 51,7
23 e 24 GG PET T Base / Base 8,9 35,5
25 e 26 GG FV L Base / Base 7,6 22,9
As envoltórias apresentadas nas Figuras 64 e 65 confirmam as vantagens das
características geométricas e mecânicas da geogrelha PP, em relação aos demais
geossintéticos, verificadas quanto à resistência ao arrancamento e rigidez inicial do sistema.
Dentre estas características, citam-se: a maior resistência das juntas da geogrelha PP nos dois
sentidos de fabricação e a relação da abertura de malha com a distribuição granulométrica do
solo de base.
As envoltórias dos ensaios de arrancamento com o solo de base nas duas camadas são
apresentadas na Figura 66. Diferentemente dos resultados apresentados nas figuras anteriores,
a geogrelha PET L forneceu um ângulo de atrito de interface maior que a geogrelha PP T
(51,7° e 43,3°, respectivamente). O "
δ" da geogrelha PET T foi de 35,5°, enquanto que o da
geogrelha FV foi de 22,9°. A princípio, não há uma justificativa para explicar o maior ângulo
de atrito de interface apresentado pela geogrelha PET L em relação aos demais geossintéticos.
4 Resultados e Discussão 99
Este comportamento contraria o verificado nas análises de resistência ao arrancamento e
rigidez do sistema.
Figura 63. Envoltórias de resistência ao arrancamento. (a) Ensaios 1 e 2. (b) Ensaios 5 e 6. (c) Ensaios 19 e 20.
Nota: PP – Polipropileno; T – Transversal (sentido de fabricação); INF - Camada Inferior;
SUP - Camada Superior; δ - Ângulo de Atrito de Interface; α - Adesão de Interface Solo-Reforço.
Com as envoltórias apresentadas nas Figuras 63 a 66, pode-se calcular o coeficiente de
aderência (
α
b
) de Jewell (1996) para todos os ensaios, pois os geossintéticos utilizados são
rígidos. Os resultados são apresentados na Tabela 4.4, considerando e sem considerar os
fatores de escala (F
1
) e de forma (F
2
). Vale lembrar que o primeiro membro da equação de α
b
(Eq. 15) refere-se à contribuição do atrito de interface entre o solo e a área sólida da
y = 0,1714x + 26,3
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45
Tensão normal (kPa)
Tensão de arrancamento (kPa)
y = 0,8714x + 19,4
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45
Tensão normal (kPa)
Tensão de arrancamento (kPa)
Geogrelha PP T
INF: Subleito
SUP: Subleito
= 26,3 kPa
δ
= 9,7°
a
α
Geogrelha PP T
INF: Subleito
SUP: Base
= 19,4 kPa
δ
= 41,1°
a
α
(
b
)
(
a
)
y = 0,9429x + 10,6
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45
Tensão normal (kPa)
Tensão de arrancamento (kPa)
Geogrelha PP T
INF: Base
SUP: Base
= 10,6 kPa
δ
= 43,3°
a
α
(
c
)
100 4 Resultados e Discussão
geogrelha, enquanto que o segundo membro, à resistência passiva desenvolvida pelo solo à
frente dos elementos transversais do geossintético. Além disso, Jewell (1996) afirma que o
cálculo de
α
b
está sujeito ao limite α
b
≤ 1,00.
Figura 64. Envoltórias de resistência ao arrancamento. (a) Ensaios 3 e 4. (b) Ensaios 7 e 8. (c) Ensaios 11 e 12.
(d) Ensaios 15 e 16. Nota: PP – Polipropileno; PET - Poliéster; FV - Fibra de Vidro;
L – Longitudinal (sentido de fabricação); INF - Camada Inferior; SUP - Camada Superior;
δ - Ângulo de Atrito de Interface; α - Adesão de Interface Solo-Reforço.
Ao analisar os valores de
α
b
para a configuração com geogrelha PP T e subleito nas
duas camadas da caixa de testes (Ensaios 1 e 2), percebe-se que a contribuição da resistência
passiva é semelhante à contribuição do atrito de interface. Isto se deve à relação B/D
50
(efeito
escala) que é maior que dez. Segundo Jewell (1996), isto caracteriza um meio contínuo (sem
influência do tamanho das partículas do solo) e não ocorre o efeito escala descrito por
(a)
(
b
)
(c)
y = 0,7857x + 10,1
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45
Tensão normal (kPa)
Tensão de arrancamento (kPa)
y = 0,6429x + 9,3
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45
Tensão Normal (kPa)
Tensão de arrancamento (kPa)
Geogrelha PP L
INF: Subleito
SUP: Base
= 10,1 kPa
δ
= 38,2°
a
α
Geogrelha PET L
INF: Subleito
SUP: Base
= 9,3 kPaa
α
δ
= 32,7°
y = 0,25x + 10,65
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45
Tensão normal (kPa)
Tensão de arrancamento (kPa)
y = 0,0643x + 14,35
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45
Tensão normal (kPa)
Tensão de arrancamento (kPa)
Geotêxtil PP L
INF: Subleito
SUP: Base
= 10,7 kPa
δ
= 14,0°
a
(d)
Geogrelha FV L
INF: Subleito
SUP: Base
= 14,4 kPa
δ
= 3,7°
a
α
α
4 Resultados e Discussão 101
Palmeira e Milligan (1989) na relação entre a resistência passiva e a tensão normal atuante no
plano do reforço.
Figura 65. Envoltórias de resistência ao arrancamento. (a) Ensaios 5 e 6. (b) Ensaios 9 e 10. (c) Ensaios 13 e 14.
(d) Ensaios 17 e 18. Nota: PP – Polipropileno; PET - Poliéster; FV - Fibra de Vidro;
T – Transversal (sentido de fabricação); INF - Camada Inferior; SUP - Camada Superior; δ - Ângulo
de Atrito de Interface; α - Adesão de Interface Solo-Reforço.
Ao contrário do ocorrido com os testes 1 e 2, todas as configurações de ensaio em que o
solo de base foi utilizado, seja apenas na camada superior ou não, o efeito escala causou
grande influência (B/D
50
> 10). Isto porque o fator F
1
(responsável pelo efeito escala) duplica
a contribuição da resistência passiva em todas as geogrelhas ensaiadas. Além disso, F
2
(fator
de forma) aumenta em 20 % o valor do segundo membro da equação de
α
b
.
(
a
)
(
b
)
(
c
)
(d)
y = 0,8714x + 19,4
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45
Tensão normal (kPa)
Tensão de arrancamento (kPa)
y = 0,6143x + 11,7
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45
Tensão Normal (kPa)
Tensão de arrancamento (kPa)
a
α
Geogrelha PP T
INF: Subleito
SUP: Base
= 19,4 kPa
δ
= 41,1°
a
Geogrelha PET T
INF: Subleito
SUP: Base
= 11,7 kPa
δ
= 31,6°
α
y = 0,5571x + 4,6
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45
Tensão normal (kPa)
Tensão de arrancamento (kPa)
y = 0,0714x + 6
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45
Tensão normal (kPa)
Tensão de arrancamento (kPa)
Geogrelha FV T
INF: Subleito
SUP: Base
= 6,0 kPa
δ
= 4,1°
Geotêxtil PP T
INF: Subleito
SUP: Base
= 4,6 kPa
δ
= 29,1°
a
α
a
α
102 4 Resultados e Discussão
y = 0,9429x + 10,6
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45
Tensão normal (kPa)
Tensão de arrancamento (kPa)
y = 1,2214x + 4,75
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45
Tensão normal (kPa)
Tensão de arrancamento (kPa)
Figura 66. Envoltórias de resistência ao arrancamento. (a) Ensaios 19 e 20. (b) Ensaios 21 e 22. (c) Ensaios 23 e
24. (d) Ensaios 25 e 26. Nota: PP – Polipropileno; PET - Poliéster; FV - Fibra de Vidro;
T – Transversal (sentido de fabricação); L - Longitudinal; INF - Camada Inferior; SUP - Camada
Superior; δ - Ângulo de Atrito de Interface; α - Adesão de Interface Solo-Reforço.
Comparando os pares de ensaios 1– 2 e 5– 6, é interessante notar que o valor de
α
b
aumenta 128% no cálculo desprezando os fatores "F
1
" e "F
2
", e 285% ao considerá-los. Desta
forma, o coeficiente de Jewell (1996) reflete (como ganho em parâmetro de projeto) os
benefícios da utilização do solo granular na camada superior, mesmo desconsiderando os
fatores de escala e de forma. Ao calcular com a influência de "F
1
" e "F
2
", a melhoria é ainda
maior. Entretanto, o aumento de
α
b
ao substituir o subleito da camada inferior pelo solo
granular não é significativo (Ensaios 5-6 e 19-20). Isto ocorre porque o único acréscimo no
(
a
)
(
b
)
(
c
)
(d)
Geogrelha PP T
INF: Base
SUP: Base
= 10,6 kPa
δ
= 43,3°
a
α
Geogrelha PET L
INF: Base
SUP: Base
= 4,8 kPaa
α
= 51,7°
δ
y = 0,7143x + 8,9
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45
Tensão normal (kPa)
Tensão de arrancamento (kPa)
y = 0,4214x + 7,55
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45
Tensão normal (kPa)
Tensão de arrancamento (kPa)
Geogrelha PET T
INF: Base
SUP: Base
= 8,9 kPa
δ
= 35,5°
a
α
Geogrelha FV L
INF: Base
SUP: Base
= 7,6 kPa
δ
= 22,9°
a
α
4 Resultados e Discussão 103
valor deste coeficiente é no primeiro membro da equação, onde o pequeno aumento do ângulo
de atrito de interface (Figura 63) tem influência no cálculo.
Tabela 4.4 – Cálculo do coeficiente de aderência (α
b
) para os ensaios realizados.
α
b
Ensaios Geossint Cam INF /Cam SUP
Sem utilizar F
1
e F
2
F
1
e F
2
calculados
AI RP TOT AI RP TOT
1 e 2 GG PP T Subleito / Subleito 0,10 0,08 0,18 0,10 0,10 0,20
5 e 6 GG PP T Subleito / Base 0,15 0,26 0,41 0,15 0,62 0,77
19 e 20 GG PP T Base / Base 0,16 0,26 0,42 0,16 0,62 0,78
3 e 4 GG PP L Subleito / Base 0,13 0,36 0,49 0,13 0,86 0,99
7 e 8 GG PET L Subleito / Base 0,16 0,68 0,84 0,16 1,63 1,00
11 e 12 GT PP L Subleito / Base 0,25 -- 0,25 0,25 -- 0,25
15 e 16 GG FV L Subleito / Base 0,01 0,75 0,76 0,01 1,78 1,00
5 e 6 GG PP T Subleito / Base 0,15 0,26 0,41 0,15 0,62 0,77
9 e 10 GG PET T Subleito / Base 0,15 0,62 0,77 0,15 1,49 1,00
13 e 14 GT PP T Subleito / Base 0,56 -- 0,56 0,56 -- 0,56
17 e 18 GG FV T Subleito / Base 0,01 0,56 0,57 0,01 1,11 1,00
19 e 20 GG PP T Base / Base 0,16 0,26 0,42 0,16 0,62 0,78
21 e 22 GG PET L Base / Base 0,32 0,68 1,00 0,32 1,63
1,00
23 e 24 GG PET T Base / Base 0,18 0,62 0,80 0,18 1,49 1,00
25 e 26 GG FV L Base / Base 0,08 0,75 0,83 0,08 1,78 1,00
Nota: Cam – Camada; INF – Inferior; SUP – Superior; GG – Geogrelha; GT – Geotêxtil; PP – Polipropileno;
PET - Poliéster; FV – Fibra de vidro; T – Transversal; L – Longitudinal; AI – Parcela de contribuição do Atrito
de Interface no valor de α
b
; RP – Parcela de contribuição da Resistência Passiva no valor de α
b
; TOT – Valor
Total de α
b
(α
b
= AI + RP ≤ 1,00).
Para a série de testes com os geossintéticos no sentido longitudinal e subleito-base,
α
b
é
similar para todas as geogrelhas ao considerar F
1
e F
2
(GG PP L = 0,99 e GG PET L = GG FV
L = 1,00). Isto não reflete os valores de pico encontrados nos ensaios de arrancamento (Figura
33 à Figura 36), nos quais a geogrelha PP L forneceu os melhores resultados.
Desconsiderando F
1
e F
2
, esta discrepância aumenta, pois o α
b
da geogrelha FV L passa a ser
maior que o da geogrelha PP L.
Entretanto, o coeficiente de Jewell (1996) ilustra a contribuição da resistência passiva
na resistência final ao arrancamento. O
α
b
do geotêxtil PP L é menor em relação ao das
geogrelhas, mesmo ignorando F
1
e F
2
. Além disso, o coeficiente de aderência do geotêxtil PP
104 4 Resultados e Discussão
L é maior que o primeiro membro dos valores de α
b
dos demais geossintéticos. Isto reflete o
maior atrito de interface que se desenvolve no primeiro.
Analisando a série de ensaios com os reforços na direção transversal e subleito-base,
percebe-se que sem o uso dos fatores F
1
e F
2
, a geogrelha PP T não seria de grande vantagem
em relação ao geotêxtil PP T. Isto não reflete os ganhos de resistência ao arrancamento que a
geometria da geogrelha oferece, pela atuação da resistência passiva, em relação ao geotêxtil,
conforme verificado nos testes de arrancamento. No entanto, ao considerar os fatores de
escala e de forma, o valor de
α
b
da geogrelha PP T é 38 % maior que do geotêxtil PP T,
mostrando a mesma tendência ocorrida nos ensaios.
Outra importante observação a ser feita é o maior valor de "
α
b
" da geogrelha de FV em
relação à geogrelha PP em todas as configurações dos testes realizados. Sem a consideração
dos fatores,
α
b
da geogrelha FV L é 55% maior que o da geogrelha PP L com subleito-base.
Ao utilizar "F
1
" e "F
2
", os valores são similares. Porém, a contribuição do atrito de interface
(primeiro componente da Equação 15) no valor final do coeficiente de aderência ao considerar
"F
1
" e "F
2
" é de 0,13 (13,1%) para a geogrelha PP L e de apenas 0,01 (1,0 %) para a geogrelha
FV L.
O uso do coeficiente de Jewell (1996) é bastante didático e ilustra o baixo atrito de
interface desenvolvido pela geogrelha FV. Isto pode ser verificado visualmente pela
geometria de seus membros longitudinais que, além de serem compostos por dois
"subelementos", são de pequena largura (Figura 67). Cada "subelemento" tem largura de
apenas 1,25 mm e entre os dois "subelementos" de um membro longitudinal há um espaço de
1,5 mm.
Por outro lado, os ensaios de arrancamento demonstraram que a geogrelha FV
apresentou o pior desempenho. Essa diferença de comportamento em relação à análise com o
coeficiente de aderência ocorre devido à segunda componente da Equação 15 não incorporar
4 Resultados e Discussão 105
parâmetros do ensaio de arrancamento, nem a influência da resistência das conexões entre
membros transversais e longitudinais. A combinação das características do solo e da
geometria do geossintético é favorável à geogrelha FV. Esta condição fica evidenciada pela
parcela de contribuição do primeiro membro da Equação (1) (atrito de interface), conforme
descrito anteriormente, que é de apenas 1 % para geogrelha FV. É nesse primeiro componente
da equação de "
α
b
" que se utiliza parâmetros retirados do ensaio de arrancamento. Nos
ensaios com base-base (Ensaios 19 a 26) foi observado o mesmo comportamento relativo
entre os reforços dos testes descritos acima.
Figura 67. Geometria da Geogrelha de Fibra de Vidro. Nota: L
T
– largura do membro transversal; L
L
– largura de
um "subelemento" longitudinal; S
T
– abertura de malha no sentido transversal de fabricação;
S
L
– abertura de malha no sentido longitudinal.
Elementos
Longitudinais
S
T
L
T
S
L
L
T
= 3,0 mm
Elementos
Transversais
L
L
= 1,25 mm
L
L
S
T
= 30,0 mm
S
L
= 22
,
5 mm
106 5 Conclusões
5 CONCLUSÕES
Foram realizados ensaios de arrancamento de pequeno porte visando avaliar o
desempenho de geossintéticos fabricados com diversos polímeros e de diferentes
características geométricas no reforço de base de pavimentos viários. Quatro geossintéticos
foram estudados: uma geogrelha e um geotêxtil de polipropileno, uma geogrelha de poliéster
e uma geogrelha de fibra de vidro. Dois tipos de solo foram utilizados: um argiloso,
simulando subleito de rodovias, e um pedregulho areno-siltoso como camada de base. As
principais conclusões desta pesquisa são:
1.
A interação solo-reforço é tão importante quanto a rigidez não-confinada do
geossintético no comportamento do material em situação de confinamento no interior
do maciço de solo. Portanto, é necessário que os resultados de ensaios com os
materiais a serem utilizados na obra (solo e geossintético) sejam incorporados nos
métodos de cálculos para que o dimensionamento de reforço de base de pavimentos
seja mais preciso e econômico. Ensaios de arrancamento de pequeno porte são uma
boa opção por serem expeditos, de baixo custo e confiáveis. Além disso, permitem o
estudo da interação solo-geossintético de forma sistemática e didática, possibilitando a
pesquisa de numerosas configurações de solo e inclusão de forma mais eficiente que
em ensaios de campo.
2.
Pesquisas de campo são necessárias para a obtenção das deformações dos
geossintéticos em serviço, visando o melhor entendimento do mecanismo de
5 Conclusões 107
solicitação destes materiais no reforço de base de pavimentos. Assim, será possível
realizar correlações diretas com os dados de rigidez confinada obtidos com os ensaios
de arrancamento.
3.
Dentre os geossintéticos e solos empregados nesta pesquisa, a geogrelha de
polipropileno é o material que apresentou o melhor desempenho como reforço de base
de obras viárias posicionado na interface camada de base – subleito. Apesar de
possuir a menor rigidez não-confinada, este geossintético se mostrou mais eficiente
devido às suas características geométricas e, principalmente, pela maior resistência das
conexões entre elementos longitudinais e transversais em relação às outras geogrelhas
utilizadas no estudo. A maior resistência de junta também conferiu à geogrelha de
polipropileno a maior resistência ao arrancamento, apesar de não ser o geossintético de
maior resistência à tração.
4.
O agulhamento da geogrelha no subleito argiloso, ao ser compactada a camada de
base, é um fenômeno benéfico pois a cravação do geossintético é heterogênea, o que
resulta no pré-tensionamento do reforço, aumentando sua rigidez inicial confinada.
5.
O ensaio de arrancamento de pequenas dimensões, e medidas internas dos
deslocamentos ao longo da inclusão com o medidor de deslocamentos a laser,
forneceu curvas Força de arrancamento x Deslocamento de comportamento
semelhante ao descrito na literatura. Além disso, como o corpo-de-prova é de tamanho
reduzido, garante-se a completa mobilização do mesmo, sendo possível obter medidas
de deformações do geossintético.
6.
O uso de solo com diâmetro máximo maior que 2 mm se mostrou limitado para o
equipamento utilizado nesta pesquisa. Para o solo granular empregado, que possui
diâmetro máximo de 19 mm, ocorreu o ancoramento das geogrelhas na saída da caixa
de testes. Isto resultou em um aumento da força máxima de arrancamento após o
108 5 Conclusões
estabelecimento de um primeiro patamar de força máxima. Entretanto, foi possível
admitir um “valor máximo natural de força de arrancamento do ensaio”. Logo, é
necessário realizar mais estudos que verifiquem a influência da abertura na parede
frontal da caixa para saída do geossintético na magnitude da resistência máxima ao
arrancamento.
7.
Por meio dos resultados dos ensaios de arrancamento, foi possível obter curvas de
rigidez (J) x deformação visando a aplicação dos geossintéticos estudados no reforço
de base de pavimentos. Com este estudo, verificou-se que, dos materiais testados, a
geogrelha de polipropileno confere a maior rigidez ao sistema, sendo o material mais
efetivo na função de reforço de base de pavimentos viários, posicionados na interface
subleito-base;
8.
A fragilidade da resistência das conexões entre membros transversais e longitudinais,
o baixo atrito de interface e a grande variabilidade do produto na sua manufatura
fizeram com que a geogrelha de fibra de vidro deixasse de ser vantajosa como reforço.
Este material possui grande potencial na aplicação como reforço de base de obras
viárias por apresentar deformações na ruptura extremamente baixas, em torno de 2 %,
o que sugere uma elevada rigidez não-confinada.
9.
Por meio do coeficiente de aderência α
b
, proposto por Jewell (1996), foi possível
explicar as parcelas de resistência passiva e da força de atrito de interface na interação
solo-geossintético. O baixo atrito de interface desta geogrelha foi previsto pela análise
com o coeficiente de aderência. Entretanto, o estudo com
α
b
previa uma grande
contribuição da resistência passiva no valor final da força de arrancamento. Isto não
foi verificado nos ensaios de arrancamento.
Referências 109
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