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COPPE/UFRJCOPPE/UFRJ
ANÁLISE DO COMPORTAMENTO DE ATERROS REFORÇADOS SOBRE SOLOS
MOLES: UM ESTUDO DE CASO DA RODOVIA BA-685, SANTA CRUZ CABRÁLIA,
BA.
Uilliam Rocha da Silva
Dissertação de Mestrado apresentada ao
Programa de Pós-graduação em Engenharia
Civil, COPPE, da Universidade Federal do Rio
de Janeiro, como parte dos requisitos
necessários à obtenção do título de Mestre em
Engenharia Civil.
Orientador: Maurício Ehrlich
Rio de Janeiro
Dezembro de 2008
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ANÁLISE DO COMPORTAMENTO DE ATERROS REFORÇADOS SOBRE SOLOS
MOLES: UM ESTUDO DE CASO DA RODOVIA BA-685, SANTA CRUZ CABRÁLIA,
BA.
Uilliam Rocha da Silva
DISSERTAÇÃO SUBMETIDA AO CORPO DOCENTE DO INSTITUTO ALBERTO
LUIZ COIMBRA DE PÓS-GRADUAÇÃO E PESQUISA DE ENGENHARIA (COPPE)
DA UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO DE JANEIRO COMO PARTE DOS
REQUISITOS NECESSÁRIOS PARA A OBTENÇÃO DO GRAU DE MESTRE EM
CIÊNCIAS EM ENGENHARIA CIVIL.
Aprovada por:
________________________________________
Prof. Maurício Ehrlich, D.Sc.
________________________________________
Prof. Willy Alvarenga Lacerda, Ph.D.
________________________________________
Prof. Fernando Artur Brasil Danziger, D.Sc.
________________________________________
Prof
a
. Maria Esther Soares Marques, D.Sc.
RIO DE JANEIRO, RJ - BRASIL
DEZEMBRO DE 2008
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iii
Silva, Uilliam Rocha da
Análise do Comportamento de Aterros Reforçados
Sobre Solos Moles: Um Estudo de Caso da Rodovia BA-
685, Santa Cruz Cabrália, BA/Uilliam Rocha da Silva. –
Rio de Janeiro: UFRJ/COPPE, 2008.
X, 204 p.: il.; 29,7 cm.
Orientador: Maurício Ehrlich
Dissertação (mestrado) – UFRJ/ COPPE/ Programa
de Engenharia Civil, 2008.
Referencias Bibliográficas: p. 193-204.
1. Aterros sobre solos moles. 2. Aterros reforçados
com geossintéticos. 3. Instrumentação geotécnica. I.
Ehrlich, Maurício. II. Universidade Federal do Rio de
Janeiro, COPPE, Programa de Engenharia Civil. III.
Titulo.
iv
AGRADECIMENTOS
O autor expressa sua imensa gratidão pela oportunidade de ser orientado pelo
Professor Maurício Ehrlich.
O autor também agradece as valiosas contribuições do Professor Luis
Edmundo Prado e Campos e Professor Paulo Burgos da UFBA pela sugestão do tema
dessa pesquisa e pelo apoio na execução dos ensaios de campo e laboratório. Aos
Professores Luis Aníbal e Roberto Guimarães Bastos pelo incentivo e apoio na
realização desse mestrado. Aproveito também para agradecer ao colega engenheiro
Alexandre Oliveira e o técnico Armando do laboratório de geotecnia da UFBA pela
dedicação na execução dos ensaios de campo e laboratório.
O autor expressa seus agradecimentos aos professores COPPE/UFRJ pela
formação acadêmica e profissional de auto nível que marca de forma peculiar essa
instituição de ensino.
Em especial, agradeço aos grandes amigos, Sérvulo, Vinicius, Leandro, Vitão,
Cescyle, Gustavo e Christian pela amizade durante toda minha estada na cidade do
Rio de Janeiro.
Agradeço a SA Paulista, especialmente ao engenheiro Célio Feltrin pela
amizade e apoio no desenvolvimento desta pesquisa. Um agradecimento especial ao
meu grande “amigo irmão” João Carlos Bacelar Filho e ao engenheiro Max Tosi, outro
grande amigo que ganhei ao chegar ao Rio de Janeiro, por todo apoio e amizade.
Agradeço à minha esposa, Sra. Quézia e minha filhinha Giovanna por entender
e me apoiar nos momentos mais difíceis que enfrentei durante essa pesquisa. Minha
mãe Edna, por ter me escolhido para seu filho, minha avó Dona Milu e todos os meus
tios e tias, primos e primas, que me ensinaram a retirar das saudades coragem para
seguir em frente e nunca desistir. Aos meus amigos de Salvador que sempre
incentivaram e apoiaram minhas decisões, em especial a Paulo Pellegrini e Ednalvo
Nascimento.
Por fim, agradeço pela minha saúde, por minha vida e por acreditar que esse
sonho era possível a Deus.
v
Resumo da Dissertação apresentada à COPPE/UFRJ como parte dos requisitos
necessários para a obtenção do grau de Mestre em Ciências (M.Sc.)
ANÁLISE DO COMPORTAMENTO DE ATERROS REFORÇADOS SOBRE SOLOS
MOLES: UM ESTUDO DE CASO DA RODOVIA BA-685, SANTA CRUZ CABRÁLIA,
BA.
Uilliam Rocha da Silva
Dezembro/2008
Orientador: Maurício Ehrlich
Programa: Engenharia Civil
Estudou-se obra de aterro rodoviário construído em etapas sobre solos moles,
os resultados da instrumentação foram analisados quanto à estabilidade e aos
recalques causados por adensamento. Verificou-se a influência dos drenos verticais
no processo de adensamento da fundação. Retroanalisaram-se as rupturas
observadas, buscando entender e explicar as causas de sua ocorrência. O
desempenho do aterro foi avaliado através de metodologias que consideram os dados
referentes à instrumentação de recalque e poro-pressão. Concluiu-se na pesquisa que
os drenos verticais são determinantes na aceleração dos recalques. O ganho de
resistência não-drenada, em função do processo de adensamento ao final de cada
etapa, aumenta a estabilidade da estrutura. O reforço geossintético colocado na base
do aterro foi importante na manutenção da estabilidade, melhorando a segurança da
obra.
vi
Abstract of Dissertation presented to COPPE/UFRJ as a partial fulfillment of the
requirements for the degree of Master of Science (M.Sc.)
ANALYSIS OF THE BEHAVIOR OF REINFORCED EMBANKMENTS OVER SOFT
CLAY DEPOSIT: A CASE STUDY OF BA-685 HIGHWAY, SANTA CRUZ CABRÁLIA,
BA.
Uilliam Rocha da Silva
December/2008
Advisor: Maurício Ehrlich
Department: Civil Engineering
A road embankment over soft clay has been studied. Failure during the
embankment construction was observed. Monitoring results were analyzed regarding
its stability and settlements. The influence of the vertical drainage in the consolidation
process of the soft clay deposit was evaluated. Back analyses were performed, in order
to verify the causes of failure. The analyses were performed taking into consideration
settlements and pore pressure measurements. Vertical drainage was determinant for
the consolidation process acceleration. The undrained resistances of the soft clay
foundation increase with the consolidation process, and promote a gain in stability.
Analyses show that the geosynthetic reinforcement at the base of the embankment
lead to an important increase in stability.
vii
ÍNDICE
PÁGINA
CAPÍTULO 1 - INTRODUÇÃO........................................................................................1
1.1- RELEVÂNCIA DO TEMA.............................................................................1
1.2- OBJETIVOS E ORGANIZAÇÃO DA DISSERTAÇÃO.................................2
CAPÍTULO 2 - REVISÃO BIBLIOGRÁFICA..................................................................4
2.1- ATERROS SOBRE SOLOS MOLES............................................................4
2.1.1- BERMAS DE EQUILÍBRIO....................................................................................4
2.1.2- CONSTRUÇÃO POR ETAPAS.............................................................................7
2.1.3- DRENOS VERTICAIS COM SOBRECARGA TEMPORÁRIA..............................7
2.1.4- REFORÇO DO CONJUNTO ATERRO-FUNDAÇÃO COM ESTACAS DE BRITA,
AREIA OU CONCRETO..................................................................................................8
2.1.5- REFORÇO DO CONJUNTO ATERRO-FUNDAÇÃO COM INCLUSÃO DE
GEOSSINTÉTICO.........................................................................................................10
2.1.5.1- MECANISMO DE INTERAÇÃO SOLO REFORÇO.........................................13
2.1.6 - CLASSE DE RUPTURA EM ATERROS REFORÇADOS SOBRE SOLOS
MOLES..........................................................................................................................18
2.1.7 - MÉTODO DE ANÁLISE DE ESTABILIDADE DE ATERRO REFORÇADO
SOBRE SOLOS MOLES...............................................................................................23
2.1.7.1 - ESTABALILIDADE DA FUNDAÇÃO...............................................................24
2.1.7.2 - ESTABILIDADE INTERNA..............................................................................28
2.1.7.3 - ESTABILIDADE GLOBAL...............................................................................29
2.1.7.3.1 - ÁBACOS DE MILLIGAN E BUSBRIDGE (1983) – SUPERFÍCIE CIRCULAR
E PLANAR.....................................................................................................................33
2.1.7.3.2 - ANÁLISE ROTACIONAL: MÉTODO MISTO DE JEWELL (1987) -
SUPERFÍCIE CIRCULAR NA FUNDAÇÃO E PLANAR NO ATERRO.........................35
2.1.7.3.3 - MÉTODO DE LESHCHINSKY (1987): SUPERFÍCIE DE RUPTURA
CIRCULAR NA FUNDAÇÃO E ASPIRAL LOGARÍTMICA NO ATERRO....................36
2.1.7.3.4 - MÉTODO MYLLEVILLE E ROWE (1988)....................................................37
2.1.7.3.5 - MÉTODO DE LOW ET AL. (1990) – SUPERFÍCIE CIRCULAR DE
RUPTURA CIRCULAR..................................................................................................40
2.1.7.3.6 - MÉTODO DE PALMEIRA (1992) – SUPERFÍCIE CIRCULAR NA
FUNDAÇÃO E PLANAR NO ATERRO.........................................................................44
viii
2.1.7.3.7 - MÉTODO DE KANIRAJ (1994 , 1996A 1996B) – SUPERFÍCIE
CIRCULAR....................................................................................................................46
2.1.7.3.8 - MÉTODO DE JEWELL (1996) – SOLUÇÃO ANALÍTICA............................49
2.1.7.3.9- MÉTODO ANALÍTICO DE EHRLICH (2001)................................................50
2.1.7.3.9.1 - ATERROS NÃO-REFORÇADOS..............................................................51
2.1.7.3.9.2 - ATERROS REFORÇADOS.......................................................................53
2.1.7.3.9.2.1 - REFORÇO INTEGRAL DA BASE DO ATERRO...................................54
2.1.7.3.9.2.2 - REFORÇO PARCIAL DA BASE DO ATERRO......................................55
2.1.8 - CONSIDERAÇÕES SOBRE DEFORMAÇÃO DE ATERROS SOBRE SOLOS
MOLES..........................................................................................................................56
2.1.8.1 - MÉTODO DE ROWE E SODERMAN (1985)..................................................56
2.1.9- CONSIDERAÇÕES SOBRE DIMENSIONAMENTO DE GEOGRELHAS.........58
2.1.10 - MÉTODOS DE ELEMENTOS FINITOS...........................................................62
2.1.11 - MODELAGEM CENTRÍFUGA..........................................................................63
2.2 - TEORIAS DE ADENSAMENTO................................................................64
2.2.1 - TEORIA DE ADENSAMENTO DE TERZAGHI E FROLICH (1936)..................64
2.2.2 - TEORIA DE ADENSAMENTO DE BARRON (1948).........................................66
2.2.2.1- COMPARAÇÃO ENTRE AS SOLUÇÕES “FREE STRAIN” E “EQUAL
STRAIN”........................................................................................................................69
2.2.3 - TEORIA DE ADENSAMENTO PARA DRENAGEM COMBINADA RADIAL E
VERTICAL.....................................................................................................................71
2.2.4- DIMENSIONAMENTO DE DRENOS PRÉ-FABRICADOS.................................72
2.2.4.1 – TEORIA APLICADA.......................................................................................72
2.2.4.1.1 - EFICIÊNCIA DOS DRENOS VERTICAIS....................................................73
2.2.4.2 - ÁREA DE INFLUÊNCIA E ESPAÇAMENTO DOS DRENOS VERTICAIS.....73
2.2.4.3 - DIÂMETRO EQUIVALENTE DOS DRENOS VERTICAIS PRÉ-
FABRICADOS...............................................................................................................74
2.2.4.4 - CONSIDERAÇÕES SOBRE AMOLGAMENTO – EFEITO “SMEAR”.............74
2.2.4.5 - EFEITO DA RESISTÊNCIA HIDRÁULICA DOS DRENOS VERTICAIS........76
2.2.5 - AVALIAÇÃO DO DESEMPENHO DE ATERROS SOBRE SOLOS MOLES.....76
2.2.5.1- AVALIAÇÃO DO COMPORTAMENTO DO ADENSAMENTO DA
FUNDAÇÃO..................................................................................................................77
2.2.5.1.1- MÉTODO DE ASAOKA(1978)......................................................................77
2.2.5.1.1.1 - MÉTODO DE ASAOKA - CONSTRUÇÃO GRÁFICA MODIFICADO POR
MAGNAN E DEROY (1980)..........................................................................................79
2.2.5.1.1.2 – CONSIDERAÇÕES SOBRE O MÉTODO DE ASAOKA..........................80
2.2.5.1.2 - MÉTODO DE ORLEACH (1983)..................................................................81
ix
2.2.5.1.2.1- PASSOS PARA CONSTRUÇÃO GRÁFICA DO MÉTODO DE ORLEACH
(1983)............................................................................................................................82
CAPÍTULO 3 – LOCALIZAÇÃO, GEOMORFOLOGIA DA ÁREA DE ESTUDO E
DESCRIÇÃO GEOTÉCNICA DO PROJETO...............................................................83
3.1 – LOCALIZAÇÃO DA ÁREA DE ESTUDO..................................................83
3.2 - GEOLOGIA-GEOMORFOLOGIA..........................................................................83
3.3 - O PROJETO..........................................................................................................87
3.3.1 – HISTÓRICO.......................................................................................................87
3.3.2 - O PROJETO DE INSTRUMENTAÇÃO..............................................................96
3.3.3 - CONSTRUÇÃO DA CAMADA DE TRABALHO E INSTALAÇÃO DOS DRENOS
PRÉ-FABRICADOS.......................................................................................................97
3.3.4 - IMPLANTAÇÃO DE INSTRUMENTAÇÃO GEOTÉCNICA E AVANÇO DA
CONSTRUÇÃO DO ATERRO.....................................................................................101
3.3.5 - LEITURAS DOS INSTRUMENTOS.................................................................103
3.3.6 - HISTÓRICO DE RUPTURAS E ACONTECIMENTOS....................................103
3.3.7 - AVALIAÇÃO DO PROJETO GEOTÉCNICO E EXECUÇÃO DAS OBRAS.....110
CAPÍTULO 4 - ENSAIOS DE CAMPO E LABORATÓRIO COMPLEMENTARES PÓS-
CONSTRUÇÃO DOS ATERROS...............................................................................114
4.1- INTRODUÇÃO..........................................................................................114
4.2- ENSAIOS DE CAMPO..............................................................................114
4.2.1 – ENSAIOS DE PIEZOCONE............................................................................117
4.2.1.1 - ENSAIO DE DISSIPAÇÃO DE PORO-PRESSÃO........................................126
4.2.2 – ENSAIOS DE PALHETA.................................................................................127
4.3 - ENSAIOS DE LABORATÓRIO................................................................129
4.4- ANÁLISES DOS ENSAIOS DE CAMPO..................................................132
4.4.1 – ANÁLISE DOS ENSAIOS DE PIEZOCONE...................................................132
4.4.1.1 – HOMOGENEIDADE DO DEPÓSITO...........................................................132
4.4.1.2- CLASSIFICAÇÃO DOS SOLOS....................................................................136
4.4.2 – ANÁLISE DOS ENSAIOS DE PALHETA........................................................138
4.4.2.1 – CORRELAÇÕES ENTRE ENSAIO DE PIEZOCONE E PALHETA.............139
4.4.3 – HISTÓRIA DE TENSÕES...............................................................................142
4.4.4 – COEFICIENTE DE ADENSAMENTO HORIZONTAL.....................................145
4.5 – AVALIAÇÕES DOS ENSAIOS DE CAMPO.......................................................146
CAPÍTULO 5 – INSTRUMENTAÇÃO GEOTÉCNICA................................................147
x
5.1- RESULTADOS DA INSTRUMENTAÇÃO.................................................147
5.1.1 – INCLINÔMETROS...........................................................................................147
5.1.2- MARCOS SUPERFICIAIS, PLACAS DE RECALQUE E PIEZÔMETROS TIPO
CASAGRANDE E PNEUMÁTICOS.............................................................................147
5.2- AVALIAÇÃO DOS RESULTADOS DA INSTRUMENTAÇÃO..............................160
5.2.1- INCLINÔMETROS............................................................................................160
5.2.2– PLACAS DE RECALQUE.................................................................................160
5.2.3– PIEZÔMETROS...............................................................................................161
CAPÍTULO 6 – ANÁLISE DO COMPORTAMENTO DE ATERRO SOBRE SOLOS
MOLES........................................................................................................................162
6.1- INTRODUÇÃO..........................................................................................162
6.2 – ANÁLISE DO ADENSAMENTO..............................................................162
6.2.1- DEFINIÇÃO DOS PARÂMETROS....................................................................162
6.2.2 – PARÂMETROS ADOTADOS..........................................................................170
6.2.3 – ESTIMATIVA DO RECALQUE TOTAL...........................................................170
6.2.4- AVALIAÇÃO DO PROCESSO DE ADENSAMENTO.......................................171
6.3 – ANÁLISE DE ESTABILIDADE ...............................................................175
6.3.1- PARÂMETRO DE RESISTÊNCIA DA ARGILA MOLE.....................................175
6.3.2 – RETROANÁLISE DA RUPTURA OCORRIDA- CÁLCULO DO COEFICIENTE
DE BJERUMM.............................................................................................................176
6.3.3 – ANÁLISE DE ESTABILIDADE DO ATERRO CONSTRUÍDO EM ETAPAS...178
6.3.3.1 – CONSIDERAÇÕES SOBRE A ANÁLISE DE ESTABILIDADE....................178
6.3.3.2- ESTABILIDADE DO ATERRO CONSTRUÍDO EM ETAPAS SEM
REFORÇO...................................................................................................................178
6.3.3.3- CONCLUSÕES SOBRE ESTABILIDADE DO ATERRO NÃO REFORÇADO
CONSTRUÍDO EM ETAPAS NÃO REFORÇADO......................................................183
6.3.4- ANÁLISE DE ESTABILIDADE DO ATERRO REFORÇADO CONSTRUÍDO EM
ETAPAS......................................................................................................................184
6.3.4.1- AVALIAÇÃO DO REFORÇO UTILIZADO NA OBRA.....................................185
6.3.4.3- CONCLUSÃO SOBRE ESTABILIDADE DO ATERRO REFORÇADO..........189
CAPÍTULO 7- CONCLUSÕES E SUGESTÕES PARA PESQUISAS FUTURAS.....190
7.1- CONCLUSÕES.........................................................................................190
7.2- SUGESTÕES PARA PESQUISAS FUTURAS.........................................192
REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS..........................................................................193
1
CAPÍTULO 1- INTRODUÇÃO
1.1- RELEVÂNCIA DO TEMA
A escassez de áreas adequadas para construção, do ponto de vista geotécnico, aliada
a crescente necessidade de ampliação e implantação de infra-estrutura urbana e de
transporte (conjuntos habitacionais, ferrovias, pontes, rodovias etc) para atender a
necessidade urgente de desenvolvimento sócio-econômico do País, faz com que
áreas de “charco”, pantanosas, outrora consideradas inadequadas e evitadas para
construção, devido às baixas resistências, grandes deformabilidades e grandes
dificuldades construtivas, passem a ser, graças ao avanço tecnológico experimentado
nas últimas décadas, utilizadas até como alternativas técnica e economicamente mais
viáveis.
Grandes cidades brasileiras se desenvolveram próximo à costa litorânea, planície
costeira ou mesmo junto a margens dos grandes rios. Depósitos de solos moles são
muito comuns nestas áreas e ocorrem de Norte a Sul do Brasil a exemplo das
formações da Baixada Fluminense, Baixada Santista, litoral de Santa Catarina,
Paraná, Rio grande do Sul, Bahia e Sergipe.
Antigamente, excluída a possibilidade de remoção da camada de argila mole, o que só
se mostra viável para camadas de pequenas espessuras, menores que 4m,
modificava-se o caminhamento de uma rodovia como única solução. Atualmente, a
implantação de infra-estrutura de transporte sobre solo compressível é cada vez mais
comum. Aterros sobre solos moles se tornaram uma necessidade, e um desafio a ser
enfrentado pela comunidade geotécnica, haja vista a necessidade de duplicação de
rodovias e em obras de melhoria e ampliação do sistema viário das principais cidades
brasileiras.
A solução para ocupação dessas áreas vem sendo obtida através do enfrentamento
do problema. A partir de estudos e pesquisas visando o entendimento das
características e comportamentos dos solos moles nasceram às novas soluções
geotécnicas que incluem desde técnicas construtivas como construção por etapas, uso
de bermas de equilíbrio, até tratamentos com inclusões, estacas e elementos de
reforços, todos objetivando adequar esses tipos de solos para atender os esforços
solicitantes das obras.
2
Nesse rol de soluções se inclui a utilização dos geossintéticos como elemento de
reforço de solos (geotêxtil e geogrelhas) assim como o uso de drenos verticais pré-
fabricados para aceleração de recalque. Estas soluções mundialmente empregadas há
algumas décadas tem por objetivo melhorar a condição de estabilidade global ao fim
do período construtivo, acelerar os recalques, além de proporcionar uma condição de
construção mais controlada durante operação de equipamentos pesados de
terraplenagem nas primeiras camadas.
Pretende-se nessa dissertação analisar o comportamento de um aterro sobre solos
moles através de ensaios de campo, laboratório e instrumentação geotécnica e assim
compreender melhor o tema “Aterros Reforçados Sobre Solos Moles”, considerado de
extrema importância, visto a carência no meio técnico de dados experimentais sobre
esse assunto.
1.2- OBJETIVOS E ORGANIZAÇÃO DA DISSERTAÇÃO
Teve-se nessa pesquisa por objetivo avaliar o comportamento de um aterro rodoviário
sobre solos moles de grande espessura, no qual foram empregados drenos verticais e
também, em algumas seções, reforço geossintético.
Teve-se disponibilizados ensaios de campo e instrumentação geotécnica e deu-se
enforque nos seguintes aspectos:
¾ Identificação da contribuição do reforço de geossintético e dreno vertical no
comportamento da obra;
¾ Retroanálise visando explicar as rupturas ocorridas;
¾ Análise de recalques medidos e calculados, incluindo o processo de
adensamento.
O Capítulo 2 será destinado a uma revisão bibliográfica onde serão abordados
conceitos básicos sobre aterros sobre solos moles, geossintéticos, métodos utilizados
para análise de estabilidade e métodos destinados à análise de adensamento de
aterro sobre solos moles.
No Capítulo 3 será apresentado uma descrição detalhada da localização, geologia,
etapas construtivas e principais problemas observados da obra a ser analisada.
3
No Capítulo 4 serão apresentados os resultados da caracterização geotécnica obtida
através de ensaios de granolometria e Limites de Atterberg, assim como os principais
parâmetros de resistência e compressibilidade obtidos dos ensaios de campo (palheta,
piezocone), e ensaios de laboratório (cisalhamento direto), realizado nos materiais
envolvidos na construção da obra (argila mole, areia e material do aterro).
O Capítulo 5 será destinado à apresentação dos dados obtidos da instrumentação
geotécnica e englobarão os dados de recalque, obtidos através de placas de recalque,
dados piezométricos, obtidos através de piezômetro pneumático e Casagrande e
deslocamentos horizontais em profundidade, obtidos através de inclinômetros.
O Capítulo 6 será apresentado uma análise do comportamento da obra no que diz
respeito à estabilidade e recalques. Através dos métodos descritos no capítulo 2 serão
realizadas análises e retroanálise, tanto com relação à estabilidade global como
adensamento, visando compreender e comparar os resultados obtidos através das
formulações teóricas com os resultados obtidos em campo.
No Capítulo 7 relacionam-se as conclusões da presente pesquisa e sugestões para
trabalhos futuros.
4
CAPÍTULO 2- REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
2.1- ATERROS SOBRE SOLOS MOLES
A construção de aterros sobre solos moles, ainda constitui um dos grandes desafios
da Engenharia Geotécnica. A necessidade de construir sobre áreas com grandes
espessuras de solo mole se tornou um problema muito comum, principalmente pela
falta de áreas disponíveis, com boas características geotécnicas no que diz respeito à
capacidade de suporte e deformabilidade, para execução e ampliação de obras de
infra-estrutura rodoviária e até mesmo urbana.
Solos moles, por apresentarem característica de baixa resistência ao cisalhamento e
grande compressibilidade, tornam a execução dessas obras muito problemática. A
construção de aterros sobre solos moles deve atender aos seguintes requisitos
básicos:
¾ Apresentar fator de segurança adequado quanto à possibilidade de ruptura
generalizada;
¾ Apresentar deformações, no fim ou após a construção, compatíveis com o tipo
de obra, evitando-se também danos a estruturas adjacentes.
Objetivando viabilizar a construção de aterros sobre solos moles de grandes
espessuras, onde a possibilidade de remoção e posterior substituição da camada de
argila mole são descartadas, algumas soluções vêm sendo adotadas, sendo as mais
comuns:
¾ Utilização de bermas de equilíbrio
;
¾ Estabilização do solo de fundação através da construção por etapas;
¾ Estabilização através de drenos verticais pré-fabricados com sobrecarga;
¾ Reforço do conjunto aterro-fundação com estacas de brita, areia ou concreto;
¾ Reforço do conjunto aterro-fundação com inclusão de geossintético
;
¾ Soluções combinadas.
2.1.1- BERMAS DE EQUILÍBRIO
A utilização de bermas de equilíbrio é uma técnica que não visa aumentar a
resistência ao cisalhamento do solo mole, mas criar momentos capazes de
contrabalançar os mobilizados pelo corpo do aterro impedindo a ruptura. A adição de
5
bermas de equilíbrio, como ilustrado na figura 2.1, faz com que a relação entre os
momentos resistentes e atuantes se torne aceitável do ponto de vista da segurança.
Essa técnica foi desenvolvida em 1948 pelos engenheiros suecos B. Jackobson e W.
Fellenius (VELOSO, 1957). Através do método proposto é possível calcular a altura
admissível de um aterro sobre solo mole, e conseqüentemente o numero de bermas e
o seu comprimento para atingir a estabilidade. Jackobson desenvolveu o método de
dimensionamento levando em consideração as seguintes hipóteses:
¾ Condição não-drenada;
¾ Solo de fundação homogêneo com resistência não-drenada (S
u
) constante com
a profundidade;
¾ Estado plano de deformação;
¾ Despreza-se a parcela de resistência devida ao aterro;
¾ Superfície de ruptura circular.
Segundo Jackobson a capacidade de carga (q
u
) sob condição não-drenada é dada
por:
0
.5,5 HSq
atuu
γ
≅
=
[2.1]
at
u
S
H
γ
5,5
0
=
[2.2]
FS
H
H
f
0
=
[2.3]
onde:
H
0
- altura do aterro;
γ
at
- peso específico do aterro.
A imposição de H
f
> H
0
, implica na adoção de bermas de equilíbrio. Nesse caso:
adm
Spp 5.5
12
[2.4]
onde:
p
1
= tensão na superfície do solo mole devido ao aterro;
p
2
= tensão no solo mole devido a berma;
FS
S
S
u
adm
= [2.5]
É necessário que
adm
Sp 5,5
2
< , caso contrário será necessário outra berma.
6
A utilização de bermas de equilíbrio tem sofrido uma redução significativa, visto que
sua adoção requer um aumento excessivo no consumo de material para aterro e de
área disponível em função da largura requerida. Outro fator importante é que o
benefício da utilização das bermas se restringe apenas à eliminação do problema de
ruptura, sendo o problema do recalque agravado com sua utilização. Na figura 2.1 são
apresentados os casos analisados por Jackobson.
Figura. 2.1– Projeto de berma de equilíbrio sobre argilas moles (VELOSO, 1957).
7
2.1.2- CONSTRUÇÃO POR ETAPAS
A construção por etapas pode ser definida com uma divisão do carregamento do solo
do aterro em cargas inferiores à carga final a ser aplicada (25% a 30% da carga final),
objetivando não ultrapassar a capacidade de suporte do solo de fundação. Esse
processo é feito, adicionando-se etapas de carregamentos complementares, em
tempos preestabelecidos, até que a altura final do aterro seja atingida.
O principal objetivo dessa técnica é de aumentar a resistência ao cisalhamento do solo
de fundação através do aumento das tensões efetivas, o que é obtido pela dissipação,
com o tempo, do excesso de poro-pressão induzidas pelo carregamento. Ao fim de
cada etapa de carregamento uma nova avaliação da estabilidade deve ser efetuada,
como pré-requisito para execução da etapa seguinte, podendo essa avaliação ser
conduzida por tensões totais (φ=0) ou tensões efetivas o que no caso exigiria o
conhecimentos dos parâmetros de resistência efetivos c´, φ´ do solo e dos excessos
de poro-pressão gerados pela carregamento do aterro. A análise em termos de
tensões totais é em geral preferida em projeto visto à dificuldade em estimar os
excessos de poro-pressão desenvolvidos durante a construção do aterro.
2.1.3- DRENOS VERTICAIS COM SOBRECARGA TEMPORÁRIA
A introdução de drenos verticais na massa do solo de fundação, associada à aplicação
de sobrecarga (25% a 30% da carga final), tem por objetivo acelerar o processo de
adensamento do solo mole, facilitando a saída da água, devido ao carregamento do
aterro aplicado. Acelerando o processo de adensamento, acelera-se o aumento de
tensão efetiva e conseqüentemente o aumento da resistência ao cisalhamento do solo
de fundação.
Os primeiros drenos utilizados em 1920 na Califórnia, nos Estados Unidos, foram
construídos com areia. Kjellman desenvolveu, cerca de 10 anos depois, na Suécia, o
primeiro protótipo de dreno pré-fabricado cujo núcleo era de papelão. A partir dos anos
70, o núcleo de papelão foi substituído por um de plástico (polipropileno) com sulcos,
porem ainda com filtro de papel, esse dreno foi batizado de Geodrain (ALMEIDA,
1992). Atualmente filtros de geotêxtil foram incorporados aos drenos pré-fabricados.
Os drenos verticais pré-fabricados possuem elevada resistência mecânica, o que
garante a sua integridade durante as operações de instalação, resistindo às
8
solicitações provenientes da cravação, e suportando os esforços oriundos da
deformação horizontal e vertical da massa de solo de fundação em adensamento. Em
contrapartida, os drenos tradicionais de areia são muitos susceptíveis a danos durante
sua execução e operação. Em argilas muito moles pode ocorrer cisalhamento dos
drenos de areia, que se torna inoperante.
O pré-carregamento na superfície do solo de fundação, obrigatoriamente deverá ser
iniciado por uma camada de material granular, areia, por exemplo, para facilitar a
drenagem superficial da água expulsa no processo de adensamento.
A rapidez na execução do serviço, superior a qualquer outro tipo de método, tornou o
dreno pré-fabricado cada vez mais utilizado no Brasil. A utilização desse tipo de dreno
traz grande benéfico econômico, em função da grande produtividade comparada aos
drenos de areia. O colchão drenante pode ser executado com materiais britados
associados à geossintéticos de filtração e/ou separação o que evitaria a exploração de
jazidas.
Figura 2.2 - Tratamento de fundação com geodrenos e sobrecarga temporária (DNER
PRO- 381/98)
2.1.4- REFORÇO DO CONJUNTO ATERRO-FUNDAÇÃO COM ESTACAS DE
BRITA, AREIA OU CONCRETO.
Algumas técnicas acima descritas para construção de aterros convencionais
(construção por etapas e drenos verticais) exigem um determinado período de tempo
para que o adensamento do solo mole de fundação promova a melhoria nas
características de resistência necessária à manutenção da estabilidade da obra.
Muitas obras, no entanto, têm principalmente como fatores condicionantes, prazo
9
construtivo curto e recalques pós-construtivos admissíveis muito pequenos. Para
atender essa necessidade, a construção de aterros sobre estacas se impõe como
alternativa. Essa técnica tem como objetivo transferir a maior parte da carga,
produzida pelo corpo do aterro, para camadas de solos mais competentes através da
inserção de um malha quadrangular ou triangular de estacas.
As estacas também promovem a melhoria do comportamento do solo de fundação de
duas formas:
9 Minimizando os deslocamentos horizontais e verticais (recalques);
9 Agindo como reforço de fundação, promovendo melhora na estabilidade global
quanto à ruptura.
Do ponto de vista ambiental, a utilização de colunas faz com que seja necessário
menor volume de material para aterro em comparação com as demais alternativas
construtivas o que diminui os custos e os impactos ambientais com exploração de
jazidas.
As colunas podem ser granulares, executadas com areia ou brita ou de concreto. As
malhas de colunas de areia ou brita são um dos métodos mais utilizados para reforço
do conjunto aterro fundação e o processo de vibra-substituição à forma mais comum
de execução.
O método de vibro-substituição produz uma malha de colunas granulares que atuam
como estacas semi-rígidas transferindo grande parte da carga do aterro para camadas
sobrejacentes mais resistentes. Por fim as colunas granulares também promovem a
dissipação do excesso de poro-pressões por drenagem radial, acelerando os
recalques. A seqüência executiva do método, conforme mostra fig. 2.3, compreende
basicamente duas etapas:
¾ Introdução do vibrador por jateamento no solo até a cota de projeto, com o
objetivo de formar um furo de diâmetro superior ao do vibrador;
¾ Introdução do material granular no furo cilíndrico formado, seguido de vibração
através de curtos movimentos ascendentes e descendentes do vibrador, ao
mesmo tempo em que mais material é lançado dentro do pré-furo formado.
10
Figura. 2.3 - Instalação de estaca por vibro-substituição (MARQUES, 1991).
A utilização de estacas de concreto para formação da malha quadrangular ou
triangular de estacas vem associadas a elementos denominados capitéis. Os capitéis,
pequenas lajes de concreto armado com 1,0m x 1,0m ou 1,5m x 1,5m em geral, são
colocados na cabeça das estacas (figura 2.4). Em seguida uma camada de trabalho
de aterro granular compactado é lançada sobre os capitéis visando melhor distribuir as
cargas. O aterro compactado é executado em seguida de maneira convencional.
Atualmente, reforços de geossintéticos (geotêxtil e geogrelhas) estão sendo utilizados
associados a estacas com capitéis, visando melhorar ainda mais o mecanismo de
transferência de carga do aterro para as estacas. Os conceitos envolvidos na
construção de aterros estaqueados reforçados são bem ilustrados em SPOTTI (2006).
Figura 2.4 - Aterro reforçado sobre estacas (DNER- PRO 381/98).
2.1.5- REFORÇO DO CONJUNTO ATERRO-FUNDAÇÃO COM INCLUSÃO DE
GEOSSINTÉTICO
A utilização de materiais naturais para melhorar a qualidade dos solos é prática
comum desde 3000 a.C. Estivas de junco, solo misturado com palha, bambus, etc., em
11
geral materiais vegetais constituídos de fibras resistentes, foram empregados nos
Zigurates (templos em forma de torres) da Mesopotâmia na Grande Muralha da China
e em várias obras do Império Romano.
A técnica construtiva de reforço de solos se baseia na inclusão de elementos
resistente à tração na massa com o objetivo de melhoraria das propriedades
mecânicas do conjunto, aterro-fundação, tanto de resistência como de
deformabilidade.
Na construção de aterros reforçados sobre solos moles, a colocação do reforço pode
ser feita ao longo de toda a extensão na interface aterro-fundação, em única camada,
em várias camadas compreendendo toda altura ou posicionada próximo à base do
aterro. No caso de aterros muito extensos, o reforço pode ser instalado parcialmente,
em áreas próximas às bordas do mesmo. O reforço, também, pode ser empregado de
forma combinada com bermas de equilíbrio ou associado a estacas. A figura 2.5
esquematiza alguns exemplos.
Figura 2.5- Exemplos de utilização de reforços em aterros sobre solos moles (SILVA,
2003)
12
A colocação do reforço na interface aterro-fundação de argila mole tem como objetivos
à melhoria da estabilidade do conjunto aterro-fundação no curto prazo e melhoria das
condições de construção durante a operação de equipamentos pesados de
terraplenagem nas primeiras camadas. No longo prazo, com adensamento do solo
mole de fundação e conseqüente melhoria da resistência ao cisalhamento da
fundação, diminui-se a importância do reforço na garantia da estabilidade.
Segundo JEWELL (1996) a variação da força de tração requerida no reforço com o
tempo é um dos fatores que governa a seleção do geossintético mais adequado para
um determinado tipo de obra. No caso de estruturas de contenção e taludes íngremes
é preciso que a força de tração do reforço se mantenha constante por um longo
período de tempo, sendo a fluência do geossintético um dos fatores a serem
considerado no dimensionamento. No caso de aterros sobre solos moles, a força do
reforço é requerida por um período curto de tempo, durante o período construtivo e
posterior adensamento do solo mole. Nesse caso, as propriedades do reforço para
longos períodos perdem importância. Em estradas não pavimentadas, exige-se que o
comportamento dos geossintéticos quando sujeitos a cargas rápidas e cíclicas domine
a sua escolha. Na Figura 2.6 observa-se a variação do fator de segurança para
situações com e sem reforço e a correspondente força de tração requerida do reforço
(JEWELL, 1996).
Figura 2.6 – Força requerida do reforço com o tempo: (a) contenção e taludes
íngremes, (b) aterros sobre solo mole e (c) estradas não pavimentadas (modificado de
- JEWELL, 1996).
13
2.1.5.1- MECANISMO DE INTERAÇÃO SOLO REFORÇO.
A figura 2.7 mostra dois elementos de solo não reforçado e reforçado,
respectivamente, carregado externamente por tensões de compressão σ
1
e σ
3
, sendo
σ
1
> σ
3
. Observa-se que, sob este carregamento, o solo sofre compressão axial e
expansão lateral, a qual é associada ao desenvolvimento de deformações laterais
dentro da massa de solo. A inserção de reforços, no solo, promove a redução das
deformações verticais e horizontais (δ
v
>δ
vr
; δ
h
>δ
hr
).
Figura 2.7 – Efeito do reforço em um elemento de solo: (a) não-reforçado; (b)
reforçado (EHRLICH, 1994).
Sob condições de trabalho é razoável admiti a hipótese de aderência perfeita entre o
solo e o reforço, ou seja, que não se verifica deslizamento entre os mesmo fazendo
com que as deformações do solo e do reforço sejam as mesmas na interface. Sob
deformação horizontal nula, ε
x
= 0, o solo estará na condição de repouso (K
0
) e o
reforço não tencionado. Com as deformações laterais as tensões horizontais no solo
diminuem, tendendo a condição ativa (K
a
), e crescem as tensões nos reforços até que
o equilíbrio seja satisfeito.
Quanto maior a rigidez dos reforços, J, menores serão as deformações laterais, ε
x
, e
maiores serão as tensões horizontais no solo, σ
x
, e de tração nos reforços, T
ref
. A
figura 2.8 representa esse mecanismo de mobilização de tensões e deformações em
uma massa de solo reforçado (EHRLICH, 1994).
14
Figura 2.8 – Tensões (σ e T) e deformações (ε) no solo e no reforço (EHRLICH, 1994)
(S
v
e S
h
: espaçamento vertical e horizontal dos reforços; R
a
> R
b
: rigidez dos reforços).
Geotêxtil e geogrelhas são os tipos de reforços mais utilizados na interface aterro-solo
mole (ALMEIDA, 1996).
Um dos principais parâmetros que diferencia o comportamento das geogrelhas em
relação aos geotêxtil (tecido ou não tecido) e os demais tipos de geossintético para
reforço é o grau de interação solo-reforço. As geogrelhas por possuírem uma estrutura
física em forma de malha aberta apresentam uma maior interação com o solo
envolvente. No caso das geogrelhas a interação ocorre tanto por atrito de interface,
como acontece com todos os outros produtos, mas também por “imbricamento” dos
grãos do solo e resistência passiva da massa de solo circundante aos elementos
componentes da geogrelhas. Esse fato implica em menores comprimentos de
ancoragem para que as geogrelhas trabalhem como reforço, mantidas as demais
condições de pressão de confinamento e característica do solo confinante, em relação
aos geotêxtil (SILVA, 2003).
As figuras 2.9 e 2.10 apresentam de forma detalhada os dois mecanismos de
interação solo-reforço na geogrelha: 1) atrito de seus membros longitudinais e
transversais e 2) empuxo passivo do solo sobre os membros transversais da
geogrelha.
15
Figura 2.9 - Esquema da geometria de uma geogrelha com os esforços envolvidos
(PALMEIRA, 1999a).
Figura 2.10- Aderência entre grelha e solo: (a) mecanismo de interação e (b) definição
da análise (JEWELL, 1996).
O segundo mecanismo tem grande importância na resistência ao arrancamento das
geogrelhas. No entanto, a magnitude da sua contribuição é variável, quando
comparados distintos materiais, e é função de parâmetros geométricos da geogrelha,
especialmente da espessura de seus membros transversais e da separação
(distância) entre membros consecutivos. Portanto, o grau de interação solo-reforço, é
característico de cada material, e dependente tanto de aspectos da estrutura física do
geossintético como das características do solo confinante (PALMEIRA e MILIGAN,
1989 e TEIXEIRA, 1999).
16
Estas características dos geossintéticos são quantificadas por dois parâmetros:
¾ coeficiente de deslizamento direto (c
d
);
¾ coeficiente de interação (c
i
).
O primeiro define a sua capacidade de impor resistência ao deslocamento na interface
solo-reforço e o segundo a capacidade da geogrelha de resistir ao seu arrancamento
da massa de solo.
A quantificação da interação solo-reforço é melhor obtida por meio de ensaios de
arrancamento, cisalhamento direto e ensaios de tração confinada (Figura 2.11), devido
à proximidade das condições de carregamento encontradas em obras reais em solo
reforçados (PALMEIRA, 1999a).
O ensaio de cisalhamento direto modificado é apropriado para medidas de coeficiente
de deslizamento direto (c
d
) entre solo e qualquer tipo de material. O ensaio de
arrancamento é apropriado para geogrelhas, sendo sua interpretação mais complexa,
já que envolve dois tipos de interação (atrito e ancoragem), e o resultado é função da
espessura e das aberturas da geogrelha (JEWELL, 1996).
Figura 2.11 - Mecanismos de interação típicos em estruturas de solo reforçado
(PALMEIRA,1999a)
JEWELL (1996) descreve equações que traduzem a resistência ao deslizamento direto
de um bloco de solo sobre uma camada de geogrelha como depende de:
¾ Cisalhamento entre o solo e a superfície sólida do reforço;
17
¾ Cisalhamento solo-solo através de abertura da grelha.
A expressão teórica do coeficiente de deslizamento direto é dada por:
)1(
´)(
)(
ssd
a
tg
tg
ac −+=
φ
δ
[2.6]
onde:
δ - é o ângulo de atrito entre o solo e a superfície sólida da geogrelha;
a
s
- é a área sólida da geogrelha em relação à sua área total.
Para geotêxteis tecidos e não tecidos, tem-se a
s
=1, e o coeficiente de deslizamento
direto é dado por:
´)(
)(
φ
δ
tg
tg
c
d
= [2.7]
O valor do ângulo de atrito de interface com o solo (δ) deve ser menor ou igual ao
ângulo de atrito do solo (φ´), sendo aquele valor muito dependente do tipo de
geossintético utilizado. Na Tabela 2.1 são apresentados valores típicos do ângulo de
atrito entre solo e geossintético.
Tabela 2.1 - Valores de δ para análises preliminares (PALMEIRA, 1993).
Tipo de solo
Geotêxtil
Tecido
Geotêxtil Não
Tecido
Geogrelhas (*)
Areias e siltes
arenosos
≤0,80
φ
´ ≤0,90
φ
´ (0,50 a 0,85)
φ
´
Siltes argilosos
≤0,70
φ
´ ≤0,80
φ
´ ≤0,50
φ
´
Notas:
φ´ = ângulo de atrito do solo obtido em condições de cisalhamento drenado.
(∗) = área sólida em planta menor que 85% da área total em planta e boa interação por
ancoragem com o solo envolvente.
Em geogrelhas, a resistência por ancoragem pode ser definida em termos do
coeficiente de interação, c
i,
(JEWELL, 1996). Nesse tipo de reforço a contribuição do
atrito depende da fração da área sólida do reforço, a
s
, e do coeficiente de atrito, tg(δ)
(Figura 2.10). A contribuição da resistência passiva atuante nos membros transversais
depende da fração de área disponível para tal resistência, a
b
, e da tensão passiva, σ´
b
.
18
A expressão teórica para o coeficiente de interação da geogrelha é dada por
(JEWELL, 1996):
´)(
1
2´
´
´)(
)(
φσ
σ
φ
δ
tgxS
Ba
tg
tg
ac
b
n
b
si
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
+=
[2.8]
onde:
a
b
- é a fração da área do membro transversal da geogrelha disponível para
ancoragem.
σ´
b
– resistência passiva;
σ´
n
– tensão normal sobre o plano da geogrelha.
O resultado para geotêxtil tecido ou não tecido pode ser obtido assumindo a
s
=1 e a
b
=
0 , que resulta em:
´)(
)(
φ
δ
tg
tg
c
i
= [2.9]
Como era de se esperar, a Equação [2.9] é a mesma que a Equação [2.7].
2.1.6 - CLASSE DE RUPTURA EM ATERROS REFORÇADOS SOBRE SOLOS
MOLES
JEWELL (1988) descreveu os mecanismos pelos quais reforços poderiam melhorar o
desempenho de aterros sobre solos moles. Para isto, foi preciso reconhecer que a
pressão lateral de terra (empuxo) dentro de um aterro sobre uma fundação de solo
mole impõe tensões cisalhantes na fundação capazes de reduzir sua capacidade de
suporte e, conseqüentemente, a estabilidade do aterro. O reforço colocado na base do
aterro pode resistir à parte ou a toda o empuxo de terra promovido pelo aterro e
impedir às deformações laterais da fundação, aumentando assim capacidade de
suporte e a estabilidade (ROWE e LI, 2005).
Há três principais mecanismos considerados (JEWELL, 1982; BONAPARTE e
CHRISTOPHER, 1987; H. MIKI, 1997; HIRD et al., 1991) em aterros sobre solos
moles são:
1. Instabilidade da fundação - recalques ou deformações excessivas; extrusão da
fundação sob o aterro intacto, com perda de geometria e recalque
significativos. Ocorre devido à baixa capacidade de carga da fundação (figura
2.12(a));
19
2. Instabilidade interna – envolve somente o material do aterro com deslocamento
lateral do aterro sobre o reforço e formação de trincas (figura 2.12(b)) e;
3. Instabilidade global - ruptura do aterro e da fundação com superfície de ruptura
bem definida (rotacional ou translacional) (figura 2.12(c)).
Figura 2.12 – Classes de ruptura de aterros sobre solos moles (JEWELL, 1982)
A instabilidade da fundação tem como principal mecanismo de ruptura a extrusão do
solo mole. Apesar de o reforço possuir resistência suficiente para evitar a ruptura do
aterro não consegue evitar a plastificação do solo de fundação devido ao peso do
aterro.
Alternativamente, em depósitos rasos de solo mole ou turfa superficial, esse
mecanismo pode ser utilizado para expulsar lateralmente o material de fundação em
baixo do aterro reforçado. A colocação do reforço de geossintético, na base do aterro,
faz com que essa técnica seja executada sob condições mais controladas e minimiza
o consumo de material necessário no aterro para expulsão da camada de argila mole
(FHAEL et al., 2001).
A instabilidade interna ocorre quando a força de cisalhamento na interface entre o
reforço e o aterro não é suficiente para suportar o empuxo ativo dentro do aterro
fazendo o dique deslizar lateralmente em cima do reforço. Na prática, este mecanismo
é, raramente, um caso crítico. Os parâmetros fundamentais que controlam este
20
mecanismo são a resistência ao cisalhamento do solo de fundação e a interação
aterro-reforço-fundação.
O fator de segurança contra uma ruptura global pode ser aumentado pela inclusão de
reforço de geossintético A força elástica exigida para manter a estabilidade deve ser
desenvolvida no reforço por meio de tensões cisalhantes entre o reforço e o solo
localizado acima e a baixo do reforço. Uma vez alcançada à resistência ao
cisalhamento na interface, o reforço será arrancado (pull out) do solo e a ruptura
acontecerá. Alternativamente, se a resistência à tração do reforço é alcançada, a
ruptura do reforço também resultará em uma ruptura do aterro. ROWE e LI (2005)
relatam que estas duas possibilidades são bastante óbvias, mas existe um terceiro
mecanismo de ruptura potencial menos óbvio. Segundo eles, a ruptura do aterro pode
ocorrer atuando no reforço uma força menor do que a esperada para manter a
estabilidade, devido às características de tensão-deformação com o tempo (stress–
strain–time) do reforço. Se o reforço tem um baixo módulo de rigidez à tração, J, que
permite que grandes deformações da fundação aconteçam antes da ruptura do
reforço, pode não ser possível construir o aterro a uma altura desejada, mesmo não
ocorrendo o colapso (separação entre as partes) do aterro. Além disso, para alguns
solos, movimentos significativos ao longo da superfície potencial de ruptura, podem
provocar relaxação de tensão (strain-softening) e conseqüente perda de resistência do
solo, transferindo carga adicional ao reforço e conduzindo a tensões muito superiores
que as previstas, provocando, eventualmente, até a ruptura do reforço acompanhado
por ruptura do conjunto aterro-fundação. Para prevenir este mecanismo de ruptura,
atenção especial deve ser dada a:
(1) força cisalhante na interface aterro-reforço-fundação capaz de provocar o
arrancamento do reforço;
(2) resistência à tração do reforço e;
(3) as características de tensão-deformação do reforço em relação ao solo de
fundação.
Segundo ROWE e LI (2005) para uma geometria particular e perfil de resistência não-
drenada do solo de fundação, há um limite de módulo de rigidez a tração, J, abaixo da
qual o reforço não tem nenhum efeito sobre os deslocamentos horizontais. Para
reforço com módulo de rigidez à tração acima desse valor, haverá redução da
propagação de deslocamento lateral. Este efeito será maior para depósitos rasos ou
para depósitos onde a resistência não-drenada aumenta com a profundidade. Porém,
o reforço não pode eliminar totalmente os deslocamentos, e também existe um limite
21
superior de módulo de rigidez à tração, acima do qual qualquer aumento adicional na
dureza de reforço não altera os deslocamentos. Sendo assim, dadas algumas
circunstâncias, podem acontecer deformações excessivas até mesmo se um reforço
com módulo de rigidez à tração elevada for usado. Verificando esta possibilidade na
fase de projeto, a alternativa de utilização de um material com baixo peso para
construção do aterro deverá ser adotada (ROWE e SODERMAN 1985b, 1986).
HIRD e KWOK (1990), baseado em estudos paramétricos utilizando método de
elementos finitos, demonstraram que um reforço com módulo de rigidez à tração
suficiente, pode reduzir, significativamente, o deslocamento dentro da fundação
(Figura 2.13), e que o benefício do módulo de rigidez elástica do reforço diminui à
medida que o reforço se torna muito rígido. Isto é consistente com os resultados
informados por ROWE e LI (2005).
Figure 2.13. Efeito de módulo de rigidez a tração do reforço, J, nas deformações da
fundação: (a) deslocamento vertical máximo de superfície de fundação; (b) máximo
deslocamento horizontal de superfície de fundação (em HIRD e KWOK 1990).
ROWE e SODERMAN (1985a, 1987b) introduziram o conceito de “altura liquida” de
aterro (definido como altura real do aterro menos o recalque ocorrido) para explicar a
ruptura por deslocamento excessivo antes que o reforço rompesse ou fosse arrancado
do aterro. A figura 2.14 mostra a altura liquida do aterro e a máxima deformação
admissível no reforço contra a altura real do aterro para o caso de um aterro
construído sobre solos moles. A ruptura ocorreu para uma altura real de aterro igual a
2,4 m estando o reforço com apenas 5,2% de deformação. A maioria dos produtos
geossintéticos resiste a deformações superiores a 5,2% antes de ocorrer à ruptura
elástica (ROWE e LI, 2005). A colocação de aterro acima da altura de 2,4 m só piorou
(
a
)
(
b
)
22
o desempenho do mesmo sem aumentar sua altura liquida (figura 2.14a). Sendo assim
é importante definir uma deformação admissível do reforço relacionada a uma máxima
altura de aterro reforçado. A tensão admissível será comparada a máxima tensão
elástica do reforço e a menor das duas será utilizada no projeto.
Nos reforços geossintéticos, além da resistência a tração, deve-se verificar, numa
análise conjunta, a importância da fluência (creep), em relação ao tempo que o reforço
será necessário para manter a estabilidade da obra, e o possível ganho de resistência,
devido o processo de adensamento do solo mole de fundação.
Figure 2.14. (a) Máximo altura líquida de aterro e (b) Deformação de reforço
admissível para solo de fundação com S
u0
=3,8 kPa e ρ
c
=1,5 kPa/m e reforço com J=
600 kN/m (HINCHBERGER e ROWE, 2003).
A figura 2.15 mostra o efeito do adensamento do solo mole na resistência da fundação
e na força de tração do reforço necessária para manter a estabilidade do aterro. Em
alguns casos, após determinado tempo de construção, o aumento da resistência do
solo mole de fundação, devido o processo de adensamento, pode tornar
desnecessário a presença do reforço para manter a estabilidade do aterro
(PALMEIRA, 1999b).
23
Figura 2.15 – Efeito do adensamento do solo mole de fundação (modificado de
JEWELL, 1996)
O efeito da compactação do aterro é outro fator de grande importância à medida que
aumenta as tensões verticais e horizontais, induzidas pelo processo, e que são
transferidas para o reforço (EHRLICH e MITCHELL, 1994).
2.1.7 - MÉTODOS DE ANÁLISE DE ESTABILIDADE DE ATERRO REFORÇADO
SOBRE SOLOS MOLES.
Geralmente as análises de estabilidade de aterros sobre solos moles são feitas
utilizando métodos de equilíbrio limite. Admite-se que o solo mole de fundação se
comporta de maneira não-drenada frente ao carregamento imposto pelo aterro,
portanto, tanto o carregamento (construção do aterro) como a ruptura ocorre
rapidamente, sem drenagem. Isso implica que a resistência ao cisalhamento não-
drenada (S
u
), in situ, é o principal parâmetro para controle da estabilidade durante a
construção. Na verdade o que ocorre é que há drenagem sim e as tensões verticais
efetivas são próximas a tensão de sobre-adensamento.
O uso de reforço de geossintético instalado na base de um aterro sobre solos moles
se popularizou, consagrando-se como um método eficiente para superar o problema,
no curto prazo, de instabilidade potencial da fundação devido à geração de poro-
pressões excessivamente alta. O fator de segurança mais baixo, para um aterro
construído sobre solos moles, ocorre ao final da construção. A estabilidade no longo
24
prazo, normalmente é satisfatória devido ao ganho de resistência do solo mole devido
ao adensamento. Sendo assim, a instabilidade em curto prazo, controla o projeto de
tais aterros.
A análise através de métodos de equilíbrio de limite, geralmente é preferida devido a
sua simplicidade matemática, a pesar de ter várias desvantagens quando
comparadas, por exemplo, a métodos de análise por elementos finitos. Projetos
baseados em análises por métodos de equilibro limite não levam em conta o efeito da
deformação do sistema na interação entre o solo-reforço, além de negligenciar a
redistribuição de tensões no aterro devido à presença de reforço. Em geral, a
estabilidade global do aterro e satisfeita caso não seja excedida a resistência ao
cisalhamento disponível na interface de solo mole-reforço (PANASER, 2005).
2.1.7.1 - ESTABALIDADE DA FUNDAÇÃO
A análise de estabilidade da fundação de um aterro reforçado sobre solos moles pode
ser visto como um problema de capacidade de carga da fundação considerando a
carga aplicada pelo aterro reforçado similar àquela aplicada por uma sapata. Sendo
assim, a estabilidade pode ser verificada utilizando soluções baseadas na teoria da
plasticidade.
São considerados dois perfis para a resistência não-drenada, S
u
, a serem analisados:
9 Resistência crescente linearmente com a profundidade e;
9 Resistência uniforme, porém, com profundidade limitada por uma camada
resistente.
As figuras 2.16(a) e 2.16(b), apresentam os valores do fator de capacidade de carga
para sapata lisa e rugosa, para os dois perfis de resistência, crescente e uniforme,
respectivamente. A diferença nos valores do fator de capacidade de carga da sapata,
reside no fato de que na sapata rugosa, são geradas tensões cisalhantes que resistem
à movimentação do solo, o que não acontece na base da sapata lisa.
25
Figura 2.16 – Fator de capacidade de carga (N
c
): (a) resistência não-drenada (S
u
)
crescente linearmente com a profundidade (BOOKER e DAVIS, 1973); (b) resistência
não-drenada (S
uo
) uniforme, porém com profundidade (D) limitada por uma camada
resistente (MANDEL e SALENÇON, 1972)
Admitindo-se que o empuxo horizontal no interior do aterro (P
aterro=
E, na figura 2.17)
transfere para superfície do solo de fundação tensões cisalhantes (τ) podem ser
26
relacionadas à resistência não-drenada do solo mole (S
u
) por uma constante α
(τ=αS
u
). No caso de aterro não reforçado, essas tensões diminuem a capacidade de
suporte auxiliando no processo de ruptura da fundação (-1<α<0). O reforço, colocado
na interface aterro-fundação, melhora a estabilidade, atuando de duas formas:
9 Reduzindo as forças que causam a ruptura, opondo-se às tensões cisalhantes
derivadas do aterro (assim a fundação só suporta cargas verticais) e;
9 Aumentando as forças que resistem à ruptura, gerando tensões cisalhantes
(0<α<1) e, conseqüentemente, melhorando a capacidade de carga da
fundação (SHARMA, 1994).
Figura. 2.17 – Análise de aterros reforçado sobre solo mole baseado na Teoria da
Plasticidade (modificado de JEWEEL, 1987)
Quando o empuxo ativo do aterro é equilibrado somente pela força do reforço, P
aterro
=
P
reforço
, o carregamento equivale à sapata lisa. No segundo caso a força no reforço é
maior que o empuxo ativo do aterro, P
reforço
> P
aterro
.
A força total no reforço devido às tensões cisalhantes aplicadas na face inferior e
superior é igual a:
fundaçãoaterroreforço
PPP
[2.10]
xSP
ufundação
⋅
⋅
=
0
α
[2.11]
Onde, x é a distância do pé do talude ao ponto no qual a força P
fundação
é mobilizada
pelo reforço.
27
O aterro é considerado totalmente reforçado (α = 1), quando o valor da tensão
cisalhante, aplicado à fundação, se iguala a resistência ao cisalhamento na superfície,
S
uo
. Nesse caso o carregamento equivale à sapata rugosa e a força P
fundação
é máxima.
A figura 2.18 apresenta os gráficos para o cálculo da altura crítica do aterro reforçado.
Foram desenvolvidos baseados nas soluções da teoria da plasticidade, utilizados nas
análises de estabilidade da fundação de aterros reforçados sobre solos moles.
Figura 2.18 - Análise de estabilidade da fundação de aterros reforçados sobre solos
moles baseada em soluções da Teoria da Plasticidade: (a) resistência crescente com
a profundidade (BOOKER e DAVIS, 1973); (b) resistência constante com a
profundidade (MANDEL e SALENÇOM, 1972)
SHARMA (1994) concluiu que, cálculos usando soluções baseadas na teoria da
plasticidade, superestimam a força no reforço e subestimam a altura crítica. A melhor
previsão da altura crítica através dessas soluções ocorre se o ganho de resistência da
fundação, durante a construção do aterro, devido ao processo de adensamento, for
considerado. O mesmo não acontece no cálculo da força no reforço. A
desconsideração da rigidez relativa e da compatibilidade na interface argila-reforço;
suposição da mobilização total da resistência na interface argila-reforço;
desconsideração do ganho de resistência do aterro proporcionado pelo reforço
28
explicaria esse fato. As deformações do solo e do reforço também não são
consideradas na teoria da plasticidade.
A aplicação da teoria da plasticidade, no cálculo da força no reforço, deve ser usada
com cuidado, já que não proporciona nenhuma informação sobre deformação do solo
e do reforço.
A real mobilização de P
reforço
pode ser melhor obtida através do método de elementos
finitos.
2.1.7.2 - ESTABILIDADE INTERNA
Na análise da estabilidade interna, considera-se que é mantida a integridade do aterro
reforçado. Verifica-se a resistência à tração do reforço, garantindo que não haverá
ruptura do reforço nem por tração do reforço e nem arracamento (pull out) na zona
resistente no interior da massa de solo. As tensões horizontais do aterro devem ser
contrabalançadas pelas tensões cisalhantes na sua base conforme mostra figura 2.19
a. No caso de um aterro não reforçado o empuxo atuante no interior do mesmo é
transferido diretamente para fundação, enquanto no aterro reforçado o empuxo é
transferido para o reforço (figura 2.19 b).
Figura 2.19 – Diagrama esquemático ilustrando a ação do reforço (HIRD e JEWELL,
1989)
29
Antes de o esforço no reforço ser mobilizado, algum deslocamento do aterro ocorre
mobilizando empuxo ativo. Para um aterro livre da presença de água, este empuxo, a
uma distância “x” do pé do aterro é fornecido por:
aaterro
KhP ⋅⋅⋅=
2
2
1
γ
[2.12]
onde:
Ka – coeficiente de empuxo ativo, calculado em função do ângulo de atrito interno do
solo,
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
−=
2
'
45
2
φ
o
a
tgK
h = altura do aterro na distância x;
γ = peso específico do aterro.
A verificação da estabilidade interna consiste na avaliação do empuxo resultante
(P
aterro
) o qual é comparado com a força de atrito disponível (P
disp
) na interface aterro-
reforço. A uma distancia x do pé do aterro esta é fornecida por:
)(
2
1
2
δγ
tghnP
disp
⋅⋅⋅⋅= [2.13]
onde:
δ= ângulo de atrito da interface aterro-reforço;
n= inclinação do talude do aterro.
O fator de segurança em relação à ruptura interna é definido por:
aterro
disp
P
P
FS =
[2.14]
Substituindo as equações (2.12) e (2.13) na equação (2.14), tem-se:
a
K
tgn
FS
)(
δ
⋅
= [2.15]
ALMEIDA (1996), BONAPARTE e CHRISTOPHER (1987) recomendam usar o fator
de segurança, quanto à ruptura interna do aterro reforçado, igual a 2. Normalmente
essa condição é satisfeita quando a estabilidade global é satisfatória.
30
2.1.7.3 - ESTABILIDADE GLOBAL
Análises de estabilidade de estruturas de terra, através da discretização da massa
envolvida numa potencial superfície de ruptura, em fatias verticais, foram introduzidas
no princípio do século XX. A determinação da superfície com o menor fator de
segurança, denominada superfície crítica, é feita por meio de tentativas, calculando-se
o equilíbrio de forças e/ou momentos relativos ao somatório de todas as fatias.
Existem vários métodos que se diferenciam pela hipótese adotada relativa às forças
entre fatias e ao equilíbrio considerado, se de forças, momentos ou os dois
simultaneamente.
Os métodos desenvolvidos pelos pesquisadores FELLENIUS, BISHOP, SPENCER e
MORGENSTER e PRICE são os mais difundidos na comunidade geotécnica, sendo o
método de BISHOP simplificado o mais utilizado em função do menor rigor nos
cálculos, como ocorre com os métodos de MORGENSTER e PRICE, além dos
resultados serem bastante próximos dos métodos ditos completos.
No caso de aterros reforçados é feita a consideração da existência de uma força
estabilizante atuante no reforço Admitindo-se que o mesmo não possui rigidez à
flexão, mobilizando apenas esforços de tração.
Atualmente, existem vários códigos computacionais comerciais desenvolvidos por
instituições de pesquisa que facilitam, bastante, a análise de estabilidade utilizando
esses métodos. No entanto é importante salientar, que o valor da força atuante no
reforço é um dado de entrada, não se tendo nenhuma garantia da sua real mobilização
no campo (OLIVEIRA, 2006).
Além dos métodos de equilíbrio limite, que se utilizam da discretização da massa em
fatias verticais, outros pesquisadores (JEWELL, 1982, ROWE e SODERMAN, 1985a,
LOW et al., 1990, MYLLEVILLE e ROWE 1988; PALMEIRA, 1992), desenvolveram
métodos de análise da estabilidade global de aterros reforçados, que envolve a ruptura
combinada como mostra a figura 2.12(c), mas que não necessita da utilização de
fatiais.
A diferença entre os métodos se verifica pela forma da superfície potencial de ruptura
adotada (linear, circular, espiral logarítmica, mista, etc) e pela forma como é
incorporada a força estabilizadora (magnitude e orientação) mobilizada no reforço e
31
que contribui se contrapondo ao deslizamento. Dependendo do método, a orientação
da força em relação à superfície de ruptura, pode ser horizontal, tangencial, ou
intermediária das duas situações anteriores.
A força pode atuar de duas formas:
¾ Como força independente aumentado o momento resistente, mas sem
aumentar a resistência do solo;
¾ Aumentando localmente a resistência do solo de fundação através de sua
componente normal.
A hipótese de a força aumentar a resistência do solo de fundação é comumente
utilizada para o caso de aterro reforçado por múltiplas camadas de reforço, não sendo
recomendada para o caso de apenas uma camada de reforço (BONAPARTE e
CRISTOPHER, 1987, ALMEIDA, 1996).
ALMEIDA (1996), baseado nos trabalhos apresentado por BONAPARTE e
CRISTOPHER (1987), relata que o reforço é, em muitas vezes, instalado na direção
horizontal, mas, próximo da condição de ruptura, o reforço se deforma junto com o
aterro e a fundação e a orientação máxima nesta situação é o esforço no reforço
atuando tangencialmente a superfície potencial de ruptura. A influência da direção no
reforço no fator de segurança é mostrada na figura 2.20. Observa-se que a hipótese
de orientação no reforço na direção horizontal é mais conservativa, sendo, portanto, a
hipótese usualmente adotada.
Figura 2.20 – Direção da força atuante no reforço em relação à superfície de ruptura
(MORAES, 2002)
32
Um dos principais itens de projeto de aterros reforçados sobre solos moles é a
magnitude da tensão que pode ser mobilizada no reforço de geossintético. A maioria
dos métodos prevê magnitudes grandes de tensão mobilizada, no entanto, medidas de
teste de campo e de laboratório indicaram que a magnitude da tensão mobilizada é
pequena. Pesquisas utilizando modelagem em centrifugas geotécnica confirmam que
a tensão mobilizada no reforço é da ordem do empuxo ativo do aterro. Isto pode ser
atribuído a uma limitada resistência ao cisalhamento na interface aterro-reforço-
fundação (PANASER, 2005).
Segundo ALMEIDA (1996), a magnitude do esforço mobilizado no reforço é função do
alongamento do reforço. Esse alongamento é fortemente influenciado por fatores
como:
¾ Método de colação do reforço e deformações do aterro: para reforços típicos,
condições usuais de colocação destes e de deformações do aterro, as
deformações no reforço não devem ser superiores a 2% (BONAPORTE e
CRISTOPHER, 1987);
¾ Deformação do solo de fundação durante e imediatamente após a construção
do aterro: estudos numéricos (ROWE e SODERMAN, 1985a) indicam que as
deformações da fundação acarretam deformações específicas no reforço entre
1 a 9%, dependendo da altura do aterro, propriedades do solo de fundação e
da interação solo-reforço;
¾ Deformação do solo de fundação durante o adensamento: admite-se que as
deformações induzidas ao reforço pela deformação do solo de fundação do
solo fundação durante adensamento do solo de fundação induzem
deformações desprezíveis ao geotextil.
A hipótese de superfície circular, adotada normalmente em análise de estabilidade de
aterros reforçados sobre solos moles, é razoável para o caso aterro assentes sobre
uma fundação de grande espessura. No caso de um aterro extenso sobre uma
camada de solo mole de profundidade limitada por uma camada resistente, é melhor
considerar o mecanismo de blocos deslizantes (JEWELL, 1987).
Na figura 2.21 mostra-se que o reforço é mais eficiente para menores espessuras de
camada de argila mole.
33
Figura 2.21 – Influência da orientação do reforço no fator de segurança (BONAPARTE
e CHRISTOPHER, 1987).
A análise por equilíbrio limite admite o comportamento rígido plástico para os
materiais. A análise de estabilidade é feita considerando possíveis mecanismos de
colapso, calculando o equilíbrio estático dos blocos que compõem o mecanismo e
determinando, através de pesquisa do mecanismo de colapso, a superfície que
oferece menor fator de segurança.
A seguir, são apresentados, em ordem cronológica, alguns métodos principais de
equilíbrio limite utilizados na análise com reforço.
2.1.7.3.1 - ÁBACOS DE MILLIGAN e BUSBRIDGE (1983) – SUPERFÍCIE
CIRCULAR E PLANAR
Os ábacos de MILLIGAN e BUSBRIDGE (1983) mostrados na figura 2.22 para aterros
com talude 2:1 e 3:1, admitem o aterro sem coesão e uma equação de equilíbrio de
momentos. Assim, o fator de segurança é aplicado apenas na resistência não-drenada
da fundação, mas não no ângulo de atrito interno do material do aterro.
Os ábacos dependem da relação D/H e da resistência não-drenada.
34
Figura 2.22– Ábacos de MILLIGAN e BUSBRIDGE (1983)
A equação de equilíbrio de momentos utilizada é dada por:
ePtg
F
S
MM
ref
r
u
sinst
.)( +
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
⋅=
φ
[2.16]
onde:
M
s
e M
inst
– momentos resistente e instabilizante;
P
ref
– força mobilizada no reforço;
e – braço de alavanca da força no reforço;
FR – fator de segurança do aterro reforçado;
φ − ângulo de atrito do solo;
S
u
– resistência não-drenada do solo de fundação.
35
2.1.7.3.2 - ANÁLISE ROTACIONAL: MÉTODO MISTO DE JEWELL (1987) -
SUPERFÍCIE CIRCULAR NA FUNDAÇÃO E PLANAR NO ATERRO
A figura 2.23 ilustra o método misto proposto por JEWELL (1987), para análise de
estabilidade de aterros reforçados sobre solos moles, onde a superfície de ruptura
circular apenas é considerada na fundação associada a uma superfície de ruptura
plana no aterro. O emprego de cunhas (superfície plana de ruptura) no aterro favorece
a consideração de aterros com coesão.
Figura 2.23 – Método misto de JEWELL (1987)
O fator de segurança do aterro reforçado (F
r
) e a força no reforço (T) são calculados
através das seguintes equações:
Tinst
res
r
dTM
M
F
.−
=
[2.17]
T
inst
r
d
M
F
F
T
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
−=
0
1
[2.18]
Para o caso da resistência não-drenada, variando linearmente com a profundidade,
tem-se:
()
(
)
(
)()
[
]
Tr
uQWEr
dF
RRSRdQdWdEF
T
.
2/sen...22/cos.....
0
2
αραρα
+−−++
=
[2.19]
onde:
M
res
e M
inst
– somatório dos momentos resistentes e instabilizantes proporcionados
pelas forças atuantes no solo;
36
T – força requerida no reforço;
d
E
,d
W
, d
Q
e d
T
– braço de alavanca das forças E, W, Q e T em relação ao centro do
círculo;
α - ângulo de abertura da superfície circular em radianos;
S
u0
- resistência não-drenada da superfície de camada de solo mole;
ρ -taxa de variação da resistência não-drenada com a profundidade;
F
0
– fator de segurança do aterro não-reforçado.
O fator de segurança do aterro não-reforçado é igual a:
(
)
(
)
(
)
[]
QwE
u
dQWddE
RRSR
F
..
2/sen...22/cos..
0
2
0
++
+−
=
αραρα
[2.20]
Várias superfícies devem ser analisadas para a determinação do F
o
mínimo e T
máximo.
2.1.7.3.3 - MÉTODO DE LESHCHINSKY (1987): SUPERFÍCIE DE RUPTURA
CIRCULAR NA FUNDAÇÃO E ESPIRAL LOGARÍTMICA NO ATERRO.
LESHCHINSKY (1987) apresentou uma solução para análise de estabilidade do
conjunto aterro-fundação, onde aproxima a superfície de ruptura da fundação por um
arco de círculo e uma espiral logarítmica para o material do aterro (figura 2.24).
Figura 2.24-Superfície de ruptura e definições básicas utilizadas no método de
LESHCHINSKY (1987)
37
As soluções para a capacidade de carga da fundação, para verificação da estabilidade
do aterro não reforçado e para do valor do esforço no reforço necessário para se atingi
um fator de segurança desejado, são apresentados sob a forma de ábacos
adimensionais em função da: altura do aterro; espessura da camada de solo mole;
ângulo de atrito, peso específico do material do aterro e da resistência não-drenada da
fundação. Neste método não é necessária a pesquisa da superfície mais crítica.
2.1.7.3.4 - MÉTODO MYLLEVILLE e ROWE (1988)
MYLLEVILLE e ROWE (1988) propuseram um método de equilíbrio de limite que é
uma versão modificada do método apresentado por JEWELL (1982). Neste método, a
superfície de ruptura da fundação é representada por um arco círculo e o aterro é
modelado por meio de uma pressão de sobrecarga equivalente na fundação e um
empuxo de terra lateral, como ilustrado em figura 2.25.
Figure 2.25. Arranjo geral de método de equilíbrio de limite por MYLLEVILLE e ROWE
(1988).
O arranjo geral do problema de equilíbrio de limite considera o pé do aterro como a
origem do sistema de coordenadas. A força devido ao reforço age no ponto de
interseção entre a superfície de ruptura e o reforço ao longo da linha horizontal.
Também é assumido que o reforço fica situado dentro do material do aterro e não
diretamente no solo de fundação. O procedimento pode ser modificado para
considerar o caso onde o reforço está diretamente sobre o solo de fundação.
38
Nos métodos de equilíbrio de limite, geralmente o equilíbrio de momento é feito em
relação ao centro da superfície de ruptura considerada. Os momentos instabilizantes
são compostos de dois componentes: um devido ao peso do aterro, contido dentro da
superfície de ruptura (MI
aterro
), e o outro devido a um empuxo de terra dentro do próprio
aterro (MI
emp
).
Os momentos resistentes são devidos a força no reforço (MR
ref
) e a resistência ao
cisalhamento do solo mole de fundação ao longo da superfície de ruptura considerada
(MR
fund
).
O momento resistente, devido à resistência ao cisalhamento do solo de fundação,
pode ser considerado para o caso de um depósito homogêneo (S
u
=constante) ou um
depósito onde a resistência não-drenada varia com profundidade.
O fator de segurança é definido como:
empaterro
reffund
MIMI
MRMR
FS
+
=
[2.21]
onde:
FS - Fator de segurança (para a condição de equilíbrio limite FS = 1);
MR
ref
= Z
R
xT - É o momento resistente devido a força desenvolvida no reforço,
A força T no reforço é assumida como o menor dos quatros valores:
(
)
4321
;;;min TTTTT
[2.22]
onde T
1
, T
2
, T
3
, T
4
estão definidos abaixo:
T
1
= Somatório do empuxo de terra do aterro e força cisalhante na interface aterro-solo
mole:
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
++=
22
1
0
2
1
θ
δγ
RsinxKhT
cSua
[2.23]
onde:
δ = coeficiente de adesão de interface aterro-solo mole;
K
a
= coeficiente de empuxo de terra ativo.
39
T
2
= capacidade de arrancamento (pull out) do reforço.
∫
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
+
=
2
0
2
2
θ
σ
Rsinx
c
NdxT [2.24]
onde:
σ
N
= tensão normal que age no reforço.
T
3
= máxima força permissível contra ruptura do reforço.
T
4
= força de reforço admissível governada por ε
a
a
JT
ε
4
[2.25]
Onde J é o módulo secante de rigidez a tração do reforço no intervalo de 0 - ε
a
.
MR
fund
é dado por:
()
∫
−
=
2
2
2
θ
θ
δ
dRzSMR
ufund
[2.26]
(
)
(
)
cuu
zRSzS
δ
cos
0
[2.27]
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
+−=
2
sin2
222
0
θ
ρθρθ
cccufund
RRZRSMR
[2.28]
MI
aterro
é o somatório todos os momentos instabilizantes devido ao peso do aterro
aplicado à fundação. Por praticidade o aterro é subdividido em várias regiões para
simplificar os cálculos. Então:
()() ()
∑
−=+−+−=
n
ciicciaterro
xxWxxWxxWMI
1
221
....
[2.29]
onde:
Wi = peso devido aterro na região i, x
i
= coordenada x do centro de gravidade
correspondente a região i, x
c
= coordenada x do centro da superfície de ruptura, z
c
=
coordenam z do centro da superfície de ruptura.
MI
emp
é o momento instabilizante devido ao empuxo lateral de terra do aterro,definido
como:
40
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
−=
32
1
2
h
zKhMI
caemp
γ
[2.30]
O método de equilíbrio de limite descrito acima pode ser programado facilmente em
um programa de computação para obter mais facilmente a superfície de ruptura com
menor fator de segurança. A máxima altura que um aterro pode ser construído sem
que ocorra a ruptura, pode ser calculado por interações, admitindo que na altura de
colapso FS=1.
2.1.7.3.5 - MÉTODO DE LOW et al. (1990) – SUPERFÍCIE CIRCULAR DE RUPTURA
O método de LOW et al. (1990) é aplicável a superfícies circulares que interceptam a
plataforma do aterro, mas sem a utilização de bermas. Variações mais complexas
relativas à resistência não-drenada dentro da camada de fundação são assumidas.
A figura 2.26 esquematiza superfície circular de ruptura adotada no método de LOW et
al. (1990).
Figura 2.26 – Método de LOW et al. (1990)
A força no reforço contribui para a redução do momento instabilizante no cálculo do
fator de segurança do aterro reforçado (F
r
) que é determinado pela seguinte equação:
refinst
res
r
MM
M
F
−
=
[2.31]
onde:
M
res
e M
inst
– somatório dos momentos resistentes e instabilizantes proporcionados
pelas forças atuantes no solo;
41
M
ref
– momento proporcionado pela força no reforço.
Considerando a força no reforço atuando na direção horizontal, M
ref
, é igual a:
(
)
azYTM
ref
−
−
=
0
[2.32]
Sendo a força no reforço, T, calculada pela equação:
Rr
I
H
F
F
T
2
0
.
1
γ
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
−=
[2.33]
onde:
F
o
– fator de segurança mínimo para aterro não-reforçado;
I
R
– número de estabilidade, para o caso reforçado, fornecido pelo gráfico da figura
2.28 que depende da relação D/H e de n.
O fator de segurança do aterro não-reforçado é determinado pela equação:
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
++= )(.
..
210
φλ
γγ
tg
H
c
N
H
S
NF
ueq
[2.34]
onde:
N
1
, N
2
e λ – números de estabilidades dependentes da relação D/H e n, obtidos dos
gráficos da figura 2.29;
S
ueq
– resistência não-drenada equivalente do solo mole de fundação;
γ – peso específico do material do aterro;
c e φ – parâmetros de resistência do material do aterro.
sendo:
0
´
1,1
0
´
35,065,035,0
u
uz
u
ueq
S
z
zc
SSS Δ
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
++=
[2.35]
42
Figura 2.27- cálculo do S
ueq
do solo de fundação (modificado de LOW, et al., 1990)
Figura 2.28 – Número de estabilidade para aterro reforçado (LOW et al., 1990).
Figura 2.29 – Números de estabilidade para aterro não-reforçado (LOW et al., 1990).
43
Repeti-se o cálculo, considerando várias profundidades diferentes para a
determinação do valor de F
o
, mínimo e, conseqüentemente, o valor de T, máximo. O
raio do círculo crítico tangente à horizontal na profundidade z, para o caso sem
reforço, é calculado por:
H
H
z
H
z
n
R
⎥
⎥
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎢
⎢
⎣
⎡
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
++
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
+
+
= 5,015638,0
5,0
1
1303,0
2
0
, (com R
0
≥ z+H) [2.36]
sendo:
R
0
- raio do círculo tangente à horizontal na profundidade z;
n- inclinação do talude do aterro;
z- profundidade considerada; e
H- altura do aterro.
O conhecimento do valor de T permite a escolha do tipo de reforço geossintético
dentro de margens de segurança apropriadas.
O raio do círculo crítico, tangente à horizontal na profundidade z, para o caso
reforçado, pode ser calculado por:
H
H
T
H
z
H
T
H
z
a
R
r
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎣
⎡
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
−+
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
−
=
2
2
5,0
128,3
γ
γ
, (com R
0
≥ z+H) [2.37]
onde:
(
)
24
1
50,0
2
1
2
2
+
+
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
+=
n
H
z
a
[2.38]
Observa-se que para atender as hipóteses adotadas pelo método, a base do aterro de
seção trapezoidal (mais tradicionalmente utilizada) deverá ter largura infinita para que
as superfícies de ruptura circular de deslizamento interceptem a superfície do aterro
dentro da sua plataforma.
Em função do porte do aterro e dos geossintéticos disponíveis para utilização, é viável
empregar mais de uma camada de reforço: uma camada na interface aterro/solo mole
44
e outras camadas imediatamente acima, entremeadas por camadas de aterro
compactado.
Muitas vezes o reforço, em camada única, é colocado no aterro, logo acima da
interface aterro-fundação, sobre uma camada drenante, por exemplo. Quando isso
acontece ou quando se tem mais de uma camada de reforço junto à base, faz-se
necessário corrigir o valor de T obtido pela equação [2.33], devido ao deslocamento da
força resultante, através da expressão:
T
d
d
T
T
T
cor
´
=
[2.39]
onde:
d
T
- é o valor do braço de alavanca do reforço em camada única na base do aterro, em
relação ao centro do círculo (= R
r
-z);
d´
T
- o braço de alavanca da força no reforço ou da resultante dos esforços de tração
nas camadas de reforço, em relação ao centro do círculo; e
T
cor
- o valor de T corrigido, devido à diferença dos braços de alavanca.
A equação [2.39] não deve ser utilizada em situações em que as camadas de reforço
estejam distribuídas ao longo da altura do aterro, apenas quando houver concentração
de poucas camadas junto à base do aterro (em geral duas ou três).
2.1.7.3.6 - MÉTODO DE PALMEIRA (1992) – SUPERFÍCIE CIRCULAR NA
FUNDAÇÃO E PLANAR NO ATERRO.
PALMEIRA (1992) apresentou uma abordagem semelhante à JEWELL (1987), de
análise de estabilidade de um aterro sobre solo mole (figura 2.30).
Palmeira (1992) admitiu superfície de ruptura circular no trecho da fundação e
substituiu as fatias da zona de ruptura do aterro, por empuxo de terra sobre o restante
do maciço. A contribuição do reforço contra a ruptura advém do esforço de tração
mobilizada no mesmo.
45
Figura 2.30 - Esforços envolvidos na análise de estabilidade (PALMEIRA, 1992)
O fator de segurança global é dado por:
∑
∑
=
a
r
M
M
F
[2.40]
onde:
ΣM
r
- somatório dos momentos em relação ao centro do círculo da força que resistem
ao deslizamento;
ΣM
a
- somatório dos momentos em relação ao centro do círculo da força que conduzem
ao deslizamento
Equacionando os esforços apresentados na figura 2.30, obtém-se para o aterro sem
reforço:
QWE
u
r
QdWdEd
RS
F
++
=
α
2
0
[2.41]
onde:
F
or
- fator de segurança do aterro não-reforçado;
d
E
,d
W
, d
Q
e d
T
– braço de alavanca das forças E, W, Q e T em relação ao centro do
círculo;
46
R-raio do círculo considerado;
α- ângulo de abertura da superfície circular em radianos;
S
u
- resistência não-drenada da camada de solo mole.
Obtêm-se o empuxo de terra, E, no aterro, através de teorias de empuxo tradicional,
Rankine, por exemplo.
Substituindo o valor de M
r
e M
a
para uma camada de argila mole com resistência não-
drenada variando com a profundidade na equação [2.40] chegamos à expressão [2.20]
apresentada por JEWELL (1987).
Por tentativas, procura-se a superfície crítica para o aterro reforçado que forneça o
maior valor de T. A este valor de T máximo, aplica-se um fator de segurança para o
dimensionamento do geossintético a se utilizar a seguinte forma:
TFT
TT
=
[2.42]
onde:
T
T=
resistência de tração mínima que o reforço deve apresentar;
F
T
= fator de segurança contra a ruptura do reforço (incluindo resistência a tração e
esforços de instalação). Usa-se comumente o valor de F
T
≥1,50 dependendo do tipo de
obra e das características dos elementos de reforço.
Podem ocorrer casos em que o centro do círculo crítico se localiza abaixo da
plataforma do aterro, provocando superfícies irreais de deslizamentos. PALMEIRA
(1992) sugere nesses casos a utilização de metodologias de análise de estabilidade
mais sofisticadas, o que não implica, necessariamente, que o problema deixará de
ocorrer.
2.1.7.3.7 - MÉTODO DE KANIRAJ (1994, 1996a e 1996b) – SUPERFÍCIE
CIRCULAR
A figura 2.31 abaixo mostra a geometria e superfície de ruptura adotada no método de
KANIRAJ (1994).
47
Figura 2.31 – Método de KANIRAJ (1994, 1996a e 1996b)
KANIRAJ (1994) considera uma geometria do aterro um pouco mais complexa,
admitindo a presença de bermas de equilíbrio, valas e zonas trincadas no aterro. A
análise também é feita para quatro diferentes orientações da força no reforço além da
horizontal (tangente, bissetriz e intermediaria entre estas duas situações).
O fator de segurança é definido como:
inst
res
r
M
M
F =
[2.43]
O momento resistente, M
res
, é definido, considerando o somatório dos momentos
proporcionados pelas forças resistentes que atuam:
9 No solo de fundação, ao longo da superfície NMJ, (M
rf
);
9 No solo de aterro, ao longo da superfície JI’, (M
ra
);
9 No reforço, (M
rr
).
Definido como:
rrrarfres
MMMM
[2.44]
48
O momento instabilizante, M
inst,
é definido pelo somatório de quatro parcelas formado
pelos momentos ocasionados pelas massas: de solo EG’I’J, (M
ia
), e G’GII’, (M
it
), no
aterro; ABCE na berma, (M
ib
); no canal, (M
ic
); como:
icibitiainst
MMMMM
[2.45]
LOW (1989) definiu a equação para o momento M
rf
. Em KANIRAJ (1994) se encontra
as outras expressões para os momentos resistentes e instabilizantes.
A força no reforço necessária para manter o equilíbrio é expressa por:
a
rarfrinst
L
MMFM
T
=
.
[2.46]
A tabela 2.2, apresenta as expressões obtidas por KANIRAJ (1994, 1996a e 1996b)
para o braço de alavanca, L
a
, para a força agindo em diferentes direções α. O cálculo
da força no reforço deve ser feito para várias profundidades.
Tabela 2.2 – Expressões para o braço L
a
da alavanca em função do ângulo α
Direção da força (α)
Braço de alavanca ( L
a
)
0=
α
aDYL
a
0
4
θ
α
=
()
2
1
12
0
M
MYL
a
+
−=
2
θ
α
=
MYL
a
.
0
4
3
θ
α
=
2
1
0
M
YL
a
+
=
θ
α
=
0
YL
a
=
sendo:
(
)
0
2
1
Y
aD
M
+−
=
[2.47]
Algumas condições devem ser verificadas nas análises do método de KANIRAJ (1994
, 1996a e 1996b):
49
9 O centro do círculo deve estar localizado acima, ou, no nível, da base da zona
trincada;
9 A berma e a escavação devem estar dentro da região definida pela superfície
circular de ruptura;
9 A extremidade direita do círculo, ponto I’, deve estar localizada abaixo da crista
do aterro e não abaixo das outras extremidades da superfície.
2.1.7.3.8 - MÉTODO DE JEWELL (1996) – SOLUÇÃO ANALÍTICA
Na figura 2.32 apresenta-se o desenvolvimento do método analítico de JEWELL
(1996).
Figura 2.32 - Método de JEWELL (1996): solução analítica
Solução analítica, proposta por JEWEL (1996), para cálculos dos fatores de segurança
e da força requerida no reforço em aterro sobre solos moles com:
¾ Resistência não-drenada constante e profundidade limitada
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
+
+
=
HKD
nHD
H
S
F
a
u
2
28
0
γ
[2.48]
()
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
++=
D
nH
H
S
F
u
r
14
α
γ
[2.49]
()
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
+
++
=
214
.
2
a
K
nHD
nD
HT
α
α
γ
[2.50]
50
¾ Resistência não-drenada crescente com a profundidade
()
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎣
⎡
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
+
++=
5,0
00
0
0
..12
2
..
4
uu
u
r
S
Hn
S
Hn
H
S
ouFF
ραρ
γ
[2.51]
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
+=
2
..
0
2
a
r
u
K
HF
Sn
HT
γ
α
γ
[2.52]
Em aterro não-reforçado, α e F
o
são calculados, de forma iterativa, pela equação:
0
00
..2
...
u
a
Sn
HFK
γ
α
−=
[2.53]
Para aterro reforçado: 0 < α ≤ 1
Essas expressões são sugeridas para a condição:
6
..
≥
u
r
S
HF
γ
[2.54]
onde:
F
o
– fator de segurança do aterro não-reforçado;
F
r
– fator de segurança do aterro reforçado;
T – força requerida no reforço;
S
u
– resistência não-drenada do solo de fundação;
S
uo
– resistência não-drenada do solo de fundação na superfície;
K
a
– coeficiente de empuxo ativo de Rankine do solo de aterro;
ρ − razão do aumento da resistência não-drenada com a profundidade;
α− razão entre a tensão cisalhante mobilizada e a resistência não-drenada na
superfície do solo de fundação.
Sendo: α ≅ 1, para aterro reforçado e α ≅ -0,7 a − 0,5, para aterro não-reforçado
(PALMEIRA et al.,1998).
2.1.7.3.9- MÉTODO ANALÍTICO de EHRLICH (2001)
EHRLICH (2001) propõe um método analítico para a determinação do fator de
segurança e da força máxima de tração atuante no reforço.
51
MORAES (2002) apresenta o desenvolvimento do método proposto por EHRLICH
(2001).
O método apresenta o mecanismo de colapso, de forma simplificada, utilizando o
modelo rígido-plástico associado ao método das cunhas. A partir da definição da
superfície de ruptura, verifica-se o equilíbrio estático dos blocos que compõem o
mecanismo, calculando-se, assim, o fator de segurança.
2.1.7.3.9.1 - ATERROS NÃO-REFORÇADOS
A figura 2.33 mostra o mecanismo de colapso de um aterro não-reforçado que
obedece a seguinte relação:
n
H
D ≥
[2.55]
sendo:
D – profundidade da camada do solo de fundação;
H – altura do aterro;
n – inclinação do talude do aterro.
Figura 2.33 – Mecanismo de colapso do aterro não-reforçado em que D ≥ H/n
(MORAES, 2002).
Do equilíbrio das forças atuantes nos blocos, obtém-se:
aterroap
EEE
+
=
[2.56]
onde:
52
E
p
e E
a
são, respectivamente, o empuxo passivo e o empuxo ativo atuantes na
fundação;
E
aterro
é o empuxo ativo de Rankine atuante no aterro.
Estes fatores são dados pelas seguintes equações:
*
2
*
2
2
D
F
S
DE
S
u
f
p
+=
γ
[2.57]
**
2
*
..2
2
DHD
F
S
DE
a
S
u
f
a
γ
γ
+−=
[2.58]
a
a
aterro
K
H
E
2
2
*
γ
= [2.59]
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
+−=
2
´
º45
2
*
φ
γ
tg
c
HH
a
[2.60]
onde:
γ
f
– peso específico do solo de fundação;
D – profundidade da camada do solo de fundação;
D* – profundidade da superfície de ruptura;
S
u
– resistência não-drenada do solo mole de fundação;
γ
a
– peso específico do solo do aterro;
H – altura do aterro;
H* – altura do aterro desconsiderando a zona de tração;
φ – ângulo de atrito interno do solo do aterro;
c – coesão do solo do aterro;
K
a
– coeficiente do empuxo ativo de Rankine (correspondente ao aterro);
F
s
– fator de segurança.
Substituindo as equações [2.57], [2.58], [2.59] em [2.56], tem-se:
⎟
⎟
⎟
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎜
⎜
⎜
⎝
⎛
+
=
H
KH
D
D
H
S
F
a
a
u
S
2
.
.
.4
2
*
*
*
γ
[2.61]
Considerando D* = H/n e substituindo na equação [2.61], o fator de segurança é
definido por:
53
⎟
⎟
⎟
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎜
⎜
⎜
⎝
⎛
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
+
=
2
.
1
1
.
.4
2
*
a
a
u
S
Kn
H
H
H
S
F
γ
[2.62]
A figura 2.34 mostra o mecanismo de colapso, para o caso de um aterro não-reforçado
com talude pouco íngreme ou sobre uma camada mole pouco espessa, obedecendo à
seguinte relação:
n
H
D <
[2.63]
Figura 2.34 – Mecanismo de colapso para aterro não-reforçado em que D < H/n
(MORAES, 2002)
Do equilíbrio das forças atuantes nos blocos e substituindo os fatores, explicitados
anteriormente, obtém-se as seguintes equações:
aterroa
S
u
p
EED
n
H
F
S
E +=
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
−+
[2.64]
O fator de segurança é dado por:
⎟
⎟
⎟
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎜
⎜
⎜
⎝
⎛
+
+
=
H
KH
D
n
H
D
H
S
F
a
a
u
S
2
.
.3
.
2
*
γ
[2.65]
2.1.7.3.9.2 - ATERROS REFORÇADOS
54
2.1.7.3.9.2.1 - REFORÇO INTEGRAL DA BASE DO ATERRO
A configuração do mecanismo de colapso que pode ocorrer em aterros reforçados é
apresentada na figura 2.35. As hipóteses de ruptura ou arrancamento do reforço não é
considerada.
Figura 2.35 – Mecanismo de colapso de um aterro reforçado integralmente (MORAES,
2002)
Do equilíbrio das forças atuantes nos blocos, tem-se:
()
a
S
u
p
EDL
F
S
E =−+
*
2 [2.66]
Substituindo-se, na expressão [2.66], as equações [2.57] e [2.58], tem-se:
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
+=
*
2
3
.
D
L
H
S
F
a
u
S
γ
[2.67]
sendo que:
⎪
⎪
⎩
⎪
⎪
⎨
⎧
=<
=≥
LD
D
L
DD
D
L
se
2;1
2
;1
2
*
*
A força de tração máxima atuante no reforço é dada por:
maxmax
L
F
S
ET
S
u
aterro
+= [2.68]
onde:
55
L
máx
corresponde a distância do pé do talude ao ponto para o qual a força de tração
mobilizada no reforço é máxima. E
aterro
pode ser obtido pela equação [2.47], desde que
o reforço permita deformações horizontais suficientes para mobilizar o estado ativo no
aterro.
No caso de reforços muito rígidos, ter-se-ão deformações horizontais nulas no aterro
(estado no repouso), devendo-se, então, utilizar a expressão a seguir:
0
2
*
2
K
H
E
a
aterro
γ
=
[2.69]
2.1.7.3.9.2.2 - REFORÇO PARCIAL DA BASE DO ATERRO
A figura 2.36, representa o mecanismo de colapso de um aterro reforçado
parcialmente.
Figura 2.36 – Mecanismo de colapso de um aterro reforçado parcialmente (MORAES,
2002)
Do equilíbrio das forças atuantes temos:
()
aterroaR
S
u
p
EEDL
F
S
E +=−+
[2.70]
Substituindo-se as equações [2.57], [2.58] e [2.59] em [2.70], obtém-se o fator de
segurança que é expresso por:
56
⎟
⎟
⎟
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎜
⎜
⎜
⎝
⎛
+
+
=
HD
KH
D
L
H
S
F
a
R
a
u
S
2
.
1
3
.
2
*
γ
[2.71]
A força de tração máxima mobilizada no reforço parcial é calculada equação [2.68]
conforme explicitado anteriormente.
2.1.8 - CONSIDERAÇÕES SOBRE DEFORMAÇÃO DE ATERROS SOBRE SOLOS
MOLES.
Obviamente que a ruptura de uma estrutura marca o fim de sua vida, no entanto,
existe outro estado limite que merece grande atenção. É o estado limite de utilização
da estrutura que marca o fim de sua vida útil, pelo fato que a mesma passa a não mais
atender a função para qual foi projetada, muito embora não esteja próximo fracasso.
Os métodos de equilíbrio limite não fornecem nenhuma informação sobre deformação
dos materiais envolvidos nas análises de estabilidade. A adoção da magnitude da
força depende da experiência do projetista ou da utilização de métodos mais
sofisticados de análises como Método de Elementos Finitos para sua determinação.
Na maioria dos métodos de equilíbrio limite se admite que a tensão no reforço de
geossintético calculada e igual à tensão última de tração. Segundo HINCHBERGER e
ROWE (2003) a utilização da tensão última elástica do reforço de geossintético pode
conduzir a superestimação do fator de segurança visto que aterros sobre solos muito
compressíveis podem romper por deslocamentos excessivos muito antes de ocorrer à
ruptura do reforço.
2.1.8.1 - MÉTODO DE ROWE e SODERMAN (1985a)
ROWE e SODERMAN (1985a) propuseram um método de calculo de estabilidade, no
curto prazo, de aterros reforçados construído sobre um depósito uniforme de solo
mole. O método proposto tenta assegurar o estado limite de utilização do aterro,
limitando a máxima força elástica permissível no reforço. Baseado no estudo extenso
de aterros não reforçados e reforçados em solos moles utilizando o método de
elementos finitos, eles propuseram, para o modelo adotado (figura 2.37), calcular a
magnitude da deformação compatível permissível, que depende da rigidez não-
drenada da fundação, E
u
, geometria do aterro, B, profundidade do subsolo, D, e a
57
altura crítica do aterro não reforçado, H
c
.
Figura 2.37 - Seção adotada nas análises de elementos finitos (modificado de ROWE
e SODERMAN, 1985a).
ROWE e SODERMAN (1985a) incluíram o efeito da interação solo-reforço nas
análises de equilíbrio limite, admitindo uma deformação compatível permissível, ε
a
,
para o reforço em função do parâmetro adimensional, Ω, , proposto com base em
estudos de aterros não-reforçado e reforçado sobre argila mole, usando o método de
elementos finitos. A figura 2.38 mostra o gráfico desenvolvido por ROWE e
SODERMAR (1985a) para análise de estabilidade.
Figura 2.38- Deformação compatível permissível, ε
a
, versus parâmetro adimensional,
Ω (ROWE e SODERMAN, 1985a)
58
A vantagem deste método é que mantém a simplicidade das técnicas de equilíbrio de
limite e ainda incorpora os efeitos de interação de solo-geossintético.
2.1.9- CONSIDERAÇÕES SOBRE DIMENSIONAMENTO DE GEOGRELHAS
A análise de estabilidade de aterros reforçados sobre solos moles é normalmente
realizada através dos métodos de equilíbrio limite apresentados no presente capítulo.
Busca-se definir a tração requerida (T
req
) do geossintético para elevar o fator de
segurança ao um valor desejado. O valor da tração requerida é então comparado à
tração disponível (T
a
) sendo necessário, para que um determinado geossintético seja
adotado, satisfazer a seguinte condição:
reqa
TT ≥
[2.72]
A resistência disponível é obtida considerando a perda de capacidade resistiva devido
aos seguintes fatores:
9 Fluência: deformação lenta função da carga permanente a qual fica sujeita o
geossintético;
9 Danos mecânicos de instalação: função das condições de manuseio no campo
e execução da instalação do geossintético, compactação do solo do aterro etc.
9 Danos químicos e ambientais: função da composição química do solo e das
condições de exposição do geossintético a substâncias químicas e raios UV.
9 Outros, de acordo com situações especificas.
A resistência à tração disponível é obtida aplicando-se fatores de redução parciais
referente a cada um dos fatores descritos acima da seguinte forma:
mamrcr
a
ffff
T
T
⋅⋅⋅
=
max
[2.73]
onde:
ref
cr
T
T
f
max
= : fator de redução parcial para fluência à tração;
f
mr
: fator de redução parcial para danos mecânicos de instalação;
f
a
: fator de redução parcial para danos químicos e ambientais;
f
m
: fator de redução parcial para incertezas estatísticas na determinação da resistência
do geossintético.
59
O valor de T
max
é a máxima resistência a tração sob solicitação rápida em laboratório.
Geogrelhas são geossintéticos desenvolvidos para desempenharem a função de
reforço. O reforço da base de aterros sobre solos moles é uma das suas aplicações.
As geogrelhas são produzidas a partir de materiais poliméricos. Esses materiais são
muito susceptíveis ao fenômeno da fluência. A fluência é a deformação gradual do
material, ao longo tempo, quando solicitado por uma carga de tração permanente. As
geogrelhas podem ser produzidas a partir de diversos polímeros, cada polímero
apresenta um grau diferenciado de susceptibilidade ao fenômeno da fluência. O tipo
de polímero influencia na fluência, mas a fluência de um material geossintético é
também função de outros agentes como, carga de tração aplicada, temperatura e o
processo de fabricação. Em função desse fenômeno, observa-se uma perda gradual
da capacidade resistiva da geogrelha podendo ocorrer ruptura, após determinado
prazo, estando a geogrelha solicitada por uma carga menor do que T
max
. A velocidade
do processo é função da proximidade da tensão máxima.
Isócronas são curvas de resistência versus deformação para cada período de
carregamento contínuo, obtidas através de ensaios normalizados de fluência.
Nas figuras 2.39 apresentam-se as curvas isócronas para uma geogrelha de
filamentos de poliéster de alta tenacidade e outra de polipropileno.
Figura 2.39 – Curvas isócronas de geogrelhas (SILVA, 2003).
60
Considerando os tempos para ocorrer à ruptura (figura 2.39(a) e (b)) e os respectivos
percentuais de T
max
, tem-se a curva de referência que permite prever a resistência de
tração de referência, T
ref
, do geossintético a cada momento, ao longo da vida útil da
obra, conforme ilustrado na figura 2.40.
Figura 2.40 – Curva de referência para as geogrelhas de poliéster (GG PET) e
prolipopileno (GG PP) (SILVA, 2003).
As deformações da geogrelha devem ser limitadas de forma a se compatibilizarem
com as deformações do solo, evitando deformações excessivas do aterro. Nesse
caso, além da resistência à tração (T), o módulo de rigidez (J) deve ser também
especificado. O módulo de rigidez à tração requerida pelo reforço é dado por:
adm
T
J
ε
ε
=
[2.74]
Onde ε
adm
é a deformação admissível no elemento de reforço e variam tipicamente de
3 a 10%.
No dimensionamento de geogrelhas além da resistência máxima a tração é necessária
definir os parâmetros de interação solo-reforço.
O ensaio de arrancamento foi desenvolvido para avaliar o comportamento de
inclusões embutidas em solo, quando solicitadas por uma força de tração que possam
levá-las à perda de aderência com o solo circundante. É considerado o ensaio mais
61
apropriado ao estudo da interação solo–geogrelha, pois considera as parcelas de atrito
de superfície e resistência passiva que este tipo de inclusão proporciona.
Segundo Teixeira (2003) a capacidade da geogrelha resistir ao arrancamento é
comumente calculada pela expressão empírica:
δ
σ
tan2
⋅
⋅
⋅
n
AT [2.75]
onde:
T- resistência de arrancamento;
A- área plana da geogrelha inserida no solo;
σ
n
- tensão normal efetiva ao nível da geogrelha e;
δ - ângulo de atrito efetivo do solo-geogrelha.
O coeficiente “2” aparece no início da expressão para considerar que o atrito se dará
por ambos os lados da inclusão.
Em solos finos, que também apresentam coesão, um adicional de resistência devido à
adesão de suas partículas, na superfície da geogrelhas, pode ser considerado. A
parcela de adesão, na interface solo-geogrelha, faz a equação [2.75] assumir a
seguinte forma:
)tan´(2
δ
σ
⋅
⋅
⋅
na
cAT [2.76]
Onde c
a
’é a adesão aparente.
Os parâmetros de resistência de interface, c
a
’ e δ, são usualmente expressos em
função dos parâmetros de resistência do solo em contato, c e φ, através dos
coeficientes de interação, λ e f, definidos como:
c
c
a
´
=
λ
[2.77]
φ
δ
tan
tan
=f
[2.78]
Substituindo as equações [2.77] e [2.78] em [2.76] temos:
)tan(2
φ
σ
λ
⋅
⋅
⋅
⋅
fcAT
n
[2.79]
62
Onde f é o coeficiente de interação solo geogrelhas. O valor de f depende de: a)
porcentagem de área aberta da geogrelha; b) coeficiente de atrito na interface solo–
geossintético; c) número, comprimento e altura dos elementos transversais; d) rigidez
à flexão dos elementos transversais da geogrelha; e) relação entre diâmetro dos grãos
do solo e a abertura da malha da geogrelha e f) comprimento enterrado.
TEIXEIRA (2003) realizou ensaios de arrancamento, utilizando um equipamento de
pequeno porte, e encontrou para o parâmetro f, de uma geogrelhas FORTRAC
200/35-30, valores entre 0,70 a 0,92. O solo confinante utilizado no experimento foi um
solo residual bastante comum do estado de São Paulo.
A equação [2.79] é muito utilizada na prática da engenharia. Sua forma simplista
considera as parcelas de resistência passiva e de interface da geogrelha de forma
empírica o que não possibilita uma análise destes fatores separadamente.
Na prática da engenharia é muito comum desprezar a parcela de adesão contando
apenas com a parcela de atrito no dimensionamento da geogrelhas.
2.1.10 - MÉTODOS DE ELEMENTOS FINITOS
Métodos de análises tais como equilíbrio limite e soluções da teoria da plasticidade
(anteriormente descritas) não promovem nenhuma informação sobre deformações ou
tensões que se desenvolvem no reforço para um determinado aterro reforçado. Aterro
reforçado é um sistema composto com três componentes: o solo de fundação (argila
mole), o reforço e o aterro. O desempenho do sistema é altamente dependente das
deformações e da interação entre estes três componentes.
O custo para a construção de aterros experimentais instrumentados para avaliar o
desempenho de vários esquemas de reforço é elevado e geralmente nada trivial. Uma
alternativa é executar simulações numéricas da “construção de aterros reforçados”
usando modelos numéricos apropriados.
O método de elementos finitos provou ser uma ferramenta bastante poderosa para uso
na avaliação de comportamento de aterros, desde sua primeira aplicação por
CLOUGH e WOODWARD (1967). Muitos pesquisadores já empregaram a técnica de
elementos finitos para interpretar o comportamento de campo de aterros reforçados
(ANDRAWES et al. (1980); ROWE (1982), ROWE (1984); BOUTROP e HOLTZ
63
(1983); MONNET et al. (1986); DUNCAN et al. (1987); SCHAEFER e DUNCAN
(1988); HUMPHREY e HOLTZ (1989); HIRD e KWOK (1990); MYLLEVILLE e ROWE
(1991); CHAI e BERGADO (1993); LITWINOWICZ et al. (1994); VARADARAJAN et al.
(1997); ROWE et al. (1996); ROWE e HINCHBERGER (1998)).
Estes estudos numéricos incorporaram modelos de solo com diferentes níveis de
sofisticação, a exemplo do modelo elástico hiperbólico (ANDRAWES et al. 1980),
modelo de Mohr-Coulomb (ROWE e SODERMAN 1985a), modelo Cam-Clay
(SCHAEFER e DUNCAN 1988); Modelo Cam-Clay modificado (CHAI e BERGADO
1993; ROWE et al. 1996), e modelo Viscoplastic (ROWE e HINCHBERGER 1998).
Geralmente um modelo de tração linear, bilinear ou não-linear, é usado para modelar o
reforço (ROWE e SODERMAN 1985a; HIRD e KWOK 1989; BATHURST et al. 1992).
Através de computadores, é possível utilizar o método de análises por elementos
finitos para investigar o comportamento de aterros reforçados sobre solos moles e sua
dependência com o tempo, em função da possibilidade de modelar suas principais
características sobre diversas condições (Li, 2000).
2.1.11 - MODELAGEM CENTRÍFUGA
A modelagem centrífuga combina facilidade e economia em teste de pequena escala,
com níveis de tensão corretos, que somente poderiam ser alcançados em uma ampla
instrumentação de campo. Métodos de análise de projetos podem ser validados
usando dados obtidos de modelagem centrífuga desenvolvidos sob condições mais
controladas. Vários pesquisadores (TERASHI e KITAZUME (1988), ZHANG e CHEN
(1988), BOLTON e SHARMA (1994)) já estudaram o comportamento de aterros
reforçados sobre solos moles usando a técnica de modelagem centrífuga.
OVESEN e KRARUP (1983) apresentaram os resultados de ensaios em centrífuga
geotécnica executados para demonstrar a influência do reforço de geotêxtil na
estabilidade e recalques de aterros sobre solos moles normalmente adensados. A
estabilidade do aterro foi consideravelmente melhorada com a adição do reforço.
Em nenhum dos testes, ocorreu ruptura no reforço de geotêxtil e em alguns dos testes,
a resistência à tração medida no geotêxtil foi muito baixa, indicando pouca mobilização
da tensão no reforço.
64
2.2 - TEORIAS DE ADENSAMENTO
2.2.1 - TEORIA DE ADENSAMENTO DE TERZAGHI E FRÖLICH (1936)
A equação diferencial que rege o adensamento de solos compressíveis submetidos a
carregamentos verticais, para condições de deformação unidimensional e fluxo
vertical, foi proposta pela primeira vez por TERZAGHI e FRÖLICH (1936).
O desenvolvimento da teoria do adensamento se baseia nas seguintes hipóteses:
1) Solo homogêneo;
2) Solo saturado;
3) Compressibilidades dos grãos sólidos e da água são desprezíveis em relação à
compressibilidade do solo;
4) A compressão é unidimensional;
5) É válida a lei de Darcy;
6) Alguns parâmetros físicos que na realidade variam durante o processo são
admitidos constantes;
7) A relação variação da tensão vertical efetiva “versus” variação do índice de
vazios (Δσ’
v
x Δe) é linear;
8) Não há diferença de comportamento entre massas de solo de pequenas e
grandes espessuras;
9) Domínio dos pequenos deslocamentos e pequenas deformações.
Baseado nas hipóteses descritas, TERZAGHI e FRÖLICH (1936) apresentaram a
equação fundamental do adensamento:
(
)
2
2
1
z
u
a
eK
t
u
wv
v
∂
∂
×
+
=
∂
∂
γ
[2.80]
As características do solo estão refletidas no segundo membro da equação [2.80]
sendo denominado coeficiente de adensamento (c
v
):
(
)
wv
v
wv
v
v
m
k
a
ek
c
γγ
=
=
1
[2.81]
onde:
k
v
– coeficiente de permeabilidade vertical;
e – índice de vazios;
65
a
v
– coeficiente de compressibilidade;
γ
w
– peso específico da água;
m
v
– coeficiente de deformação volumétrica;
c
v
– coeficiente de adensamento vertical.
sendo:
v
e
a
v
´
σ
Δ
Δ
−= [2.82]
e
a
m
v
v
=
1
[2.83]
onde:
∆e – variação do índice de vazios;
∆σ’v – variação da tensão vertical efetiva.
A equação diferencial do adensamento pode então ser escrita como:
2
2
z
u
c
t
u
v
∂
∂
⋅=
∂
∂
[2.84]
O c
v
quantifica a velocidade de dissipação do excesso de poro-pressão.
Na integração da equação [2.84] a variável tempo, t, sempre aparece associado ao
coeficiente de adensamento, c
v
, e a maior distância de percolação, H
d
, pela equação:
2
d
v
H
tc
T =
[2.85]
onde:
T – fator tempo;
H
d
– distância de drenagem;
t – tempo.
A situação tridimensional para o adensamento vertical e radial devido ao fluxo
combinado vertical e radial é representado por:
2
2
2
2
2
2
z
u
c
y
u
x
u
c
t
u
vh
∂
∂
⋅+
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
∂
∂
+
∂
∂
=
∂
∂
[2.86]
O coeficiente de adensamento horizontal (c
h
) é dado pela equação:
66
(
)
wv
h
h
a
ek
c
γ
+
=
1
[2.87]
onde:
x, y, z – coordenadas retangulares do ponto;
c
h
– coeficiente de adensamento horizontal;
K
h
– coeficiente de permeabilidade horizontal.
TERZAGHI e FRÖLICH (1936) definiram a porcentagem média de adensamento
através da equação:
∑
∞
=
−
×−=
0
2
2
2
1
m
TM
v
v
e
M
U [2.88]
onde:
()
12
2
+⋅= mM
π
, com M>0; [2.89]
A equação [2.88] pode ter sua representação descrita pelas seguintes expressões
empíricas (TAYLOR, 1948):
2
4
VV
UT ⋅
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
=
π
, para U
v
< 60% [2.90]
(
)
0851,01log9332,0
−
−
⋅−=
vV
UT
, para U
v
> 60% [2.91]
A teoria do adensamento de TERZAGHI e FRÖLICH (1936), apesar das hipóteses
simplificadoras feitas, é útil na avaliação aproximada da velocidade dos recalques
devidos ao adensamento.
2.2.2 - TEORIA DE ADENSAMENTO DE BARRON (1948)
Com base na teoria de adensamento unidirecional com drenagem vertical de
TERZAGHI e FRÖLICH (1936), BARRON (1948) desenvolveu uma teoria de
adensamento para o caso do adensamento por compressão vertical devido à
drenagem horizontal.
BARRON (1948) desenvolveu a teoria do adensamento puramente radial para o
projeto de instalação de drenos verticais de areia. BARRON (1948) chegou a um
problema de simetria axial, onde a compressão é unidimensional e não há fluxo
atravessando a superfície lateral do cilindro. Como se pode verificar na figura 2.41, as
67
variáveis deste problema são o tempo (t) e a posição radial (r) do ponto considerado
em relação ao eixo do dreno.
Figura 2.41 – Condições idealizadas por BARRON (1948) para análise do
adensamento com drenagem radial.
Além das hipóteses de TERZAGHI e FRÖLICH (1936), BARRON (1948) admitiu ainda
as seguintes hipóteses:
1) Todo o carregamento vertical é inicialmente suportado pelo excesso de poro-
pressão “u” na água intersticial;
2) Toda a deformação de compressão dentro da massa de solo ocorre na direção
vertical;
3) A zona de influência de cada dreno é um cilindro (figura 2.42);
4) A distribuição de carga é uniforme em toda a área.
Figura 2.42- Modelo da distribuição de drenos e concepção do fluxo radial na zona de
influência de cada dreno (BARRON, 1948).
68
Em função do tipo de carregamento BARRON (1948) considerou duas condições
extremas de deformações verticais no desenvolvimento de sua teoria:
a) Deformações verticais iguais (“equal vertical strain”) – Baseia-se na hipótese de que
as cargas distribuídas na superfície não são uniformes durante o processo de
adensamento e que os recalques na superfície são iguais e uniformes.
b) Deformações verticais livres (“free vertical strain”) – Baseia-se na hipótese de que a
carga distribuída na superfície permanece constante durante o processo de
adensamento e que os recalques superficiais resultantes não são uniformes;
A equação para drenagem radial pura em coordenadas cilíndricas é obtida da equação
[2.86], desprezando-se a drenagem vertical.
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
∂
∂
+
∂
∂
⋅=
∂
∂
2
2
1
r
u
r
u
r
c
t
u
h
[2.92]
Assumindo a condição de deformações verticais iguais (“equal vertical strain”)
obtemos a partir da equação do adensamento para drenagem radial pura [2.92] as
seguintes expressões:
()
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
−
−=
nF
T
U
h
h
8
exp1
[2.93]
sendo:
2
.
e
h
h
d
tc
T =
[2.94]
w
e
d
d
n =
[2.95]
() () ()
75,0ln
4
13
ln
1
2
2
2
2
−≅
−
−⋅
= n
n
n
n
n
n
nF [2.96]
onde:
U
h
– grau de adensamento devido ao fluxo radial;
T
h
– fator tempo horizontal;
F(n) – função relativa ao diâmetro de influência de um dreno e ao seu diâmetro efetivo;
d
e
– diâmetro efetivo;
d
w
– diâmetro equivalente.
69
Para condição de deformações verticais livres (“free vertical strain”), a porcentagem de
adensamento média pode ser expressa em termos da função de Bessel como sendo:
(
)
()
() ()
[]
()
∑
∞=
⋅⋅−
−−
−=
α
αα
α
ααα
α
;...21
;
22
2
10
222
2
1
0
4exp
1
4
1
h
r
Tn
nUnUnn
U
u
u
U [2.97]
onde:
U1(α)= J1(α)Y0(α) – Y1(α)J0(α)
U0(αn)= J0(αn)Y0(α) – Y0(αn)J0(α)
J0, J1,... Y0, Y1 – funções de Bessel de primeira e Segunda ordem respectivamente;
α1, α2...- raízes da equação de Bessel que satisfazem a equação J1(αn)Y0(α) –
Y1(αn)J0(α) = 0
A condição extrema de “free vertical strain” ocorre em função de um carregamento
sem nenhuma rigidez, tornando a tensão vertical total, σ, constante em relação ao
tempo. Esse tipo de carregamento faz com que os recalques diferenciais, ocorridos na
superfície do terreno, não influenciam devido o efeito de arqueamento, na distribuição
de tensões.
Para a condição “equal vertical strain”, BARRON (1948) adotou um caso extremo em
que o arqueamento redistribui as cargas superficiais, de maneira que as deformações
verticais sejam todas iguais, e que não ocorram recalques diferenciais. Essa situação
pode ser obtida em laboratório quando se aplica um carregamento sobre uma amostra
usando uma placa rígida.
2.2.2.1- COMPARAÇÃO ENTRE AS SOLUÇÕES “FREE STRAIN” E “EQUAL
STRAIN”
De acordo com SCOTT (1963), o comportamento de um sistema real de drenos é
intermediário entre as condições extremas “free strain” e “equal strain”, sugeridas por
BARRON (1948), em função do efeito do arqueamento e conseqüente redistribuição
de tensões durante o processo de adensamento.
Segundo RICHARD (1959) a diferença entre os resultados obtidos nos dois casos
extremos é pequena e as discrepâncias diminuem à medida que os valores de n e do
tempo (t), ou fator tempo (T
h
), aumentam.
70
Como a diferença entre ambas as soluções sugeridas por BARRON (1948), é de
pequena magnitude a simplicidade da equação de deformações verticais iguais se
torna uma ferramenta de fácil utilização nas análises de desempenho dos drenos. A
solução para este caso, incluindo a zona amolgada, é apresentada na equação [2.98].
m
T
r
eWU
2
11
−
−=−= [2.98]
onde:
()
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
−
⋅+
−
−
−
=
2
2
2
2
2
2
1
4
13
ln
1 n
n
Kr
k
n
n
n
n
n
m
w
r
[2.99]
2
e
r
r
r
tc
T =
[2.100]
(
)
s
r
w
r
k
sk
Kr
k 1−
=
[2.101]
sendo:
k
r
e k
s
- permeabilidades na direção horizontal na região intacta e amolgada;
r
w
e r
e
– raio do dreno e raio de influência do dreno.
A figura 2.43 ilustra as curvas para as duas condições de carregamento analisadas por
RICHARD (1959). Observa-se que para as curvas, onde os valore de n são maiores
que 10, as diferenças são muito pequenas, sendo que para percentagem de
adensamento acima de 50% quase não existe diferença.
Figura 2.43- Comparação entre as soluções “free strain” e “equal strain”
(RICHARD,1959).
71
2.2.3 - TEORIA DE ADENSAMENTO PARA DRENAGEM COMBINADA RADIAL E
VERTICAL
Pode-se generalizar a teoria do adensamento vertical, para o caso de adensamento
tridimensional de um elemento de solo, submetido a uma compressão nas três
direções dos eixos cartesianos, originando uma redução de volume e fluxo de água
nas três direções. Na prática essa análise e feita, comumente, na determinação do
adensamento com drenos verticais.
CARRILLO (1942) demonstrou, a partir da equação [2.86], que a solução do problema
poderia ser obtida pela análise separada do adensamento vertical e radial e enunciou
o seguinte teorema:
Se u
r
=f(r,t) é uma solução da equação:
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
∂
∂
+
∂
∂
⋅=
∂
∂
2
2
1
r
u
r
u
r
c
t
u
h
[2.102]
e, u
v
=f(z,t) é uma solução para equação:
2
2
z
u
c
t
u
v
∂
∂
⋅=
∂
∂
[2.103]
Então u=u
r
.u
v
é necessariamente uma solução da equação [2.86]:
O teorema pode ser demonstrado, substituindo o valor de u=u
r
.u
v
na equação [2.86]:
(
)
(
)
(
)
tzutruzyxu
vr
,,,,
⋅
[2.104]
A homogeneidade não é satisfeita, em termos de análise dimensional, pelo segundo
membro da equação [2.104]. Sendo assim, é conveniente reescrever a equação
[2.104] da seguinte forma:
(
)
(
)
(
)
000
,
,
,,
u
tzu
u
tru
u
zyxu
v
r
⋅= [2.105]
onde:
u = excesso de poro pressão considerando drenagem combinada (u = f(z,r,t));
u
v
= excesso de poro pressão devido somente ao fluxo vertical (u
v
= f(z,t));
u
r
= excesso de poro pressão devido somente ao fluxo radial (u
r
= f(r,t));
72
u
0
= excesso de poro pressão inicial.
A partir da hipótese de relação linear entre Δσ’v x Δe, podemos escrever a
porcentagem de adensamento local U da seguinte forma:
0
1
u
u
U −=
[2.106]
Para drenagem combinada temos:
0
1
u
uu
U
vr
⋅
−= [2.107]
Para drenagem combinada o grau de adensamento médio é dado pela seguinte
relação:
(
)
(
)
(
)
rv
UUU
111 [2.108]
onde:
U – grau de adensamento combinado;
U
v
– grau de adensamento devido a fluxo vertical;
U
r
- grau de adensamento devido a fluxo radial.
2.2.4- DIMENSIONAMENTO DE DRENOS PRÉ-FABRICADOS
2.2.4.1 – TEORIA APLICADA
O dimensionamento dos drenos verticais pré-fabricados se utiliza das teorias de
recalque por adensamento radial apresentada anteriormente.
O uso de drenos verticais não influência no valor do recalque total. A utilização de
espaçamento adequado entre os drenos promove uma redistribuição de fluxo dentro
da camada em adensamento, reduzindo a trajetória das partículas de água diminuindo
o tempo final de consolidação.
Para o dimensionamento de drenos pré-fabricados alguns fatores devem ser
observados dentre os quais:
¾ características do solo baseado em ensaios de laboratório e de campo;
¾ propriedade do elemento drenante;
¾ aplicação da teoria de adensamento apropriada.
Apresenta-se abaixo os principais parâmetros utilizados no dimensionamento dos
drenos verticais pré-fabricados:
73
¾ eficiência dos drenos verticais;
¾ diâmetro equivalente dos drenos pré-fabricados;
¾ área de influência e espaçamento dos drenos
¾ amolgamento – efeito “smear”;
¾ resistência hidráulica do dreno.
2.2.4.1.1 - EFICIÊNCIA DOS DRENOS VERTICAIS
Segundo BJERRUM (1972) a eficiência é assegurada quando:
60,0
0´
´
log
´
´
log
>=
v
vf
vm
vf
σ
σ
σ
σ
η
[2.109]
onde:
σ´
vf'
- tensão vertical efetiva final;
σ´
vm
-- tensão de sobre-adensamento;
σ'
v0
- tensão vertical efetiva inicial;
2.2.4.2 - ÁREA DE INFLUÊNCIA E ESPAÇAMENTO DOS DRENOS VERTICAIS
Os drenos verticais pré-fabricados são instalados em malhas quadradas ou
triangulares de lado ‘l’ conforme ilustrado na figura (2.44).
Figura 2.44– Malha de drenos triangular e quadrangular (ALMEIDA 1981).
Admitindo a malha quadrada para disposição dos drenos, o diâmetro de influência do
dreno, d
e
, é obtido igualando a área do círculo equivalente à área do quadrado.
74
4
2
2
e
d
l
π
=
ld
e
⋅
13,1 [2.110]
Para a distribuição em malha triangular, a área de influência dos drenos possui a
forma hexagonal. Igualando-se a área do círculo equivalente ao hexágono temos:
2
2
32
3
4
l
d
e
⋅=
π
ld
e
⋅
05,1 [2.111]
2.2.4.3 - DIÂMETRO EQUIVALENTE DOS DRENOS VERTICAIS PRÈ-FABRICADOS
Segundo HANSBO (1979) o perímetro do dreno equivalente seria o mesmo do dreno
real. Desta forma o diâmetro equivalente é dado pela expressão:
(
)
π
ba
d
w
+
=
2
[2.112]
onde a e b são as dimensões do dreno vertical pré-fabricado ilustrado na figura 2.45.
Figura 2.45 – Dimensões a e b do dreno vertical pré-fabricado (BEDESCHI, 2004).
2.2.4.4 - CONSIDERAÇÕES SOBRE AMOLGAMENTO – EFEITO “SMEAR”
A instalação de drenos verticais como acelerador de recalques ocasiona, no seu
entorno, um efeito de amolgamento conhecido como efeito “smear”.
Perturbações excessivas a camada de argila mole, durante o processo de cravação
dos drenos, interfere na eficiência dos drenos verticais pré-fabricados. O amolgamento
75
da argila em torno dos drenos promove uma redução da permeabilidade horizontal do
solo dificultando a percolação da água, que deveria ser facilitada devido à presença do
dreno.
Segundo HANSBO (1981) o efeito do amolgamento no dimensionamento dos drenos
verticais deve ser feito acrescentando ao valor de F(n), equação [2.96], o valor de F
s
dado por:
()
s
k
k
F
h
h
s
ln1
'
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
−=
[2.113]
onde:
k
h
e k’
h
– coeficiente de permeabilidade na região intacta e amolgada respectivamente;
w
s
d
d
s =
– índice de amolgamento;
d
s
= 2 d
m
; onde d
m
é o diâmetro do mandril de cravação (HANSBO, 1987).
twd
m
⋅⋅=
π
4
; onde w é a largura e t a espessura de um mandril retangular.
A figura 2.46 apresenta esquematicamente a área amolgada ao redor dos drenos.
Figura 2.46– Amolgamento devido à instalação do dreno – (HANSBO, 1981).
Alguns parâmetros, tais como “s” e a relação entre as permeabilidades, k
h
/k’
h
, são
difíceis de estimar. Segundo HANSBO (1981), costuma-se adotar para valores de “s”,
o valor de 1,0 para dreno de areia jateado, 1,5 para dreno pré-fabricado e 2,0 para os
demais tipos de drenos de areia.
76
Os valores de k
h
/k’
h
, que em geral, situa-se entre 1,5 a 3,0, sendo que a equação
[2.113] é mais sensível a essa relação do que aos valores de “s”.
2.2.4.5 - EFEITO DA RESISTÊNCIA HIDRÁULICA DOS DRENOS VERTICAIS
BARRON (1948) na dedução da equação [2.93] admitiu permeabilidade infinita para os
drenos. No entanto, existem determinadas circunstâncias em que os drenos pré-
fabricados não podem se comportar com permeabilidade infinita.
A avaliação da resistência hidráulica dos drenos foi proposta por ORLEACH (1983) a
partir das equações de HANSBO (1981). A expressão é a seguinte:
()
2
2 L
q
K
W
w
h
r
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
=
[2.114]
onde:
q
w-
é a vazão do dreno determinada em ensaio, quando ele é submetido a um
gradiente unitário i=1;
L- (comprimento característico do dreno) definido como o comprimento do próprio
dreno quando a drenagem ocorre apenas por uma das extremidades e como metade
deste quando a drenagem ocorre pelas duas extremidades.
Para valores de W
r
< 0,1 o efeito da resistência hidráulica pode ser desprezado. Caso
contrário, recomenda-se acrescentar ao valor de F(
n
), equação [2.96], o valor de F
q
,
calculado da seguinte forma:
()
w
h
q
q
k
zLzF −⋅⋅=
π
[2.115]
Segundo ALMEIDA (1992), como F
q
é função de z (distância à extremidade drenante),
tem-se
)(zfU
h
= , sendo assim adota-se um valor médio de
h
U .
2.2.5 - AVALIAÇÃO DO DESEMPENHO DE ATERROS SOBRE SOLOS MOLES.
Segundo ALMEIDA (1996) os instrumentos de campo podem ser utilizados para
avaliação do desempenho de aterros sobre solos moles. O objetivo dessa avaliação é
77
confirmar as premissas assumidas durante a fase de projeto, haja vista a existência de
incertezas sobre o comportamento real da obra.
2.2.5.1- AVALIAÇÃO DO COMPORTAMENTO DO ADENSAMENTO DA
FUNDAÇÃO.
Segundo ALMEIDA (1996), vários são os métodos disponíveis na literatura para
interpretação da curva recalque versus tempo. Dentre os métodos disponíveis o
método de ASAOKA (1978) é que combina versatilidade, sensibilidade e
confiabilidade.
2.2.5.1.1- MÉTODO DE ASAOKA (1978)
ASAOKA (1978) desenvolveu um método baseado na análise dos dados de recalque
de instrumentação de campo. O objetivo é determinar o recalque final e os coeficientes
de adensamento vertical e horizontal.
ASAOKA (1978) adota a equação de MIKASA (1963) para o caso de drenagem
vertical definida com:
2
2
z
c
t
v
v
v
∂
∂
=
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
∂
∂
εε
[2.116]
onde:
ε
v
– deformação volumétrica vertical;
c
v
– coeficiente de adensamento vertical;
t – tempo.
O coeficiente de adensamento vertical proposto por ASAOKA é dado por:
(
)
t
Hc
dv
Δ
−=
1
2
ln
12
5
β
[2.117]
onde:
H
d
– distância de drenagem;
β
1
– coeficiente angular;
∆t – intervalo de tempo considerado.
78
MAGNAN e DEROY (1980) modificaram o método, partindo da equação desenvolvida
por TERZAGHI e FRÖLICH (1936). Os autores chegaram a uma expressão
semelhante à desenvolvida por ASAOKA (1978) para o coeficiente de adensamento
vertical, dada por:
(
)
t
Hc
dv
Δ
−=
1
2
2
ln
4
β
π
[2.118]
MAGNAN e DEROY (1980), através da equação de BARRON (1948), propuseram,
para o caso de drenagem radial pura, utilizando a condição de deformações verticais
iguais, que o coeficiente de adensamento horizontal seria dado por:
(
)
(
)
t
d
nF
c
eh
Δ
−=
1
2
ln
8
β
[2.119]
O valor de c
h
para o caso de drenagem combinada vertical e radial, proposto por
MAGNAN e DEROY (1980) é a seguinte:
(
)
(
)
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎣
⎡
+
Δ
−=
2
2
1
2
4
ln
8
d
ve
h
H
c
t
nFd
c
π
β
[2.120]
Segundo ALMEIDA (1996) o segundo termo é menos significativo do que o primeiro.
Um pequeno erro no valor de c
v
influência pouco no valor de c
h
.
A equação [2.121] pode ser rescrita em termos da razão
v
h
c
c
r =
:
(
)
()
2
2
2
1
4
8
ln
de
h
HrnFd
t
c
⋅⋅
+
Δ
=
π
β
[2.121]
79
2.2.5.1.1.1 - MÉTODO DE ASAOKA - CONSTRUÇÃO GRÁFICA MODIFICADO POR
MAGNAN E DEROY (1980)
ALMEIDA (1996) descreve os passos para construção do método de ASAOKA (1978)
modificado por MAGNAN e DEROY (1980). São os seguintes passos adotados no
método:
a) Traçado da curva recalque ao longo do tempo;
b) Divisão da curva em valores de tempo igualmente espaçados, de acordo com a
figura (2.47.a), recomendando-se admitir valores entre 30 e 90 dias;
c) Determinação dos recalques S1, S2, S3... correspondentes ao tempo t1, t2, t3...
d) Construção do gráfico Si, Si-1, em um sistema de eixos cartesianos de mesma
escala horizontal e vertical, utilizando os valores determinados em c;
e) Ajustar o traçado da reta que melhor se alinhe aos pontos do gráfico do item d;
f) Determinação do coeficiente angular (β1) da curva, conforme a figura (2.47.b);
g) Traçar a bissetriz dos eixos cartesianos para obter com a interseção com a curva
plotada o recalque a tempo infinito S∞ conforme ilustrado na figura (2.47b);
h) Determinação dos valores dos coeficientes de adensamento vertical e horizontal.
Figura 2.47 – a) - Curva recalque x tempo na construção gráfica de ASAOKA (1978),
b) Construção gráfica do método de ASAOKA (1978) modificado por MAGNAN e
DEROY (1980).
80
2.2.5.1.1.2 – CONSIDERAÇÕES SOBRE O MÉTODO DE ASAOKA
O método de ASAOKA (1978) é aplicável somente depois de transcorridos 60% de
adensamento, sendo válido apenas para relações exponenciais, sendo assim, é
indispensável o conhecimento da estimativa do recalque final para a sua correta
aplicação.
A utilização do método fora da faixa de validação acarreta, no caso de adensamento
predominantemente vertical, recalques menores e coeficiente de adensamento vertical
maior que o real. Para o caso de adensamento radial e combinado, vertical e
horizontal, respeitando a faixa de validação, o método apresenta correta estimativa
para os recalques, porém o coeficiente de adensamento depende da geometria da
zona de amolgamento em torno do dreno.
Para o caso de carregamento por etapas, adota-se um coeficiente angular para cada
etapa de carregamento constante (figura 2.48 a).
Segundo SCHMIDT (1992), a ocorrência de adensamento secundário juntamente com
o primário afeta o valor encontrado de (β1) através do método de ASAOKA (1978).
Este fato é verificado com a mudança de inclinação da curva (figura 2.48b).
Figura (2.48) – a) Carregamento em duas etapas, b) Compressão secundária em cada
etapa de carregamento na construção gráfica de ASAOKA (1978).
81
2.2.5.1.2 - MÉTODO DE ORLEACH (1983)
ORLEACH (1983) desenvolveu um método baseando-se nas análises dos dados de
poro-pressão obtidos da instrumentação de campo para determinar os coeficientes de
adensamento vertical e horizontal.
ORLEACH (1983) utilizou apenas o primeiro termo da série, válida para Tv < 0,1, da
equação de poro-pressões da teoria de TERZAGHI, para o caso de drenagem vertical.
ORLEACH (1983) verificou que plantando o logaritmo de excesso de poro-pressão
versus o tempo em escala aritmética a equação de poro-pressão de TERZAGHI
poderia ser reduzida à equação de uma reta segundo a equação:
(
)
tu
⋅
10
ln
α
α
[2.122]
sendo:
2
2
1
.4
d
v
H
c
π
α
=
[2.123]
O coeficiente de adensamento vertical é expresso por:
1
2
2
4
α
π
⋅
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
=
d
v
H
c
[2.124]
onde:
α
0
e α
1
– intercepto e a inclinação da reta respectivamente;
t – tempo;
H
d
– distância de drenagem.
Para drenagem radial ORLEACH (1983) utilizou a equação de poro-pressão de
BARRON (1948). A equação resultante é semelhante à desenvolvida para o caso de
drenagem vertical. A equação (a1) ficou definida como:
()
2
1
.
.8
e
h
dnF
c
=
α
[2.125]
O valor de α1 é obtido traçando-se o gráfico ln(u) versus tempo. O coeficiente de
adensamento horizontal é obtido pela expressão:
82
(
)
1
2
8
α
⋅
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
=
e
h
dnF
c
[2.126]
Para o caso de drenagem combinada, a real importância do efeito da drenagem
vertical deve ser avaliada.
2.2.5.1.2.1- PASSOS PARA CONSTRUÇÃO GRÁFICA DO MÉTODO DE ORLEACH
(1983)
O método de ORLEACH (1983) consiste nos seguintes passos (FERREIRA, 1991):
a) Traçado da curva de excesso de poro-pressão ao longo do tempo conforme
ilustrado na figura (2.49 a);
b) Traçado da curva em escala logarítmica dos dados de excesso de poro-pressão ao
longo do tempo;
c) Ajustar o traçado da reta que melhor se alinhe aos pontos;
d) Determinação de α1 de acordo com a figura (2.49 b);
e) Determinação dos valores dos coeficientes de adensamento vertical e horizontal.
Figura 2.49 – a) Gráfico excesso de poro-pressão x tempo, b) Determinação do valor
de α1 na construção gráfica de ORLEACH (1983).
83
CAPÍTULO 3 – LOCALIZAÇÃO, GEOMORFOLOGIA DA ÁREA
DE ESTUDO E DESCRIÇÃO GEOTÉCNICA DO PROJETO.
3.1 – LOCALIZAÇÃO DA ÁREA DE ESTUDO
A área de estudo está localizada na região do Extremo Sul da Bahia próxima à
conhecida “Costa do Descobrimento”, mais precisamente no município de Santa Cruz
Cabrália.
Os estudos do presente trabalho foram desenvolvidos com dados obtidos de ensaios
de campo, laboratório e instrumentação geotécnica implantada com o objetivo de
monitoramento de alguns trechos de aterros sobre solos moles, existente durante a
construção da rodovia BA-685.
3.2 - GEOLOGIA-GEOMORFOLOGIA
Segundo Dominguez et al. (2002), a Costa do Descobrimento compreende o trecho da
costa brasileira primeiramente visitado pelos exploradores portugueses quando aqui
chegaram por volta do ano de 1500. Este trecho se estende aproximadamente da foz
do rio Cahy até a baía de Cabrália (Figura 3.1) e apresenta características muito
peculiares que o diferencia do restante da Zona Costeira brasileira.
A geomorfologia da região é dominada pelos tabuleiros costeiros da Formação
Barreiras (Terciário) e por ocorrências secundárias de depósitos quaternários. A
evolução quaternária da região foi controlada pela interação entre a litosfera e as
mudanças globais no clima e no nível do mar. Devido aos seus valores, históricos,
culturais e cênicos esta paisagem tem um profundo significado para a memória
nacional (Dominguez et al., 2002).
Esta zona costeira teve sua origem na separação ocorrida entre a América do Sul e a
África, com início no Mesozóico, a qual estabeleceu as grandes linhas do seu
arcabouço geológico regional. Num tempo geológico mais recente (final do Terciário -
Quaternário) a evolução da região costeira esteve intrinsecamente associada às
interações entre a litosfera e as mudanças globais no clima e no nível relativo do mar.
84
Figura 3.1- Delimitação da Costa do Descobrimento (Dominguez et al., 2002).
85
A paisagem natural da Costa do Descobrimento, encontrada pelos navegantes
portugueses quando aqui chegaram, reflete a interação complexa de vários agentes
naturais. A Figura 3.1 (A a E) mostra mapas geológico-geomorfológicos detalhados de
vários trechos da Costa do Descobrimento. As seguintes unidades geológico-
geomorfológicas principais podem ser identificadas (Dominguez et al., 2002):
Embasamento Precambriano
Inclui rochas metamórficas de alto grau com relevo da ordem de 500 metros
originando morros de escarpas íngremes formando inselbergs que se elevam do
relevo aplainado dos Tabuleiros Costeiros. O Monte Pascoal, primeiro acidente
geográfico avistado pela esquadra cabralina, está inserido nesta província.
Tabuleiros Costeiros
Constituem as terras chãs descritas por Pero Vaz de Caminha. Os tabuleiros costeiros
são sustentados pelos depósitos areno-argilosos da Formação Barreiras. Sua
espessura varia de poucos metros, próximos ao contato com o embasamento pré-
cambriano, até 70-120 m próximo à linha de costa.
Planície Quaternária
A planície quaternária tem uma distribuição muito restrita alcançando sua maior
expressão nas pontas Corumbau (Figura 3.1D) e Itaquena (Figura 3.1C), e nas regiões
de Santa Cruz Cabrália – Ponta Grande e Ponta de Santo Antônio (Figura 3.1A). As
principais feições a comporem estas planícies são:
¾ Terraços Marinhos – nas regiões protegidas pela presença de obstáculos
situados costa afora, ou na porção mais externa dos maiores vales que cortam
a Formação Barreiras, acumularam-se durante os últimos 120.000 anos,
associados aos dois importantes episódios transgressivos (variação relativa do
nível do mar) que afetaram a zona costeira brasileira (Penúltima e Última
Transgressões), terraços arenosos resultantes da progradação da linha de
costa. Uma linha de falésias fósseis separa os tabuleiros costeiros da planície
quaternária. As principais áreas de ocorrência de terraços marinhos são ao
norte de Porto Seguro, entre Ponta Grande e Coroa Vermelha (Figura 3.1A), e
nas regiões de Ponta Itaquena (Figura 3.1C) e de Ponta Corumbau (Figura
3.1D).
86
¾ Bancos de Arenitos (“Arenitos de Praia”) – nas regiões de Santa Cruz Cabrália
(Figura 3.1A), Porto Seguro (Figura 3.1B) e ao sul de Caraíva (Figura 3.1D)
existem importantes bancos de arenito, cuja composição é bastante similar à
dos sedimentos dos terraços marinhos holocênicos. São areias
predominantemente quartzosas, com teores variados de grãos biodetríticos.
Pode-se observar nos mesmos, estratificações cruzadas planar e cruzada
acanalada. Em bancos de arenitos do norte do Estado da Bahia, com as
mesmas características, os tipos de cimento encontrados indicam origem
nitidamente marinha. O ambiente de formação desses arenitos, levando-se em
consideração as estruturas sedimentares presentes, seria a zona de antepraia
superior. Por esta razão não constituem arenitos de praia verdadeiros.
Normalmente, eles foram depositados em época de nível relativo do mar mais
alto que o nível atual.
¾ Recifes de Coral – no litoral sul do Estado da Bahia encontram-se os maiores e
os mais ricos recifes de coral de toda a costa brasileira, sendo que a área de
maior incidência é a região de Abrolhos. Na Costa do Descobrimento as
estruturas recifais coralinas estão implantadas em substratos de bancos de
arenito, terraços de abrasão esculpidos na Formação Barreiras e recifes
pleistocênicos.
¾ Terras Úmidas – O termo “terra úmida” é utilizado para descrever áreas que
não são nem completamente terrestres, nem completamente aquáticas.
Engloba, portanto, aquelas áreas que são inundadas ou saturadas por águas
superficiais ou subterrâneas, numa freqüência e duração suficientes para dar
suporte a uma vegetação tipicamente adaptada à vida em condições
saturadas. São áreas transacionais entre os sistemas terrestres e aquáticos,
onde o nível freático está à superfície do terreno, ou onde o terreno é coberto
por água rasa. São identificados dois tipos principais de terras úmidas na Costa
do Descobrimento:
•Terras Úmidas de Água Doce (pântanos, banhados, brejos e florestas
Inundáveis)
São terras úmidas caracterizadas por vegetação herbácea (hidrófila), especialmente
adaptada a terrenos mal drenados, saturados em água. Estas terras úmidas ocupam
zonas baixas da planície quaternária e os vales de fundo chato que cortam a
Formação Barreiras.
87
• Manguezais
Compreendem um grupo de plantas adaptadas para colonizar solos saturados com
água, anaeróbicos e salinos. A vegetação é constituída por árvores e arbustos que
crescem ao longo de estuários, canais de maré e costas protegidas. O substrato sobre
o qual o mangue se encontra instalado é predominantemente constituído de materiais
argilo-siltosos ricos em matéria orgânica.
3.3 - O PROJETO
3.3.1 – HISTÓRICO
A rodovia BA-685 foi construída com o objetivo de propiciar o escoamento da
produção de celulose da fábrica da VERACEL celulose, através da ligação com o
município de Santa Cruz Cabrália. O projeto, uma parceria entre a VERACEL e o
governo do Estado da Bahia, ficou sob a responsabilidade do DERBA (Departamento
de Estradas de Rodagem da Bahia), e previa a implantação de 31 km de rodovia,
ligando o bairro Tânia Guerrieri ao distrito de Ponto Central, ambos em Santa Cruz
Cabrália, além da construção de uma ponte sobre o Rio João de Tiba (figura 3.2).
Estudos preliminares sobre os aspectos geológicos da área onde foi implantada a
rodovia confirmaram a evidência da necessidade de trechos da rodovia serem
implantados sobre depósitos de solos moles, principalmente próximos aos Rios João
de Tiba e Camurugi.
Figura 3.2 - Mapa de localização da BA-685 (DERBA, 2007).
BA
88
A figura 3.3 mostra o mapa geológico da área, confirmando a litologia local
anteriormente descrita no estudo da geologia-geomorforlogia local.
Figura 3.3- Detalhe geológico da área de estudo (CAMPOS, 2004).
• Tipo 1 - Sedimentos argilosos ricos em matéria orgânica às vezes capeados
por camadas de turfa com espessura decimétrica depositados em associação
com terras úmidas atuais. Em profundidade podem passar para sedimentos
lagunares e estuarinos.
• Tipo 2 - Lamas plásticas salinas, ricas em matéria orgânica depositadas em
associação com os mangues atuais.
• Tipo 3 - Sedimentos areno-argilosos, geralmente com grânulos e seixos
dispersos, intercalados com sedimentos argilosos e níveis conglomeráticos.
• Tipo 4 - Areias finas a médias bem selecionadas. As estruturas sedimentares
da parte superior foram destruídas pela pedogênese.
• Tipo 5 - Areias quartzosas finas a muito grossas com grânulos e seixos de
quartzo subordinados. Presença em sub-superfície de um horizonte marrom
escuro a preto cimentado por ácidos úmicos e óxido de ferro.
• Tipo 6 - Quartzitos argilosos, quartzo-xistos, cianita-silimanita xistos e biotita-
muscovita xistos; quartzitos ferruginosos.
89
As informações iniciais obtidas através dos dados fornecidos pela CBPM (Companhia
Baiana de Pesquisa Mineral), visitas ao local e ensaios preliminares de palheta de
campo não deixavam dúvidas do desafio que seria enfrentado quando da construção
da rodovia. Na figura 3.4 apresentam-se os perfis de resistência não-drenada obtidos
através dos ensaios de palheta.
Figura 3.4 – Perfil de resistência não-drenada com a profundidade (CAMPOS, 2004).
Nas figuras 3.5 e 3.6 observa-se a situação das áreas, antes da construção da
rodovia, com possível presença de depósitos de solos moles.
Figura 3.5 – Depósito de solo mole na área próxima ao Rio João de Tiba (CAMPOS,
2004).
Su x Profundidade
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20
Su- Camurugi (kPa)
Profundidade (m)
EST. 393
Su x Profundidade
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20
Su-João de Tiba (kPa)
Profundidade (m)
EST. 83 3 EST. 84 4
Su x Profundidade
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
024681012
Su-Córrego das Lavadeiras (kPa)
Profundidade (m)
EST. 488
90
Figura 3.6- Vista panorâmica da área próximo ao Rio Camurugi (CAMPOS, 2004).
As análises dos resultados obtidos pelos ensaios de palheta levaram a conclusão que
havia uma tendência de resistência não-drenada crescente com a profundidade no
ensaio realizado na área do rio Camurugi (Est. 393), sendo que nos demais ensaios
realizados na área do rio João de Tiba e Córrego das Lavadeiras essa tendência não
se verificava. Sendo assim, conclui-se pela heterogeneidade do depósito com valor
médio de S
u
de 10,7 kPa (CAMPOS, 2004).
A campanha inicial de sondagens de reconhecimento, com SPT, revelou que no trecho
próximo ao Rio João de Tiba existia uma espessa camada de argila mole da ordem de
25m, sendo que para esse trecho o projeto previa um aterro com altura de 7m.
Próximo à travessia que será realizada no Rio Camurugi, as sondagens revelaram que
a espessura de solo mole variava de 8m a 16m, onde estava prevista a construção de
um aterro com altura de 5m.
Nas figuras 3.7 e 3.8 apresentam-se planta e perfil iniciais baseados nas sondagens a
percussão dos depósitos da área de estabilização do Rio João de Tiba.
91
Figura 3.7- Planta da área de estabilização do rio João de Tiba (CAMPOS, 2004).
92
Figura 3.8 – Perfil geotécnico da área do rio João de Tiba (CAMPOS, 2004).
93
Também foram realizados alguns ensaios de dissipação de poro-pressão com o
piezocone com o objetivo de se obter informações sobre os parâmetros de
compressibilidade do depósito. Em todos os trechos obtiveram-se resultados
semelhantes no ensaio de dissipação. Na figura 3.9 apresenta-se o resultado obtido
em uma das verticais onde foi realizado o ensaio de dissipação de poro-pressão com o
piezocone.
Com base nestes resultados, calculou-se o valor do coeficiente de adensamento
horizontal, utilizando a formulação de HOUSLSBY e TEH (1988), para piezocone com
3,53 cm de diâmetro, medida de poro-pressão na base do cone, fator tempo de 0.245
para tempo de 50% de dissipação de poro-pressão, adotando para valor de Ir de 80. A
tabela 3.1 apresenta o valor calculado de c
h
do piezocone. Esse valor ainda foi
corrigido para condição de campo (c
h
´), segundo (JAMIOLKOWKI et al. 1985),
multiplicando-se o valor calculado por 0,14.
Figura 3.9 – Resultados de ensaios de dissipação de poro-pressão em diversas
profundidades na área de estudo do rio Camurugi (CAMPOS, 2004).
Tabela 3.1 – Valores de coeficiente adensamento horizontal para diversas
profundidades (CAMPOS, 2004).
Com base nestes resultados, definiu-se o valor médio de c
h
´ igual a 2,4 x 10
-2
cm
2
/s.
Este valor é superior ao normalmente encontrado em depósitos similares desse tipo de
94
solo. Pequenas camadas de material mais permeável podem ser responsáveis por
esse comportamento. No entanto, no projeto considerou-se o valor mais encontrado
na literatura brasileira. Adotou-se o valor médio para c
h
’ de 2,4 x 10
-3
cm
2
/s (CAMPOS,
2004).
A estimativa do recalque total para cada área de estudo foi realizado utilizando a
formulação a seguir (CAMPOS, 2004):
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
Δ+
×
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
+
×=Δ
0
0
0
log
1
σ
σσ
e
C
HH
c
[106]
onde:
ΔH = Recalque
H = Espessura da camada de argila mole
C
c
= Coeficiente de compressibilidade
e
0
= índice de vazios inicial
σ
0
= tensão vertical efetiva inicial
Δσ = acréscimo de tensão vertical provocada pelo aterro no meio da camada mole
O acréscimo de tensão no meio da camada foi calculado utilizando ábacos. Para a
relação (C
c
/1+e
0
) foi adotado um valor médio de 0,3. A tabela 3.2 apresenta os valores
de estimativa de recalques esperado para as áreas estudadas.
Tabela 3.2 – Cálculo de recalque nos diversos trechos (CAMPOS, 2004).
O cálculo do tempo necessário para que ocorra os recalques por adensamento, em
função da carga do aterro, foi avaliado pela equação abaixo, considerando apenas
recalque unidirecional e vertical.
v
c
TH
t
×
=
2
[107]
onde :
t = tempo para ocorrer uma determinada porcentagem de recalque para T;
H = altura de drenagem;
T = Fator tempo para determinado valor de dissipação de poro-pressão;
95
c
v
= Coeficiente de adensamento vertical.
O valor do coeficiente de adensamento vertical, c
v
, foi adotado como sendo igual a ¼
do coeficiente de adensamento horizontal (com base em solos semelhantes), c
v
= c
h
/
4, que para c
h
’ admitido de 2,4 x 10
-3
cm
2
/s, têm-se c
v
de 6,1 x 10
-4
cm
2
/s. Na tabela
3.3 têm-se os diversos tempos estimados para os diversos percentuais de recalque,
considerando drenagem dupla do solo mole.
Tabela 3.3 – Cálculo do tempo para ocorrer diversas percentagens recalque para
adensamento unidirecional vertical (CAMPOS, 2004).
Para a aceleração do recalque foi feito um estudo com a utilização de drenos fibro-
químicos (drenos pré-fabricados). Nesse estudo, avaliou-se o tempo necessário para
dissipações do excesso de poro-pressão ou recalque, considerando diversos
espaçamentos horizontais dos drenos, disposto numa malha quadrada. O cálculo do
tempo foi feito utilizado à formulação abaixo, cujos resultados dos diversos tempos,
em dias, para atingir um determinado percentual de recalque ou dissipação de poro-
pressão para diversos espaçamentos são apresentados na tabela 3.4 (CAMPOS,
2004).
()
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
−
×
⎪
⎪
⎭
⎪
⎪
⎬
⎫
⎪
⎪
⎩
⎪
⎪
⎨
⎧
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎣
⎡
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
−
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
×=
U
D
d
d
D
c
D
t
h
1
1
ln
1
ln
8
2
2
[108]
onde:
D = espaçamento entre drenos, numa malha quadrada;
d = diâmetros equivalente dos drenos fibro-químico de 100 x 5 mm, igual a 67 mm;
U = dissipação de pressão neutra ou recalque, adotado 0,9 para 90 % de dissipação;
c
h
= coeficiente de adensamento horizontal de 2,4 x 10
-3
cm
2
/s.
96
Tabela 3.4 – Tempo em dias para diversas % de recalque e espaçamento entre
drenos (CAMPOS, 2004).
Análises com base nos resultados dos ensaios de campo levaram que fosse adotada a
construção do aterro em etapas com emprego de drenos verticais pré-fabricados
(drenos fibroquímicos) em espaçamento quadrangular de 1,5m. Recomendou-se
também que toda a construção deveria ser acompanhada através de instrumentação
geotécnica e equipe técnica especializada para analisar o comportamento do aterro
sobre solos moles, visando garantir a estabilidade do mesmo durante sua construção.
Sugeriu-se ainda, para uma construção mais rápida do aterro, que fosse colocado, em
cada etapa, uma camada de geogrelhas visando aumentar ainda mais o fator de
segurança contra a ruptura (CAMPOS, 2004).
3.3.2 - O PROJETO DE INSTRUMENTAÇÃO.
Para que se tivesse o devido acompanhamento que esse tipo de obra necessita, foi
desenvolvido um projeto de instrumentação geotécnica. Esse projeto previa a
instalação dos seguintes instrumentos:
9 Medidores de deslocamentos horizontais em profundidade e deslocamentos
verticais em superfície;
9 Medidores de poro-pressão.
Como medidores de deslocamentos horizontais em profundidade adotou-se
inclinômetros e a para medidas de deslocamentos verticais em superfície foram
adotados placas de recalque e marcos superficiais. Esses instrumentos tinham como
finalidade quantificar os deslocamentos associados, identificar os possíveis
mecanismo de ruptura e verificar os critérios de projeto para o controle da construção
dos aterros.
Os instrumentos previstos para medida do excesso de poro-pressão na camada de
argila mole foram os piezômetros tipo Casagrande (de tubo aberto) e piezômetros
97
pneumáticos. Esses instrumentos foram implantados com o objetivo de análise do
comportamento do aterro com relação à dissipação dos excessos de poro-pressão
com o tempo, já que a construção do aterro se faria em etapas.
A geração de poro-pressão no pé do talude, em função do processo de cisalhamento
da argila mole nessas regiões não foi objeto de medição em função das análises de
estabilidade ter sido em termos de tensões totais, devido à construção rápida em cada
etapa e pela complexidade, confiabilidade e acurácia das medidas de poro-pressão
exigidas numa análise por tensões efetivas (OLIVEIRA, 2006).
A utilização desses instrumentos já é de uso bastante corrente na construção de
diversos aterros experimentais e em obras reais como a BA-685, objeto do presente
estudo. Vários trabalhos realizados e publicados no Brasil contam com a utilização
desses instrumentos, a exemplo dos aterros experimentais do Campo Experimental do
Sarapuí (ORTIGÃO, 1980 e COUTINHO, 1986) e mais recentemente as obras do
SESC/SENAC (SPOTTI, 2006), em Condomínio da Barra da Tijuca (BEDESCHI,
2004) ambas no estado do Rio de janeiro, e em Santa Catarina (OLIVEIRA, 2006).
A figura 3.10 apresenta a planta de instrumentação desenvolvida e implantada durante
a construção dos aterros sobre solo mole na área de estabilização do rio João de Tiba
onde se pode observar o posicionamento de instalação de cada instrumento.
3.3.3 - CONSTRUÇÃO DA CAMADA DE TRABALHO E INSTALAÇÃO DOS
DRENOS PRÉ-FABRICADOS
As obras iniciaram-se em janeiro do ano de 2005 com a limpeza da vegetação rasteira
na área onde seria construído o aterro. Em seguida, iniciou-se a construção do aterro
pela camada de trabalho que corresponde para a área de estudo do rio João de Tiba e
Rio Camurugi a camada drenante. Essa camada foi executada espalhando-se, com
trator de esteira, pilhas de areia transportadas e descarregada por caminhões
basculante (figuras 3.11 e 3.12).
98
Figura 3.10– Projeto de instrumentação geotécnica na área de estabilização do rio
João de Tiba (CAMPOS, 2004).
99
Figura 3.11 - Execução de camada drenante na área do rio João de Tiba.
Figura 3.12- Execução de camada drenante na área do rio Camuruji.
Em função da pequena espessura da camada drenante foi proibida qualquer
movimentação de equipamento que pudesse provocar uma concentração de tensão
na fundação como, por exemplo, rotação de equipamento sobre o próprio eixo e
movimentações excessivas de caminhões. Durante a execução desse serviço não se
observou nenhuma ruptura localizada no aterro.
100
Ao final da execução da camada drenante iniciou-se a instalação dos drenos pré-
fabricados. A cravação se deu por meio de equipamento hidráulico de grande porte
dotado de mandril capaz de instalar drenos nas profundidades entre 20 e 30 metros.
As figuras 3.13 e 3.14 mostram a execução dos drenos.
Os drenos pré-fabricados foram instalados em um padrão quadrangular com
espaçamento de 1,5m, previamente marcados topograficamente no terreno por meio
de estacas de madeira. Logo que a cravação foi concluída, no mês de fevereiro de
2005, foi lançada uma camada de 0,3m de areia sobre os drenos, finalizando a
camada drenante que ficou, em média, com 1m de espessura. O equipamento
utilizado para cravação também utilizou esteira para se locomover. Assim como na
execução da camada drenante, não se observou nenhuma trinca ou ruptura localizada
durante a execução dos serviços de cravação.
Figura 3.13 – Cravação de drenos pré-fabricados na área do rio João de Tiba.
Figuras 3.14 - Detalhe do processo de cravação e do tipo de dreno pré-fabricado
utilizado na área do rio João de Tiba.
101
3.3.4 - IMPLANTAÇÃO DE INSTRUMENTAÇÃO GEOTÉCNIA E AVANÇO DA
CONSTRUÇÃO DO ATERRO.
A implantação da instrumentação geotécnica (figura 3.15) se deu imediatamente após
a conclusão dos serviços de cravação dos drenos pré-fabricados e da camada
drenante. Inicialmente, entre os dias 1 a 9/02/05, foram implantados os inclinômetros
(JT-IC-04, JT-IC-03, JT-IC-02 e JT-IC-01, respectivamente) e o piezômetro
pneumático JT-PZP-01. Os demais instrumentos projetados como piezômetros de
Casagrande, placas de recalque e marcos superficiais também foram implantados à
medida que o trabalho de elevação do aterro avançou.
Na área do Rio Camurugi, também foram implantados, nos dias 08 e 09/02/05,
inicialmente os inclinômetros CM-IC-02, CM-IC-01 e CM-IC-03, respectivamente,
sendo que os demais instrumentos seguiram o planejamento de elevação do aterro.
Todos os instrumentos foram testados logo após sua instalação para verificação de
funcionamento assim como tiveram sua cota de instalação registrada.
Figura 3.15- Implantação e leitura de instrumentos na área do rio João de Tiba.
102
Em nenhum momento o autor dessa dissertação teve presente na instalação dos
instrumentos, as informações até aqui apresentada foram baseadas em anotações
registradas em Diário de Obra pela equipe técnica responsável pelo acompanhamento
da obra.
Para execução do aterro, propriamente dito, foram utilizados equipamentos como
caçambas, escavadeira hidráulica, tratores de esteira, moto-scraper, trator de pneu
com grade de disco e caminhões irrigadeiras (figuras 3.16).
A elevação da altura do aterro foi feita utilizando como material solo arenoso
(Formação Barreiras) originado do corte em morros situado no caminhamento da
estrada e de jazidas localizadas próximo ao local de implantação do aterro. A
caracterização desse material, assim como do material utilizado na camada drenante,
será apresentada no capítulo 4.
Figura 3.16- Construção do aterro na área do rio João de Tiba.
Conforme orientação de projeto a elevação do aterro se faria em camadas de 30 cm,
compactadas na umidade ótima, até a conclusão da etapa. A construção do aterro
estava prevista para ser executada em 03 etapas mais 01 etapa adicional
103
correspondente a sobrecarga que seria retirada posteriormente. O tempo de
paralisação para início de próxima etapa de carregamento seria, inicialmente, de 60
dias, o que deveria ser confirmado através de análise da instrumentação geotécnica
(CAMPOS, 2004).
Durante a execução do aterro ocorreram diversos problemas de danos, provocados
pelos equipamentos de terraplenagem, em instrumentos instalados como piezômetros
e placas de recalque além de problemas com a espessura da camada de aterro que
muitas vezes ultrapassava a espessura liberada para execução. A maioria desses
problemas já era prevista já que se tratava de uma obra real.
3.3.5 - LEITURAS DOS INSTRUMENTOS
As leituras dos instrumentos, tanto os que necessitavam de equipamentos
topográficos como os que utilizavam sensores foram realizados pela equipe técnica do
laboratório de Geotecnia da Escola Politécnica/UFBA.
Diariamente realizavam-se leituras das placas de recalques e marcos superficiais. A
equipe de topografia também ficava atenta a marcação das cotas referentes à
elevação de novas camadas de aterro, modificação na geometria, trincas na superfície
e elevação no pé do aterro.
Os piezômetros de Casagrande, pneumáticos e inclinômetros também eram lidos
diariamente, exceto finais de semana ou quando a acessibilidade aos instrumentos,
durante a execução das obras, não era permitida.
3.3.6 - HISTÓRICO DE RUPTURAS E ACONTECIMENTOS
A primeira evidência de existência de rupturas durante a construção do aterro ocorreu,
precocemente, no dia 13/02/05, depois da execução das primeiras camadas, com
material argiloso na área de estudo do Rio João de Tiba com aterro atingindo 1,78m
de altura. A equipe que acompanhava a instrumentação verificou a existência de
trincas entre as estacas 1018+3,00m a 1021+0,00m, que evoluíram, chegando no dia
14/02/05, a atingir profundidades entre 0,6m a 1m e espessuras capazes de
proporcionar a visualização das camadas inferiores (colchão de areia e argila mole)
além do nível d’água que se localizava a 0,50m abaixo do atual nível do aterro (figura
104
3.17 e 3.18). É importante salientar que entre os dias 14 á 23/02/05 choveu bastante
na região o que pode ter influenciado no processo de ruptura o que será investigado.
Com o aparecimento da ruptura e, também por causa da chuva, somente atividades
ligada ao acompanhamento e instalação de instrumentação geotécnica foram
possíveis de serem realizadas. A partir do dia 23/02/05 a execução de aterro
compactado foi liberada entre as estacas 1013+0,00m e 1016+10,00m.
Figura 3.17 – Início de ruptura na área do rio João de Tiba.
Figura 3.18 – Evolução da ruptura no trecho do rio João de Tiba
Acreditava-se inicialmente, que a ruptura ocorrida na área de estudo do rio do João de
Tiba, aconteceu por elevação do excesso de poro-pressão associada à falta de
105
drenagem por parte da camada drenante. Com o objetivo de solucionar esse problema
foram implantados, a partir do dia 27/02/05, dreno de brita envolto em manta geotêxtil,
“charutos”, entre as estacas 1017+ 15,00m e 1029+0,00m (figura 3.19).
No dia 03/03/05, reiniciou-se a execução de aterro compactado na área de estudo do
Rio João de Tiba ficando definido que o lançamento do material argiloso com uso do
moto scraper somente seria feito entre as estacas 1013 a 1017, sendo o trecho
restante executado com equipamentos convencionais como caçambas e trator de
esteiras.
Figura 3.19- Execução dos drenos tipo “charutos” na área do rio João de Tiba.
Na área do rio Camurugi o mês de fevereiro foi destinado à execução dos drenos pré-
fabricados e camada drenante, sendo que o único fato ocorrido que pudesse
configurar uma possível ruptura foi a variação elevada na leitura do inclinômetro CM-
IC-03 durante a cravação dos drenos.
Em função da ruptura ocorrida na área de estudo do rio João de Tiba, ficou definido
que os drenos de brita envolto em manta geotêxtil também seriam executados na área
do rio Camurugi.
No dia 04/03/05, na área do Rio João de Tiba, ocorreram mais fissuras entre as
estacas 1014 e 1017, sendo suspensa à utilização do Moto Scraper. Nesse mesmo dia
não foi mais possível realizar leituras no inclinômetro JT-IC-02 devido à
impossibilidade de descida do torpedo.
No dia 09/03/05 na região do Camurugi, após execução do aterro compactado com
solo arenoso, que em diversos trechos ficou superior aos 60 cm liberados, ocorreu
grande trincamento entre as estacas 1386 e 1382 (figura 3.20 e 3.21).
106
Figura 3.20- Ruptura na área do rio Camurugi.
Figura 3.21- Evolução das primeiras rupturas no trecho do rio Camurugi.
A movimentação iniciou-se ao final da manhã, conforme relato de um operador da
área. Imediatamente suspendeu-se a atividade no trecho direito da via, onde ocorreu a
ruptura, ficando a faixa esquerda para trânsito das caçambas, que lançavam areia nas
faixas restantes. Realizaram-se leituras dos inclinômetros e piezômetros, bem como
nivelamento dos marcos superficiais constatando elevação das cotas piezométricas,
nos locais de lançamento do solo arenoso. A partir desse momento nenhuma atividade
de lançamento de material para execução do aterro foi realizada. O inclinômetro CM-
IC-01 confirmou a gravidade do problema registrando deslocamentos superiores a 70
cm.
107
Durante o período em que ocorreram as rupturas os trabalhos de execução do aterro
compactado foram interrompidos e se passou a investigar a existência ou não de
drenagem radial promovida pelos drenos pré-fabricados, tanto na área do rio João de
Tiba como do rio Camurugi, já que se contava com o perfeito funcionamento dos
drenos para garantir o ganho de resistência e aumentar a estabilidade. Nesse mesmo
tempo também foi coletado água para análise do PH.
Em junho de 2005, o IPHAN (Instituto do Patrimônio Histórico e Artístico Nacional) e o
IBAMA (Instituto Brasileiro de Meio Ambiente e Recursos Renováveis) embargaram os
trabalhos e multaram o órgão estadual, por não ter apresentado o estudo de impacto
ambiental (EIA/RIMA). O embargo também se deu porque parte da obra estava sendo
realizada dentro do perímetro do Museu Aberto do Descobrimento e numa área
tombada pelo Patrimônio Histórico Nacional. Durante os meses de junho e julho
nenhuma atividade com relação à execução das obras e leituras da instrumentação
geotécnica foi realizada.
Diante destes e outros problemas havidos e da pressão pela conclusão da obra por
parte das empresas envolvidas (Veracel, DERBA, MIREL), o DERBA resolveu alterar o
greide original do trecho, diminuindo em alguns pontos a altura do aterro sobre o solo
mole, conforme figura 3.22. Mesmo com a diminuição da altura do aterro, especificada
no greide provisório, novas trincas ocorreram durante a execução do aterro.
Buscando-se sanar este problema foi recomendado o uso de geogrelhas para reforço
da base do aterro (CAMPOS, 2006a).
Figura 3.22- Greide provisório no trecho do rio João de Tiba (CAMPOS, 2006a).
108
Na figura 3.23 e 3.24 apresentam-se as configurações da geogrelha recomendadas
em projeto. A figura 3.25 apresenta as seções esquemáticas da altura do aterro a ser
atingida pelo greide provisório.
Figura 3.23- Distribuição inicial da geogrelha no trecho próximo ao encontro da ponte
sobre o rio João de Tiba (CAMPOS, 2006a).
Figura 3.24- Distribuição revisada da geogrelha no trecho próximo ao encontro da
ponte sobre o rio João de Tiba (CAMPOS, 2006b).
109
Figura 3.25- Seções do aterro com posicionamento da geogrelha para o trecho do rio
João de Tiba (CAMPOS, 2006a)
A geogrelha especificada foi dimensionada com base em análise de diversas
configuração de reforço utilizando o programa SLOPEW, admitindo como parâmetros
de estabilidade do material do aterro ângulo de atrito 28 graus, camada drenante
(areia) ângulo de atrito de 30 graus e camada de solo mole com resistência não-
drenada constante de 10 kPa. Na figura 3.25 apresenta-se o posicionamento da
geogrelha em relação às seções do aterro (CAMPOS, 2006a).
A inclusão da geogrelha no corpo do aterro de solo compactado somente se iniciou no
mês de agosto de 2006 (figuras 3.26 e 3.27). Após a conclusão do reforço no mês de
outubro de 2006 executou-se o complemento do aterro compactado.
A elevação do aterro compactado avançou e já se encontrava praticamente concluído
quando no dia 24/11/06 verificou-se várias fendas indicativas de ruptura do aterro
próximo ao encontro da ponte (figura 3.28 a 3.30). Após alguns, dias as fendas foram
110
preenchidas com areia e densificada com água (figuras 3.31 e 3.32). O restante do
mês de dezembro de 2006 e janeiro de 2007 destinaram-se a conclusão do aterro e da
estrutura de pavimentação, concluindo as obras (figura 3.33).
3.3.7 - AVALIAÇÃO DO PROJETO GEOTÉCNICO E EXECUÇÃO DAS OBRAS
As análises das informações obtidas permitem concluir que o projeto geotécnico dos
aterros rodoviários sobre solos moles da BA-685 teve suas premissas baseadas nos
poucos ensaios de campo, principalmente palheta e piezocone. Os poucos dados
obtidos por tais ensaios não foram suficientes para caracterizar geotecnicamente os
depósitos existentes.
Nenhuma campanha de retirada de amostras indeformadas foi realizada para que se
pudesse através de ensaios de laboratório obter parâmetros de resistência e
compressibilidade que servisse de comparativos com os dados obtidos pelos ensaios
de campo.
Esses dados levaram a adoção, erradamente, de um processo executivo que
precocemente se mostrou inadequado. A falta da adoção, desde o início das obras, de
um elemento de reforço do tipo geogrelha se mostrou um erro, já que seu uso,
sabidamente, favoreceria o aumento da segurança da construção e poderia evitar as
rupturas ocorridas.
Outro fato que prejudicou o andamento das obras foi a falta de profissionais,
engenheiros, com experiência na construção de aterros sobre solos moles para
acompanhar o andamento das obras. A adoção de equipamentos de grande peso tal
como moto-scrape, provavelmente, contribuiu para a acerbação do processo de
rupturas e demonstrou a pouca importância dada pela construtora ao problema
construtivo a ser enfrentado.
111
Figura 3.26-Instalação da geogrelha na área do rio João de Tiba.
Figura 3.27- Cobertura com material sobre a geogrelha na área do rio João de Tiba -
06/08/06.
Figura 3.28- Ruptura do aterro já reforçado na área do rio João de Tiba.
112
Figura 3.29- Ruptura do aterro próximo ao encontro da ponte na área do rio João de
Tiba.
Figura 3.30-Trincas transversais no aterro próximo ao encontro da ponte na área do rio
João de Tiba.
Figura 3.31- Preenchimento de trincas com areia.
113
Figura 3.32- Finalizando o preenchimento de trincas com areia.
Figura 3.33- Rodovia sendo pavimentada –trecho do rio João de Tiba.
114
CAPÍTULO 4 – ENSAIOS COMPLEMENTARES PÓS-
CONSTRUÇÃO DOS ATERROS
4.1- INTRODUÇÃO
Com o objetivo de caracterizar geotecnicamente os materiais envolvidos na
construção do aterro e do depósito de solo mole, foram realizados ensaios de campo e
laboratório pós-construção da obra.
Os ensaios propostos se concentraram na área de estudo do rio João de Tiba, por ter
sido a área onde ocorreram os maiores problemas de estabilidade e recalque durante
a construção da rodovia.
4.2- ENSAIOS DE CAMPO
Os ensaios de campo na área do rio João de Tiba consistiram na execução de
verticais de piezocone e palheta. Os ensaios foram executados após 3 anos de
implantada as obras da rodovia. Grande parte dos ensaios foram executados em
verticais localizadas na estrada de serviço (posição 1 e 2), construída paralelamente
ao aterro rodoviário (figura 4.2). Essa estrada servia de via alternativa para o tráfego
de veículos durante a construção da estrada. Foi executado também, ensaios em
verticais sob terreno natural (posição 3). Os locais de realização dos ensaios estão
apresentados nas figuras 4.1 e 4.2.
Figura 4.1– Estrada de serviço (área do rio João de Tiba).
115
Figura 4.2 - Locação dos ensaios complementares (área do rio João de Tiba).
116
A figura 4.3 apresenta de forma esquemática as posições 1 e 2.
Figura 4.3- Desenho esquemático da posição das verticais de ensaios de palheta e
piezocone.
As tabelas 4.1 e 4.2 indicam as respectivas posições, altura do aterro quando existir e
posição de nível de água em relação ao terreno natural ou aterro superficial das
verticais de ensaios de piezocone e palheta.
Tabela 4.1 – Situação de carregamento da vertical de piezocone ensaiadas (área do
rio João de Tiba).
117
Tabela 4.2 – Situação de carregamento da vertical de palheta ensaiada (área do rio
João de Tiba).
4.2.1 – ENSAIOS DE PIEZOCONE
Os ensaios de piezocone foram realizados pela equipe técnica do Laboratório de
Geotecnia da Escola Politécnica da UFBA, empregando equipamento de penetração
estática com capacidade de reação de 100 kN (10 tf).
O cone utilizado possui resistência de ponta de 50 MPa e área de atrito lateral de 150
cm
2
. O sistema de reação foi provido por meio de haste de ancoragens helicoidais
acionada por um sistema hidráulico movido por um motor a explosão. A ponteira e os
demais dispositivos eletrônicos usados são os desenvolvidos pela GEOTECH AB.
Para manter a saturação do elemento poroso de bronze sinterizado foi utilizado como
fluido a glicerina líquida. Durante os ensaios a ponteira do piezocone foi cravada a
uma velocidade de penetração aproximadamente constante de 2,0 cm/s. A cada 2 cm
de acréscimo de profundidades, sensores localizados no cone enviavam através de
um sistema de ondas acústicas, sinais para o sistema automático de aquisição que
registrava a resistência de ponta à penetração (q
c
); a resistência lateral por atrito ou
local (f
s
) e a poro-pressão (u
2)
, através do elemento poroso, localizado na base do
cone.
Todos os sinais obtidos foram armazenados em um computador portátil do tipo Palm
Top. Esse sistema tem a capacidade de permitir visualização em tempo real dos
dados obtidos. Juntamente com os ensaios de penetração estática foram realizados os
118
ensaios de dissipação de poro-pressão. As figuras 4.4 e 4.5 mostram detalhes da
realização do ensaio de piezocone em campo.
Figura 4.4 – Ensaio de piezocone (área do rio João de Tiba).
Figura 4.5 – Montagem e saturação do piezocone (área do rio João de Tiba).
Os resultados obtidos dos ensaios de piezocone realizados na área do rio João de
Tiba são apresentados nas figuras 4.6 à 4.12.
119
Figura 4.6 – Resultado da vertical de ensaio de piezocone PZ-JT-01/E1027+15,00 (área do rio João de Tiba).
q
t
x Profundidade
0,00
1,00
2,00
3,00
4,00
5,00
6,00
7,00
8,00
9,00
10,00
11,00
12,00
13,00
14,00
15,00
16,00
17,00
0 100 200 300 400 500 600
Profund. (m)
qt (kPa)
f
s
x Profundidade
0,00
1,00
2,00
3,00
4,00
5,00
6,00
7,00
8,00
9,00
10,00
11,00
12,00
13,00
14,00
15,00
16,00
17,00
0,00
10,0
0
20,0
0
30,0
0
40,0
0
50,0
0
Profund. (m)
fs (kPa)
u x Profundidade
0,00
1,00
2,00
3,00
4,00
5,00
6,00
7,00
8,00
9,00
10,00
11,00
12,00
13,00
14,00
15,00
16,00
17,00
0 100 200 300 400
Profund. (m)
u2 (kPa) u0h (Kpa)
F
r Normal.
x Profundidade
0,00
1,00
2,00
3,00
4,00
5,00
6,00
7,00
8,00
9,00
10,00
11,00
12,00
13,00
14,00
15,00
16,00
17,00
0510
Profund. (m)
Fr(%)
120
Figura 4.7 – Resultado da vertical de ensaio de piezocone PZ-JT-02/E1026+15,00 (área do rio João de Tiba).
q
t
x Profundidade
0,00
1,00
2,00
3,00
4,00
5,00
6,00
7,00
8,00
9,00
10,00
11,00
12,00
13,00
14,00
15,00
16,00
17,00
0 100 200 300 400 500 600
Profund. (m)
qt (kPa)
f
s
x Profundidade
0,00
1,00
2,00
3,00
4,00
5,00
6,00
7,00
8,00
9,00
10,00
11,00
12,00
13,00
14,00
15,00
16,00
17,00
0 1020304050
Profund. (m)
fs (kPa)
u x Profundidade
0,00
1,00
2,00
3,00
4,00
5,00
6,00
7,00
8,00
9,00
10,00
11,00
12,00
13,00
14,00
15,00
16,00
17,00
0 100 200 300 400
Profund. (m)
u2 (kPa) u0h (kPa)
F
r Normal.
x Profundidade
0,00
1,00
2,00
3,00
4,00
5,00
6,00
7,00
8,00
9,00
10,00
11,00
12,00
13,00
14,00
15,00
16,00
17,00
0510
Profund. (m)
Fr(%)
121
Figura 4.8 – Resultado da vertical de ensaio de piezocone PZ-JT-03/E1025+15,00 (área do rio João de Tiba).
q
t
x Profundidade
0,00
1,00
2,00
3,00
4,00
5,00
6,00
7,00
8,00
9,00
10,00
11,00
12,00
13,00
14,00
15,00
16,00
17,00
0 100 200 300 400 500 600
Profund. (m)
qt (kPa)
f
s
x Profundidade
0,00
1,00
2,00
3,00
4,00
5,00
6,00
7,00
8,00
9,00
10,00
11,00
12,00
13,00
14,00
15,00
16,00
17,00
0 1020304050
Profund. (m)
fs (kPa)
u x Profundidade
0,00
1,00
2,00
3,00
4,00
5,00
6,00
7,00
8,00
9,00
10,00
11,00
12,00
13,00
14,00
15,00
16,00
17,00
0 100 200 300 400
Profund. (m)
u2 (kPa) u0h (Kpa)
F
r Normal.
x Profundidade
0,00
1,00
2,00
3,00
4,00
5,00
6,00
7,00
8,00
9,00
10,00
11,00
12,00
13,00
14,00
15,00
16,00
17,00
0510
Profund. (m)
Fr(%)
122
Figura 4.9 – Resultado da vertical de ensaio de piezocone PZ-JT-04/E1021 +15,00 (área do rio João de Tiba).
q
t
x Profundidade
0,00
1,00
2,00
3,00
4,00
5,00
6,00
7,00
8,00
9,00
10,00
11,00
12,00
13,00
14,00
15,00
16,00
17,00
0 100 200 300 400 500 600
Profund. (m)
qt (kPa)
f
s
x Profundidade
0,00
1,00
2,00
3,00
4,00
5,00
6,00
7,00
8,00
9,00
10,00
11,00
12,00
13,00
14,00
15,00
16,00
17,00
0 1020304050
Profund. (m)
fs (kPa)
u x Profundidade
0,00
1,00
2,00
3,00
4,00
5,00
6,00
7,00
8,00
9,00
10,00
11,00
12,00
13,00
14,00
15,00
16,00
17,00
0 100 200 300 400
Profund. (m)
u2 (kPa) u0h (Kpa)
F
r Normal.
x Profundidade
0,00
1,00
2,00
3,00
4,00
5,00
6,00
7,00
8,00
9,00
10,00
11,00
12,00
13,00
14,00
15,00
16,00
17,00
0510
Profund. (m)
Fr(%)
123
Figura 4.10– Resultado da vertical de ensaio de piezocone PZ-JT-05/E1021 (área do rio João de Tiba).
q
t
x Profundidade
0,00
1,00
2,00
3,00
4,00
5,00
6,00
7,00
8,00
9,00
10,00
11,00
12,00
13,00
14,00
15,00
16,00
17,00
0 100 200 300 400 500 600
Profund. (m)
qt (kPa)
f
s
x Profundidade
0,00
1,00
2,00
3,00
4,00
5,00
6,00
7,00
8,00
9,00
10,00
11,00
12,00
13,00
14,00
15,00
16,00
17,00
0 1020304050
Profund. (m)
fs (kPa)
u x Profundidade
0,00
1,00
2,00
3,00
4,00
5,00
6,00
7,00
8,00
9,00
10,00
11,00
12,00
13,00
14,00
15,00
16,00
17,00
0 100 200 300 400
Profund. (m)
u2 (kPa) u0h (Kpa)
F
r Normal.
x Profundidade
0,00
1,00
2,00
3,00
4,00
5,00
6,00
7,00
8,00
9,00
10,00
11,00
12,00
13,00
14,00
15,00
16,00
17,00
0510
Profund. (m)
Fr(%)
124
Figura 4.11– Resultado da vertical de ensaio de piezocone PZ-JT-06/E1019+10,00 (área do rio João de Tiba).
q
t
x Profundidade
0,00
1,00
2,00
3,00
4,00
5,00
6,00
7,00
8,00
9,00
10,00
11,00
12,00
13,00
14,00
15,00
16,00
17,00
0 100 200 300 400 500 600
Profund. (m)
qt (kPa)
f
s
x Profundidade
0,00
1,00
2,00
3,00
4,00
5,00
6,00
7,00
8,00
9,00
10,00
11,00
12,00
13,00
14,00
15,00
16,00
17,00
0,00
10,0
0
20,0
0
30,0
0
40,0
0
50,0
0
Profund. (m)
fs (kPa)
u x Profundidade
0,00
1,00
2,00
3,00
4,00
5,00
6,00
7,00
8,00
9,00
10,00
11,00
12,00
13,00
14,00
15,00
16,00
17,00
0 100 200 300 400
Profund. (m)
u2 (kPa) u0h (Kpa)
F
r Normal.
x Profundidade
0,00
1,00
2,00
3,00
4,00
5,00
6,00
7,00
8,00
9,00
10,00
11,00
12,00
13,00
14,00
15,00
16,00
17,00
0 5 10 15
Profund. (m)
Fr(%)
125
Figura 4.12– Resultado da vertical de ensaio de piezocone PZ-JT-07/área virgem de carregamento (área do rio João de Tiba).
q
t
x Profundidade
0,00
1,00
2,00
3,00
4,00
5,00
6,00
7,00
8,00
9,00
10,00
11,00
12,00
13,00
14,00
15,00
16,00
17,00
0 100 200 300 400 500 600
Profund. (m)
qt (kPa)
f
s
x Profundidade
0,00
1,00
2,00
3,00
4,00
5,00
6,00
7,00
8,00
9,00
10,00
11,00
12,00
13,00
14,00
15,00
16,00
17,00
0 1020304050
Profund. (m)
fs (kPa)
u x Profundidade
0,00
1,00
2,00
3,00
4,00
5,00
6,00
7,00
8,00
9,00
10,00
11,00
12,00
13,00
14,00
15,00
16,00
17,00
0 50 100 150 200
Profund. (m)
u2 (kPa) u0h (kPa)
F
r Normal.
x Profundidade
0,00
1,00
2,00
3,00
4,00
5,00
6,00
7,00
8,00
9,00
10,00
11,00
12,00
13,00
14,00
15,00
16,00
17,00
0510
Profund. (m)
Fr(%)
126
4.2.1.1 - ENSAIO DE DISSIPAÇÃO DE PORO-PRESSÃO
Foram realizados ensaios de dissipação em algumas das verticais de piezocone.
Alguns ensaios tiveram de ser interrompidos por problemas com o sistema de
capitação de sinal do cone. Os resultados dos ensaios mais representativos são
apresentados na figura 4.13 e 4.14.
Dissipação de poro-pressão x Tempo
100
110
120
130
140
150
160
170
180
190
200
210
220
230
240
250
260
270
280
290
300
1 100 10.000 1.000.000
Tempo (s)
Excesso de poro-pressão (kPa)
PZ-JT-06/Profundidade: 12,285m
Figura 4.13 – Ensaio de dissipação, vertical PZ-JT-06, prof. 12,28m (rio João de Tiba).
Dissipação de poro-pressão x Tempo
70
75
80
85
90
95
100
105
110
115
120
125
130
135
140
145
150
155
160
1 100 10.000 1.000.000
Tempo (s)
Excesso de poro-pressão (kPa)
PZ-JT-07- Prof undidade: 6,930 m
Figura 4.14 – Ensaio de dissipação, vertical PZ-JT-07, prof. 6,93m (rio João de Tiba).
127
4.2.2 – ENSAIOS DE PALHETA
O ensaio de palheta empregou equipamento elétrico também procedente da
GEOTECH AB, munido de dispositivo denominado “slip-coupling” que auxilia a
identificação do atrito do sistema e sua posterior correção. À medida que se introduz a
palheta no solo na profundidade desejada de ensaio, posiciona-se a unidade de torque
e medição, zeram-se os instrumentos e se aplica o torque a uma velocidade de 6º
graus/min. As medidas de torque e rotação foram efetuadas no topo do sistema de
haste e os ensaios empregavam uma palheta com 6,5 cm de diâmetro e 13,0 cm de
altura. Os valores fornecidos pelo sistema já se encontram corrigidos em função do
atrito medido pelo slip-coupling, definido como base no “patamar” inicial da curva
torque versus rotação.
Durante a realização dos ensaios de palheta procurou-se realizá-los o mais próximo
possível das verticais de ensaio de piezocone. No entanto, devido às dificuldades
encontrada em manter o furo estável, nos locais onde existia a presença de aterro e
nível de água elevado foi necessário deslocar o ensaio de palheta para pontos
localizados mais na borda do aterro criando assim a posição 2. Infelizmente não foi
possível contar com equipamento de sondagem a percussão para que se pudesse
“encamisar” os furos e assim realizar todos os ensaios de palheta em vertical próxima
à vertical do ensaio de piezocone (figura 4.15).
Figura 4.15 – Ensaio de palheta (área do rio João de Tiba).
A figura 4.16 apresenta os resultados dos ensaios de palheta realizados em diversas
seções dos aterros da área de estudo do rio João de Tiba. A profundidade plotada é
contada a partir do topo da camada de argila mole. Os valores de resistência não-
128
drenada apresentados correspondem aos resultados do ensaio de palheta medidos
em campo sem aplicar o fator de correção (μ) nos valores encontrados conforme
recomendado por BJERRUM (1972).
A sensibilidade do depósito também foi aferida realizando o ensaio de palheta
amolgando o solo em torno da palheta, e realizando nova medida de torque. Os
resultados estão apresentados na figura 4.17.
Figura 4.16 - Resultados dos ensaios de palheta na área do rio João de Tiba.
Su x Profundidade
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
0 5 10 15 20 25 30 35 40
Su-posição 2 (kPa)
Profundidade (m)
VT-JT-01 VT-JT-02
VT-JT-03 VT-JT-05
Su x Profundidade
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
0 5 10 15 20 25 30 35 40
Su-posição 3 (kPa)
Profundidade (m)
VT-JT-07
129
S
t
=S
u
/S
ua
0
1
2
3
4
5
6
0123456
St
Profundidade (m)
VT-JT-01 VT-JT-02 VT-JT-07
Figura 4.17 - Valores de sensibilidade de argila na área do rio João de Tiba.
4.3 - ENSAIOS DE LABORATÓRIO
Amostras dos materiais da área de estudo do rio João de Tiba que compõem o aterro
compactado (arenoso), a camada drenante (areia) e do depósito de solo mole foram
coletadas e levadas ao laboratório da Escola Politécnica/UFBA para realização dos
seguintes ensaios:
9 Aterro (arenoso): granolometria, compactação Proctor Normal, cisalhamento
direto;
9 Camada drenante (Areia): granolometria, densidade máxima e mínima,
cisalhamento direto;
9 Fundação (argila mole): caracterização.
Devido ao estado de amolgamento da amostra de argila mole não foram programados
ensaios triaxiais e de adensamento oedométrico.
A seguir são apresentados os resultados dos ensaios de caracterização das amostras
de argila mole (fundação), areia (camada drenante) e solo arenoso (aterro).
130
Tabela 4.3 – Ensaios e classificação de solo.
Figura 4.18 – Distribuição granulométrica do solo de fundação (argila mole).
Figura 4.19– Distribuição granulométrica do material da camada drenante (areia).
Distribuição granulométrica
Tamanho das partículas (mm)
Percenta
g
em
q
ue
p
assa
(
%
)
Distribui
ç
ão
g
ranulométrica
Tamanho das partículas (mm)
Percenta
g
em
q
ue
p
assa
(
%
)
131
Figura 4.20 - Distribuição granulométrica do material do aterro (arenoso).
A seguir apresentam-se as envoltórias de resistência obtidas através dos ensaios de
cisalhamento direto para as amostra de solo arenoso (aterro) e areia (camada
drenante). Para o material arenoso, o ensaio foi realizado em amostras compactadas
na umidade ótima de 10,17% do Proctor Normal.
0
50
100
150
200
250
0 50 100 150 200 250
Tensão normal (kPa)
Tensão cisalhante (kPa)
Envoltória Cisalh. direto
c= 6.3 kPa
φ
=42.8
o
Figura 4.21 – Envoltória de resistência para o solo arenoso compactado PN (aterro).
Distribuição granulométrica
Tamanho das
p
artículas
(
mm
)
Percenta
g
em
q
ue
p
assa
(
%
)
132
0
50
100
150
200
250
300
0 50 100 150 200 250 300
Tensão normal (kPa)
Tensão cisalhante (kPa)
Envoltória Cis alh. dir eto
c= 5.7 kPa
φ
=33
o
Figura 4.22 - Envoltória de resistência para a areia (camada drenante).
4.4- ANÁLISES DOS ENSAIOS DE CAMPO
4.4.1 – ANÁLISE DOS ENSAIOS DE PIEZOCONE.
4.4.1.1 – HOMOGENEIDADE DO DEPÓSITO
Analisando-se as verticais de ensaio de piezocone na posição 1 (PZ-JT-01, PZ-JT-02
e PZ-JT-04), e posição 2 (PZ-JT-03, PZ-JT-05 e PZ-JT-06), pode-se ter indicação
sobre a homogeneidade do depósito. Buscou-se, inicialmente, verificar a convergência
das curvas de resistência de ponta corrigida, q
t,
atrito lateral,
f
s
, e poro-pressão medida
na base do cone, u
2
, contra a profundidade para as verticais ensaiadas.
A resistência de ponta corrigida é calculada utilizando-se a expressão:
(
)
auqq
ct
1
2
[4.1]
onde:
q
t
- resistência de ponta corrigida;
q
c
- resistência de ponta medida pelo cone;
u
2
- poro-pressão medida na base do cone;
a=A
n
/A
c
–relação de áreas: A
n
=área do fuste interno do cone; A
c
=área da projeção da
face do cone.
133
A relação de áreas utilizada para o cone foi de A
n
/A
c
=0,57. As figuras 4.23 e 4.24
apresentam as comparações entre as verticais ensaiadas para a posição 1 (sob
aterro) e posição 2 (no pé do talude).
Observa-se que, para a posição 1 (aterro) existe uma grande semelhança da
resistência de ponta corrigida, principalmente, entre as verticais PZ-JT-01 e PZ-JT- 02,
afastadas entre si de 20m. Para a vertical PZ-JT-04, distante da vertical PZ-JT-02 de
100m, a curva mantêm o formato, mas apresenta valores iniciais de resistência de
ponta um pouco mais baixos, passando a convergir a partir de 2m de profundidade.
A análise das curvas mostra claramente uma região onde a resistência de ponta atinge
valores elevados até a profundidade de 1m para as verticais PZ-JT-01 e PZ-JT-02, e
de 2m para a vertical PZ-JT-04 confirmando a existência da camada drenante (areia)
na estrada de serviço conforme assinalado na figura 4.2. A partir dessas
profundidades observa-se uma redução significativa da resistência de ponta
acompanhada de uma elevação do excesso de poro-pressão, o que indica o início da
camada de solo argiloso. Na posição 2 (pé do talude), há também um convergência de
valores de resistência de ponta, atrito lateral e poro-pressão entre as curvas para a
vertical PZ-JT-03 e PZ-JT-05. A vertical PZ-JT-06 apresenta valores divergentes de
resistência de ponta, atrito lateral até aproximadamente a profundidade de 6m quando
então passa a convergir. Esse fato pode ser explicado pela maior altura de aterro junto
à vertical ensaiada assim como a proximidade, menos de 0,5m, com a primeira linha
de drenos verticais pré-fabricados implantados durante a construção do aterro da
rodovia. A vertical de ensaio de piezocone JT-PZ-06 foi a que mais se próxima do
aterro da rodovia, praticamente no pé do talude do aterro rodoviário. Essa situação,
apesar de ter sido almejada no programa de ensaios, não foi atingida nas demais
verticais em função da dificuldade da penetração do cone, devido à presença da
camada drenante (areia). Para a viabilização do ensaio, faz-se-ia necessário
encamisamento do furo até a profundidade de início do ensaio. Infelizmente não houve
recursos financeiros para mobilização de equipe e equipamento para tal. Analisando
os dados do ensaio na vertical PZ-JT-07 (figura 4.12) verificam-se comportamento
semelhante dos demais ensaios. A análise dos ensaios também revela problemas com
a saturação do elemento poroso utilizado na maioria dos ensaios o que prejudicou a
medidas de poro-pressão. Também não foi realizada calibração do piezocone em
laboratório o que pode ter influenciado ainda mais as medidas. Com base nesses
resultados pode-se concluir pela homogeneidade do depósito.
134
Figura 4.23 - Gráfico comparativo para posição 1 (rio João de Tiba).
q
t
x Profundidade
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
0 100 200 300 400 500 600
qt (kPa)
Profund. (m)
PZ-JT-01 PZ-JT-02
PZ-JT-04
f
s
x Profundidade
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
0,00 10,00 20,00 30,00 40,00 50,00
fs (kPa)
Profund. (m)
PZ-JT-01 PZ-JT-02
PZ-JT-04
u x Profundidade
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
0 100 200 300 400
u2 (kPa)
Profund. (m)
u0h (Kpa) PZ-JT-01
PZ-JT-02 PZ-JT-04
135
Figura 4.24 - Gráfico comparativo para posição (rio João de Tiba)
q
t
x Profundidade
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
0 100 200 300 400 500 600
qt (MPa)
Profund. (m)
PZ-JT-03 PZ-JT-06
PZ-JT-05
f
s
x Profundidade
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
0 1020304050
fs (kPa)
Profund. (m)
PZ-JT-03 PZ-JT-06
PZ-JT-05
u x Profundidade
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
0 100 200 300 400
u2 (kPa)
Profund. (m)
PZ-JT-03 PZ-JT-06
u0h (Kpa) PZ-JT-05
136
4.4.1.2- CLASSIFICAÇÃO DOS SOLOS
Alguns autores têm publicado ábacos para a classificação do tipo de solo a partir de
resultados de piezocone (SENNESET & JANBU, 1984; ROBERTSON et al., 1986;
ROBERTSON, 1990; ROBERTSON, 1991;). A figura 4.25 apresenta os ábacos
propostos por ROBERTSON (1991) para classificação dos solos atravessados pelo
piezocone em função dos parâmetros resistência de ponta normalizada, Q
t
; razão de
atrito normalizada, F
R
, e parâmetro de poro-pressão, B
q
.
A classificação é realizada com base no cálculo dos seguintes parâmetros:
000
'
hvv
u
σ
σ
[4.2]
Cálculo do parâmetro Q
t
pela equação:
'
0
0
v
vt
t
q
Q
σ
σ
= [4.3]
Cálculo do parâmetro B
q
pela equação:
0
02
vt
h
q
q
uu
B
σ
−
=
[4.4]
Cálculo do parâmetro F
r
pela equação:
100(%)
0
×
−
=
vt
s
r
q
f
F
σ
[4.5]
137
Figura 4.25 - Proposta de classificação dos solos (ROBERTSON, 1991).
A Figura 4.26 apresenta os resultados da classificação do solo considerando a vertical
PZ-JT-07.
Figura 4.26- classificação para a argila do rio João de Tiba por ROBERTSON (1991).
q
t
x Profundidade
0,00
1,00
2,00
3,00
4,00
5,00
6,00
7,00
8,00
9,00
10,00
0 100 200 300 400 500 600
Profund. (m)
qt (kPa)
138
Pode-se observar que, pela classificação de ROBERTSON (1991), a argila da área de
estudo do rio João de Tiba é predominantemente do tipo 3 (argilas a argilas siltosas).
Esse mesmo comportamento foi verificado para as demais verticais ensaiadas.
Através da análise das informações obtidas do ensaio de piezocone, e utilizando os
ábacos de ROBERTSON (1991) foi possível identificar, além da camada de argila
mole, diferentes camadas de material que compõe o solo atravessado pelo piezocone.
Pela análise dos gráficos foi possível observar a presença de lentes de areia,
identificada pela queda brusca do excesso de poro-pressão medido na base do cone.
Essas lentes têm espessura variando entre 0,25m a 0,95m e pode ser observada na
maioria das verticais ensaiadas. A vertical PZ-JT-07 foi a única na qual não se detecta
lentes de areia.
Para as verticais PZ-TJ-01, PZ-JT-02 e PZ-JT-04 a espessura de argila mole
observada é de aproximadamente 11m, 14m e 4m respectivamente.
Para as verticais PZ-TJ-03, PZ-JT-05 e PZ-JT-07 a espessura de argila mole
observada é de aproximadamente 10m, 6,5m e 7m respectivamente. É importante
salientar que os ensaios de piezocone na vertical PZ-JT-05 e PZ-JT-06 foram
interrompidos devido à impossibilidade da descida do cone após a realização de
ensaios de dissipação. Não se verificou o aumento brusco da resistência de ponta
nessa profundidade, fato que ocorre quando o cone atravessa uma camada de maior
resistência. A reação foi devida à adesão das paredes das hastes.
Não foi possível determinar a espessura da camada de argila mole na vertical PZ-JT-
06. O local do ensaio está localizado em área que se verificou ruptura do aterro. Tal
pode ter provocado, nos metros iniciais, mistura da argila com a camada de material
drenante (areia). A resistência nesse trecho apresentou-se elevada, não possibilitando
o avanço do ensaio.
4.4.2 – ANÁLISE DOS ENSAIOS DE PALHETA
Na figura 4.16, correspondente ao perfil de S
u
versus profundidade para as verticais
VT-JT-01, VT-JT-02, VT-JT-03 e VT-JT-05 (posição 2) e VT-JT-07 (posição 3),
observa-se uma homogeneidade do depósito.
O comportamento de resistência não-drenada crescente com a profundidade foi
verificado em todas as verticais ensaiadas. Como era esperado a resistência nas
139
verticais na posição 2 (VT-JT-01, VT, JT-02, VT-JT- 03 e VT-JT-05) é superior à
encontrada pela vertical VT-JT-07 (posição 3- terreno natural). Tal se deve ao
adensamento da camada de argila promovido pela presença do aterro na posição 2.
A sensibilidade medida variou entre 1 a 3, com média em torno de 2. Esse valor
classifica o depósito do rio João de Tiba como de baixa sensibilidade, conforme
proposta de classificação de SKEMPTON e NORTHEY (1952), vide tabela 4.4. Tal
também foi observado na vertical VT-JT-07 localizada no terreno natural (posição 3).
Segundo SCHNAID (2000), as argilas moles litorâneas brasileiras têm sensibilidade
variando entre baixa a média, os resultados dos ensaios na área de estudo do rio João
de Tiba confirmam essa tendência.
Tabela 4.4- Classificação da sensibilidade de argilas (SKEMPTON e NORTHEY,
1952).
4.4.2.1 – CORRELAÇÕES ENTRE ENSAIO DE PIEZOCONE E PALHETA.
Uma correlação encontrada na literatura é a do fator de cone N
kt
expresso por
(DANZIGER e SCHNAID, 2000):
u
vt
kt
S
q
N
0
σ
= [4.6]
Onde q
t
corresponde aos valores de resistência de ponta corrigida, obtidos do ensaio
de piezocone, e S
u
, a resistência não-drenada obtidos do ensaio de palheta.
Com base nos ensaios de palheta VT-JT-03, VT-JT-05 (posição 2) e VT-JT-07
(posição 3-terreno natural) e os respectivos ensaios de piezocone, definiu-se os
fatores de cone N
kt
. A tabela 4.5 apresenta os valores encontrados.
Os valores de N
kt
calculados com base nas verticais VT-JT-03 e VT-JT-05 estão
dentro da faixa de valores encontrados para as argilas brasileiras. Os valores de N
kt
140
calculados com base nas verticais VT-JT-07 apresentaram, para algumas
profundidades, valores inferiores aos encontrados para argilas brasileiras (tabela 4.6).
Tabela 4.5 – Valores de N
kt
calculados para argila da área do rio João de Tiba.
Tabela 4.6 – Valores de N
kt
para argilas moles brasileiras (DANZIGER e SCHNAID,
2000)
A diferença entre os valores de fator de cone, N
kt
, para as posições 2 e 3 pode estar
associado a situação de carregamento as quais estão submetidos os locais onde
141
foram realizados os ensaios. Na posição 2 (pé do talude) o depósito de solo mole
ainda esta em processo de adensamento, diferentemente da posição 3 (terreno
natural) onde o depósito se encontra sem carregamento.
O perfil de resistência não-drenada através do ensaio de piezocone também pode ser
obtido pela expressão (DANZIGER e SCHNAID, 2000):
u
u
u
N
S
Δ
Δ
=
[4.7]
onde:
Δ
u
= u
2
- u
ho
u
2
- poro-pressão medida atrás do cone;
u
ho
- poro-pressão hidrostática;
N
Δu
– fator de poro-pressão.
A tabela 4.7 apresenta valores calculados de N
Δu
com base nas verticais VT-JT-03,
VT-JT-05 (posição 2) e vertical VT-JT-07 (posição 3). Os valores de N
Δu
encontrado
são muito inferiores aos encontrados na literatura para argilas similares brasileiras.
OLIVEIRA (2006) encontrou para a argila do Pirajubaé, em Santa Catarina, o valor
médio de N
Δu
igual a 7,9.
Tabela 4.7 – Valore de N
Δu
para argila da área do rio João de Tiba.
142
Segundo LUNNE et al. (1997) a correlação utilizando N
Δu
é mais apropriada para solos
muito moles do que a correlação que utiliza N
kt.
. Atribui-se esse fato a pequena
acurácia na medida de q
t
, no caso de solos moles.
No presente trabalho, a avaliação do parâmetro N
Δu
ficou prejudicada em função de
problemas associados à saturação da pedra porosa, que interferiu nas medidas de
excesso de poro-pressão.
4.4.3 – HISTÓRIA DE TENSÕES
A razão de sobre-adensamento do solo OCR (σ’
vm
/σ’
v0
) é uma informação de suma
importância para análise de comportamento de depósitos de argila mole. DANZIGER e
SCHNAID (2000) recomendam, entre as muitas proposições existentes na literatura, a
utilização da abordagem estatística proposta por CHEN e MAYNE (1996), baseada em
mais de 1200 resultados de ensaios de piezocone, para estimativa de OCR ou
diretamente tensão de sobre-adensamento σ’
vm
, através das expressões:
(
)
0
305,0'
vTvm
q
σ
σ
−
=
[4.8]
(
)
0
2
'
50,0
v
T
uq
OCR
σ
=
[4.9]
As figuras 4.27 e 4.28 apresentam de forma gráfica a variação da tensão de sobre-
adensamento, σ’
vm
, e OCR com a profundidade, obtidos através das equações [4.8] e
[4.9], para paras algumas verticais de piezocone ensaiadas.
Observa-se que o valor do OCR nas verticais de ensaios PZ-JT-01 PZ-JT-02 e PZ-JT-
03, afastados entre si de 20m, denota uma tendência de decrescimento até a
profundidade de 8m, variando entre os valores médios de 6 e 2. A partir da
profundidade de 8m passa variar entre 1 e 3 com média 2. Isso é um indicativo de que
o depósito se encontra levemente sobre-adensado. Na vertical PZ-JT-04 e PZ-JT-05,
diferentemente das anteriores, se verifica uma tendência de comportamento constante
do OCR com a profundidade, com valores variando entre 3 e 4 com média de 3,5.
143
Figura 4.27 – Tensão de sobre-adensamento σ’
vm
e OCR versus a profundidade para
as verticais PZ-JT-01, PZ-JT-02 e PZ-JT-03.
Figura 4.28 – Tensão de sobre-adensamento σ’
vm
e OCR versus a profundidade para a
vertical PZ-JT-04 e PZ-JT-05.
σ
'vm
(CHEN e MAYNE, 1996)
x Profundidade
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200
σ
'vm (kPa)
Profund. (m)
PZ - JT- 0 1 PZ - JT- 0 2 PZ - JT- 0 3 PROJETO
OCR
(CHEN e MAYNE, 1996)
x Profundidade
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
012345678910
OCR
Profund. (m)
PZ - JT- 0 1 PZ - JT- 02 PZ - JT- 0 3 PROJ ETO
σ
'vm
(CHEN e MAYNE, 1996)
x Profundidade
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
0 20 40 60 80 100 120 140
σ
'vm (kPa)
Profund. (m)
PZ - JT- 05 PZ - JT- 0 4 PROJETO
OCR
(CHEN e MAYNE, 1996)
x Profundidade
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
012345678910
OCR
Profund. (m)
PZ - J T- 0 4 PZ - JT- 0 5 PROJETO
144
A aplicabilidade da abordagem proposta por CHEN e MAYNE (1996) para cálculo de
OCR e σ’
vm
foi verificada recalculando-se o valor da razão de sobre-adensamento,
OCR, através da seguinte formulação:
0
)&(
)(
'
'
v
MAYNECHEN
estimado
vm
OCR
σ
σ
=
[4.10]
Para o cálculo tensão vertical efetiva σ’
v0
foi adotado para a camada de argila mole
um peso unitário, γ
arg
= 14 kN/m3 que representa o valor médio encontrado para argilas
similares.
Observa-se que o OCR
(estimado)
com base nesse procedimento para as verticais PZ-JT-
01, PZ-JT-02 e PZ-JT-03 tem um comportamento diferente, com menor variação em
relação aos valores de OCR obtidos pela proposta original de CHEN e MAYNE (1996).
Os valores de OCR
(estimado)
situam-se entre 1 a 2 com média de 1,5 (figura 4.29).
Esses valores apresentam-se inferiores aos determinados com base na proposta
original que se situaram entre 1 e 3, com média de 2. Para as verticais PZ-JT-04 e PZ-
JT-05 os valores de OCR
(estimado)
apresentam tendência de se manterem constantes
com a profundidade , OCR
(estimado)
≈ 2,2 (figura 4.30). Esse valor é inferior ao
determinado utilizando a proposta original, que apresentou variação entre 3 e 4, com
média de 3.5. Esse fato é indicio de que a proposta de CHEN e MAYNE (1996) não
seja aplicável ao depósito do rio João de Tiba.
OCR (estimado) x Profundidade
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
012345678910
OCR
Profund. (m)
PZ -JT- 01 PZ - JT- 0 2 PZ - JT- 0 3 PROJETO
Figura 4.29 – OCR (estimado) para as verticais PZ-JT-01, PZ-JT-02 e PZ-JT-03.
145
OCR(estimado) x Profundidade
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
012345678910
OCR
Profund. (m)
PZ - JT- 0 4 PZ - JT- 0 5 PROJ ETO
Figura 4.30 – OCR (estimado) versus a profundidade para as verticais PZ-JT-04 e PZ-
JT-05.
4.4.4 – COEFICIENTE DE ADENSAMENTO HORIZONTAL
Analisando as figuras 4.13 e 4.14, verifica-se que o tempo necessário para se obter
50% de dissipação do excesso de poro-pressão gerado é de 3,5 horas para a vertical
de piezocone PZ-JT-06 e de 7,2 horas para a vertical de piezocone PZ-JT-07.
Utilizando a formulação de HOULSBY e TEH (1988) pode-se estimar o coeficiente de
adensamento horizontal dos solos in situ. Esse método leva em conta o índice de
rigidez I
r
do solo através da seguinte definição de fator tempo:
t
ITR
c
r
h
*2
= [4.11]
onde R é o raio do piezocone e t o tempo de dissipação.
Para as verticais ensaiadas o valor do coeficiente de adensamento horizontal
calculados para um cone com 3,53 cm de diâmetro e I
r
=80 foi de 5,06 x 10
-8
m
2
/s para
a vertical PZ-JT-06 e 2,63 X 10
-8
m
2
/s para a vertical PZ-JT-07 com valor médio de
3,84 x 10
-8
m
2
/s.
146
Segundo LEVADOUX (1980) o adensamento que se segue à interrupção da cravação
do cone é governado pelo coeficiente de adensamento horizontal. Aquele autor
menciona ainda que as deformações induzidas pela cravação do cone fazem com que
o valor obtido no ensaio corresponda ao material em condições de sobre-adensadas
(DANZIGER e SCHNAID, 2000).
Para a obtenção do coeficiente de adensamento horizontal na faixa de comportamento
normalmente adensado, utilizou-se a formulação sugerida por BALIGH e LEVADOUX
(1986), admitindo para relação entre o índice de compressão e recompressão
(RR/CR), o valor de 0,10. Sendo assim o valor do coeficiente de adensamento médio,
obtido com base no ensaio de dissipação para a faixa de comportamento normalmente
adensado apresenta-se igual 3,84 x 10
-9
m
2
/s.
4.5- AVALIAÇÕES DOS ENSAIOS DE CAMPO
Os ensaios de campo, palheta e piezocone, realizados na área de estudo do rio João
de Tiba, foram executados com equipe e equipamento disponibilizados pelo
laboratório de geotecnia da escola politécnica da UFBA. Com base nas análises dos
resultados dos ensaios, constataram-se os seguintes aspectos:
¾ Ensaio de piezocone: constataram-se problemas com as medidas de poro-
pressão na base do cone, u
2
. Esses problemas estão, seguramente,
associados à falta de saturação do conjunto piezocone. O laboratório de
geotecnia da UFBA não dispõe de equipamento específico para garantir a
saturação do piezocone. A saturação das pedras porosas foi realizada,
mantendo as mesmas, constantemente, em glicerina líquida, mas não foi
suficiente para assegurar a saturação do conjunto.
¾ Ensaios de palheta: observa-se que os resultados dos ensaios mantêm
coerência em relação à situação de carregamento do local de realização dos
ensaios (área carregada ou sem carregamento). Em linhas gerais, os perfis de
resistência não-drenada obtidos nos ensaios realizados, refletem a situação de
campo.
O perfil de resistência determinado através dos ensaios de piezocone e palheta e
correlações entre estes, possibilitou a análise das rupturas havidas. Deve-se atentar,
no entanto, que a qualidade dos mesmos não é capaz de garantir a representatividade
das reais características do depósito analisado.
147
CAPÍTULO 5 – INSTRUMENTAÇÃO GEOTÉCNICA
5.1- RESULTADOS DA INSTRUMENTAÇÃO
Neste capítulo serão apresentados, os resultados da monitoração da obra, trecho do
rio João de Tiba. A monitoração da construção inclui o período e constitui em
inclinômetros (JT-IC), marcos superficiais (JT-MS), piezômetros tipo Casagrande
(PZC) e pneumático (PZP) e placas de recalques (JT-PR). O posicionamento de cada
instrumento está apresentado no capítulo 3 no item 3.3.2 (figura 3.10).
5.1.1 – INCLINÔMETROS
A figura 5.1 apresenta de forma esquemática o posicionamento dos inclinômetros em
relação ao aterro rodoviário. Nas figuras 5.2 a 5.9 apresentam-se os resultados das
medidas inclinométricas nas direções perpendicular (A) e paralela a eixo da via (B) e
distorção (direção A), apenas para o trecho em estudo (rio João de Tiba). Os pontos
de monitoração foram no pé do talude do aterro nas seções SR-01, SR- 05, SR-09 e
SR-15 (ver figura 3.10).
Figura 5.1 – Posicionamento dos inclinômetros em relação ao aterro rodoviário.
5.1.2- MARCOS SUPERFICIAIS, PLACAS DE RECALQUE E PIEZÔMETROS TIPO
CASAGRANDE E PNEUMÁTICOS.
Nas figuras 5.10 a 5.15 apresentam-se recalques, medidos através das placas de
recalques (JT-PR), e poro-pressão, acompanhado pelos piezômetros de Casagrande
148
(PZC) e pneumáticos (PZP), em relação às alturas do aterro, para área de estudo do
rio João de Tiba. O posicionamento de cada instrumento é apresentado na figura 3.10.
Visando facilitar a análise, os resultados foram grupados em um único gráfico. As
linhas verticais em destaque representam as datas das prováveis rupturas do aterro e
interrupção do andamento da obra.
JT-IC-01 - Est. 1014 - LD
Direção A - Perpendicular ao eixo da via
0
5
10
15
-60-55-50-45-40-35-30-25-20-15-10-5 0 5 1015202530354045505560
Profundidade (m)
09/02/05 15/02/05
01/03/05 - Manhã 16/03/05 - Tarde
02/04/05 - Manhã 15/04/05 - Manhã
03/05/05 - Manhã 16/05/05 - Manhã
03/06/05 - Manhã 07/06/05 - Manhã
10/06/05 - Manhã 05/08/05 - Manhã
08/08/05 - Manhã 09/08/05 - Manhã
12/08/05 - Manhã 16/08/05 - Manhã
18/08/05 - Manhã 22/08/05 - Manhã
25/08/05 - Manhã 27/08/05 - Manhã
28/08/05 - Manhã 29/08/05 - Manhã
31/08/05 - Manhã 02/09/05 - Manhã
03/09/05 - Manhã 06/09/05 - Manhã
12/09/05 - Manhã 15/09/05 - Manhã
16/09/05 - Manhã 17/09/05 - Manhã
19/09/05 - Manhã 20/09/05 - Manhã
22/09/05 - Manhã 23/09/05 - Tarde
26/09/05 - Manhã 27/09/05 - Manhã
30/09/05 - Manhã 03/10/05 - Manhã
06/10/05 - Manhã 07/10/05 - Manhã
14/10/05 - Manhã 19/10/05 - Manhã
26/10/05 - Manhã 28/10/05 - Manhã
08/11/05 - Manhã 23/01/06 - Manhã
24/01/06 - Manhã 25/01/06 - Manhã
14/02/06 - Tarde 17/02/06 - Manhã
24/02/06 - Manhã 10/03/06 - Tarde
12/03/06 - Manhã 20/03/06 - Tarde
19/04/06 - Tarde 19/05/06 - Tarde
14/08/06 - Manhã 28/08/06 - Manhã
22/01/07 - Manhã
Positivo - Direção do Eixo Talude - Negativo - Direção do Eixo Via
Deslocamento (cm)
JT-IC-01 - Est. 1014 - LD
Direção B - Paralela ao eixo da via
0
5
10
15
-55 -50 -45 -40 -35 -30 -25 -20 -15 -10 -5 0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55
Deslocamento (cm)
Profundidade (m)
09/02/05 15/02/05
01/03/05 - Manhã 16/03/05 - Tarde
02/04/05 - Manhã 15/04/05 - Manhã
03/05/05 - Manhã 16/05/05 - Manhã
03/06/05 - Manhã 07/06/05 - Manhã
10/06/05 - Manhã 05/08/05 - Manhã
08/08/05 - Manhã 09/08/05 - Manhã
12/08/05 - Manhã 16/08/05 - Manhã
18/08/05 - Manhã 22/08/05 - Manhã
25/08/05 - Manhã 27/08/05 - Manhã
28/08/05 - Manhã 29/08/05 - Manhã
31/08/05 - Manhã 02/09/05 - Manhã
03/09/05 - Manhã 06/09/05 - Manhã
12/09/05 - Manhã 15/09/05 - Manhã
16/09/05 - Manhã 17/09/05 - Manhã
19/09/05 - Manhã 20/09/05 - Manhã
22/09/05 - Manhã 23/09/05 - Tarde
26/09/05 - Manhã 27/09/05 - Manhã
30/09/05 - Manhã 03/10/05 - Manhã
06/10/05 - Manhã 07/10/05 - Manhã
14/10/05 - Manhã 19/10/05 - Manhã
26/10/05 - Manhã 28/10/05 - Manhã
08/11/05 - Manhã 23/01/06 - Manhã
24/01/06 - Manhã 25/01/06 - Manhã
14/02/06 - Tarde 17/02/06 - Manhã
24/02/06 - Manhã 10/03/06 - Tarde
12/03/06 - Manhã 20/03/06 - Tarde
19/04/06 - Tarde 19/05/06 - Tarde
14/08/06 - Manhã 28/08/06 - Manhã
22/01/07 - Manhã
Positivo - Direção do Rio - Negativo - Direção Estacas Decrescente
Figura 5.2 – Deslocamento horizontal medido pelo inclinômetro JT-IC-01 (direções A e
B) na área do rio João de Tiba.
149
JT-IC-02 - Direção A
Perpendicular ao eixo da via
0
5
10
15
20
25
-50-45-40-35-30-25-20-15-10-5 0 5 101520253035404550
Profundidade (m)
09/02/05
10/02/05
11/02/05
12/02/05
13/02/05
14/02/05_Manhã
14/02/05_Tarde
15/02/05_Manhã
15/02/05_Tarde
16/02/05
17/02/05
18/02/05
19/02/05
20/02/05
21/02/05
22/02/05
23/02/05
24/02/05
25/02/05
26/02/05
27/02/05
28/02/05
01/03/05 - Manhã
01/03/05 - Tarde
03/03/05
Positivo - Direção do Eixo Talude - Negativo - Direção do Eixo Via
Deslocamento (cm)
JT-IC-02 - Direção B
Paralela ao eixo da via
0
5
10
15
20
25
-50-45-40-35-30-25-20-15-10-5 0 5 101520253035404550
Deslocamento (cm)
Profundidade (m)
09/02/05
10/02/05
11/02/05
12/02/05
13/02/05
14/02/05_Manhã
14/02/05_Tarde
15/02/05_Manhã
15/02/05_Tarde
16/02/05
17/02/05
18/02/05
19/02/05
20/02/05
21/02/05
22/02/05
23/02/05
24/02/05
25/02/05
26/02/05
27/02/05
28/02/05
01/03/05 - Manhã
01/03/05 - Tarde
03/03/05
Positivo - Direção do Rio - Negativo - Direção Estacas Decrescente
Figura 5.3 – Deslocamento horizontal medido pelo inclinômetro JT-IC-02 (direções A e
B) na área do rio João de Tiba.
150
JT-IC-03 - Est. 1023+10m - LD
Direção A - Perpendicular ao eixo da via
0
5
10
15
20
25
30
-80-75-70-65-60-55-50-45-40-35-30-25-20-15-10-5 0 5 101520253035404550556065707580
Profundidade (m)
08/02/05 15/02/05
04/03/05 16/03/05 - Tarde
01/04/05 - Manhã 15/04/05 - Manhã
03/05/05 - Manhã 16/05/05 - Manhã
01/06/05 - Manhã 07/06/05 - Manhã
10/06/05 - Manhã 05/08/05 - Manhã
06/08/05 - Manhã 08/08/05 - Manhã
09/08/05 - Manhã 10/08/05 - Manhã
11/08/05 - Manhã 12/08/05 - Manhã
13/08/05 - Manhã 15/08/05 - Manhã
16/08/05 - Manhã 17/08/05 - Manhã
18/08/05 - Manhã 19/08/05 - Manhã
22/08/05 - Manhã 23/08/05 - Manhã
24/08/05 - Manhã 25/08/05 - Manhã
25/08/05 - Tarde 26/08/05 - Manhã
27/08/05 - Manhã 28/08/05 - Manhã
29/08/05 - Manhã 30/08/05 - Manhã
31/08/05 - Manhã 01/09/05 - Manhã
02/09/05 - Manhã 03/09/05 - Manhã
04/09/05 - Manhã 05/09/05 - Manhã
06/09/05 - Manhã 07/09/05 - Manhã
08/09/05 - Manhã 09/09/05 - Manhã
10/09/05 - Manhã 12/09/05 - Manhã
13/09/05 - Manhã 15/09/05 - Manhã
19/09/05 - Manhã 22/09/05 - Manhã
27/09/05 - Manhã 30/09/05 - Manhã
04/10/05 - Manhã 07/10/05 - Manhã
14/10/05 - Manhã 18/10/05 - Manhã
25/10/05 - Manhã 31/10/05 - Manhã
08/11/05 - Manhã 20/01/06 - Tarde
23/01/06 - Manhã 24/01/06 - Manhã
25/01/06 - Manhã 26/01/06 - Manhã
30/01/06 - Tarde 03/02/06 - Manhã
07/02/06 - Manhã 14/02/06 - Tarde
17/02/06 - Manhã 18/02/06 - Manhã
20/02/06 - Manhã 24/02/06 - Manhã
10/03/06 - Manhã 12/03/06 - Manhã
20/03/06 - Tarde 06/04/06 - Manhã
19/04/06 - Tarde 02/05/06 - Tarde
19/05/06 - Tarde 26/05/06 - Tarde
12/08/06 - Tarde 16/08/06 - Tarde
22/08/06 - Tarde 28/08/06 - Tarde
18/12/06 - Tarde 24/01/07 - Tarde
Positivo - Direção do Eixo Talude - Negativo - Direção do Eixo Via
Deslocamento (cm)
JT-IC-03 - Est. 1023+10m - LD
Direção B - Paralela ao eixo da via
0
5
10
15
20
25
30
-50 -45 -40 -35 -30 -25 -20 -15 -10 -5 0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50
Deslocamento (cm)
Profundidade (m)
08/02/05 15/02/05
04/03/05 16/03/05 - Tarde
01/04/05 - Manhã 15/04/05 - Manhã
03/05/05 - Manhã 16/05/05 - Manhã
01/06/05 - Manhã 07/06/05 - Manhã
10/06/05 - Manhã 05/08/05 - Manhã
06/08/05 - Manhã 08/08/05 - Manhã
09/08/05 - Manhã 10/08/05 - Manhã
11/08/05 - Manhã 12/08/05 - Manhã
13/08/05 - Manhã 15/08/05 - Manhã
16/08/05 - Manhã 17/08/05 - Manhã
18/08/05 - Manhã 19/08/05 - Manhã
22/08/05 - Manhã 23/08/05 - Manhã
24/08/05 - Manhã 25/08/05 - Manhã
25/08/05 - Tarde 26/08/05 - Manhã
27/08/05 - Manhã 28/08/05 - Manhã
29/08/05 - Manhã 30/08/05 - Manhã
31/08/05 - Manhã 01/09/05 - Manhã
02/09/05 - Manhã 03/09/05 - Manhã
04/09/05 - Manhã 05/09/05 - Manhã
06/09/05 - Manhã 07/09/05 - Manhã
08/09/05 - Manhã 09/09/05 - Manhã
10/09/05 - Manhã 12/09/05 - Manhã
13/09/05 - Manhã 15/09/05 - Manhã
19/09/05 - Manhã 22/09/05 - Manhã
27/09/05 - Manhã 30/09/05 - Manhã
04/10/05 - Manhã 07/10/05 - Manhã
14/10/05 - Manhã 18/10/05 - Manhã
25/10/05 - Manhã 31/10/05 - Manhã
08/11/05 - Manhã 20/01/06 - Tarde
23/01/06 - Manhã 24/01/06 - Manhã
25/01/06 - Manhã 26/01/06 - Manhã
30/01/06 - Tarde 03/02/06 - Manhã
07/02/06 - Manhã 14/02/06 - Tarde
17/02/06 - Manhã 18/02/06 - Manhã
20/02/06 - Manhã 24/02/06 - Manhã
10/03/06 - Manhã 12/03/06 - Manhã
20/03/06 - Tarde 06/04/06 - Manhã
19/04/06 - Tarde 02/05/06 - Tarde
19/05/06 - Tarde 26/05/06 - Tarde
12/08/06 - Tarde 16/08/06 - Tarde
22/08/06 - Tarde 28/08/06 - Tarde
18/12/06 - Tarde 24/01/07 - Tarde
Positivo - Direção do Rio - Negativo - Direção Estacas Decrescente
Figura 5.4 – Deslocamento horizontal medido pelo inclinômetro JT-IC-03(direções A e
B) na área do rio João de Tiba.
151
JT-IC-04 - Est. 1029+10m - LD
Direção A - Perpendicular ao eixo da via
0
5
10
15
20
-70-65-60-55-50-45-40-35-30-25-20-15-10-5 0 5 101520253035404550556065707580
Profundidade (m)
03/10/05 - Manhã 07/10/05 - Manhã
14/10/05 - Manhã 17/10/05 - Manhã
27/10/05 - Manhã 07/12/05 - Tarde
10/12/05 - Manhã 11/12/05 - Manhã
13/12/05 - Manhã 15/12/05 - Manhã
16/12/05 - Manhã 18/12/05 - Manhã
19/12/05 - Manhã 20/12/05 - Manhã
21/12/05 - Manhã 21/12/05 - Tarde
22/12/05 - Manhã 26/12/05 - Tarde
27/12/05 - Manhã 28/12/05 - Manhã
30/12/05 - Manhã 02/01/06 - Manhã
16/01/06 - Manhã 16/01/06 - Tarde
18/01/06 - Manhã 19/01/06 - Manhã
20/01/06 - Manhã 21/01/06 - Manhã
31/01/06 - Manhã 03/02/06 - Manhã
06/02/06 - Manhã 07/02/06 - Manhã
13/02/06 - Manhã 14/02/06 - Manhã
17/02/06 - Tarde 18/02/06 - Tarde
21/02/06 - Manhã 23/02/06 - Manhã
03/03/06 - Manhã 04/03/06 - Manhã
05/03/06 - Manhã 06/03/06 - Manhã
07/03/06 - Manhã 08/03/06 - Manhã
10/03/06 - Manhã 11/03/06 - Manhã
12/03/06 - Manhã 16/03/06 - Manhã
18/03/06 - Manhã 20/03/06 - Manhã
22/03/06 - Manhã 24/03/06 - Manhã
28/03/06 - Manhã 29/03/06 - Manhã
30/03/06 - Manhã 31/03/06 - Manhã
03/04/06 - Manhã 04/04/06 - Manhã
05/04/06 - Manhã 06/04/06 - Manhã
11/04/06 - Manhã 17/04/06 - Manhã
19/04/06 - Manhã 03/05/06 - Manhã
23/05/06 - Manhã 26/05/06 - Manhã
10/08/06 - Manhã 21/08/06 - Manhã
24/08/06 - Manhã 28/08/06 - Manhã
31/08/06 - Manhã 01/09/06 - Manhã
05/09/06 - Manhã 08/09/06 - Manhã
19/09/06 - Manhã 27/09/06 - Manhã
06/10/06 - Manhã 27/10/06 - Manhã
30/10/06 - Manhã 01/11/06 - Manhã
03/11/06 - Manhã 07/11/06 - Manhã
Positivo - Direção do Eixo Talude - Negativo - Direção do Eixo Via
Deslocamento (cm)
JT-IC-04 - Est. 1029+10m - LD
Direção B - Paralela ao eixo da via
0
5
10
15
20
-70-65-60-55-50-45-40-35-30-25-20-15-10-5 0 5 101520253035404550556065707580
Deslocamento (cm)
Profundidade (m)
03/10/05 - Manhã 07/10/05 - Manhã
14/10/05 - Manhã 17/10/05 - Manhã
27/10/05 - Manhã 07/12/05 - Tarde
10/12/05 - Manhã 11/12/05 - Manhã
12/12/05 - Manhã 13/12/05 - Manhã
14/12/05 - Manhã 15/12/05 - Manhã
16/12/05 - Manhã 16/12/05 - Tarde
17/12/05 - Manhã 18/12/05 - Manhã
19/12/05 - Manhã 19/12/05 - Tarde
20/12/05 - Manhã 20/12/05 - Tarde
21/12/05 - Manhã 21/12/05 - Tarde
22/12/05 - Manhã 26/12/05 - Tarde
27/12/05 - Manhã 28/12/05 - Manhã
29/12/05 - Manhã 30/12/05 - Manhã
02/01/06 - Manhã 16/01/06 - Manhã
16/01/06 - Tarde 20/01/06 - Manhã
21/01/06 - Manhã 23/01/06 - Manhã
24/01/06 - Manhã 25/01/06 - Manhã
26/01/06 - Manhã 27/01/06 - Manhã
28/01/06 - Tarde 29/01/06 - Manhã
30/01/06 - Tarde 31/01/06 - Manhã
31/01/06 - Tarde 01/02/06 - Manhã
03/02/06 - Manhã 04/02/06 - Manhã
06/02/06 - Manhã 07/02/06 - Manhã
10/02/06 - Manhã 03/03/06 - Manhã
04/03/06 - Manhã 05/03/06 - Manhã
06/03/06 - Manhã 07/03/06 - Manhã
08/03/06 - Manhã 10/03/06 - Manhã
11/03/06 - Manhã 12/03/06 - Manhã
16/03/06 - Manhã 18/03/06 - Manhã
20/03/06 - Manhã 24/03/06 - Manhã
28/03/06 - Manhã 29/03/06 - Manhã
30/03/06 - Manhã 03/04/06 - Manhã
23/05/06 - Manhã 26/05/06 - Manhã
10/08/06 - Manhã 21/08/06 - Manhã
24/08/06 - Manhã 31/08/06 - Manhã
01/09/06 - Manhã 05/09/06 - Manhã
08/09/06 - Manhã 27/09/06 - Manhã
06/10/06 - Manhã 27/10/06 - Manhã
30/10/06 - Manhã 01/11/06 - Manhã
03/11/06 - Manhã 07/11/06 - Manhã
Positivo - Direção do Rio - Negativo - Direção Estacas Decrescente
Figura 5.5 – Deslocamento horizontal medido pelo inclinômetro JT-IC-04 (direções A e
B) na área do rio João de Tiba.
152
Distorção -JT-IC-01 - Est. 1014 - LD
Direção A - Perpendicular ao eixo da via
0
5
10
15
-5,00 -4,00 -3,00 -2,00 -1,00 0,00 1,00 2,00 3,00 4,00 5,00
Profundidade (m)
09/02/05 15/02/05
01/03/05 - Manhã 16/03/05 - Tarde
02/04/05 - Manhã 15/04/05 - Manhã
03/05/05 - Manhã 16/05/05 - Manhã
03/06/05 - Manhã 07/06/05 - Manhã
10/06/05 - Manhã 05/08/05 - Manhã
08/08/05 - Manhã 09/08/05 - Manhã
12/08/05 - Manhã 16/08/05 - Manhã
18/08/05 - Manhã 22/08/05 - Manhã
25/08/05 - Manhã 27/08/05 - Manhã
28/08/05 - Manhã 29/08/05 - Manhã
31/08/05 - Manhã 02/09/05 - Manhã
03/09/05 - Manhã 06/09/05 - Manhã
12/09/05 - Manhã 15/09/05 - Manhã
16/09/05 - Manhã 17/09/05 - Manhã
19/09/05 - Manhã 20/09/05 - Manhã
22/09/05 - Manhã 23/09/05 - Tarde
26/09/05 - Manhã 27/09/05 - Manhã
30/09/05 - Manhã 03/10/05 - Manhã
06/10/05 - Manhã 07/10/05 - Manhã
14/10/05 - Manhã 19/10/05 - Manhã
26/10/05 - Manhã 28/10/05 - Manhã
08/11/05 - Manhã
Positivo - Direção do Eixo Talude - Negativo - Direção do Eixo Via
Distorções acumuladas (%)
Figura 5.6 – Distorções medidas pelo inclinômetro JT-IC-01(direção A) na área do
João de Tiba.
JT-IC-02 - Direção A
Perpendicular ao eixo da via
0
5
10
15
20
25
-5,00 -4,00 -3,00 -2,00 -1,00 0,00 1,00 2,00 3,00 4,00 5,00
Profundidade (m)
09/02/05
10/02/05
11/02/05
12/02/05
13/02/05
14/02/05_Manhã
14/02/05_Tarde
15/02/05_Manhã
15/02/05_Tarde
16/02/05
17/02/05
18/02/05
19/02/05
20/02/05
21/02/05
22/02/05
23/02/05
24/02/05
25/02/05
26/02/05
27/02/05
28/02/05
01/03/05 - Manhã
01/03/05 - Tarde
03/03/05
Positivo - Direção do Eixo Talude - Negativo - Direção do Eixo Via
Distorções acumuladas (%)
Figura 5.7 – Distorções medidas pelo inclinômetro JT-IC-02 (direção A) na área do
João de Tiba.
153
Distorção -JT-IC-03 -
Direção A - Perpendicular ao eixo da via
0
5
10
15
20
25
30
-5,00 -4,00 -3,00 -2,00 -1,00 0,00 1,00 2,00 3,00 4,00 5,00
Profundidade (m)
08/02/05 15/02/05
04/03/05 16/03/05 - Tarde
01/04/05 - Manhã 15/04/05 - Manhã
03/05/05 - Manhã 16/05/05 - Manhã
01/06/05 - Manhã 07/06/05 - Manhã
10/06/05 - Manhã 05/08/05 - Manhã
06/08/05 - Manhã 08/08/05 - Manhã
09/08/05 - Manhã 10/08/05 - Manhã
11/08/05 - Manhã 12/08/05 - Manhã
13/08/05 - Manhã 15/08/05 - Manhã
16/08/05 - Manhã 17/08/05 - Manhã
18/08/05 - Manhã 19/08/05 - Manhã
22/08/05 - Manhã 23/08/05 - Manhã
24/08/05 - Manhã 25/08/05 - Manhã
25/08/05 - Tarde 26/08/05 - Manhã
27/08/05 - Manhã 28/08/05 - Manhã
29/08/05 - Manhã 30/08/05 - Manhã
31/08/05 - Manhã 01/09/05 - Manhã
02/09/05 - Manhã 03/09/05 - Manhã
04/09/05 - Manhã 05/09/05 - Manhã
06/09/05 - Manhã 07/09/05 - Manhã
08/09/05 - Manhã 09/09/05 - Manhã
10/09/05 - Manhã 12/09/05 - Manhã
13/09/05 - Manhã 15/09/05 - Manhã
19/09/05 - Manhã 22/09/05 - Manhã
27/09/05 - Manhã 30/09/05 - Manhã
04/10/05 - Manhã 07/10/05 - Manhã
14/10/05 - Manhã 18/10/05 - Manhã
25/10/05 - Manhã 31/10/05 - Manhã
08/11/05 - Manhã
Positivo - Direção do Eixo Talude - Negativo - Direção do Eixo Via
Distorções acumuladas (%)
Figura 5.8 – Distorções medidas pelo inclinômetro JT-IC-03 (direção A) na área do
João de Tiba.
Distorção JT-IC-04 - Est. 1029+10m - LD
Direção A - Perpendicular ao eixo da via
0
5
10
15
20
-5,00 -4,00 -3,00 -2,00 -1,00 0,00 1,00 2,00 3,00 4,00 5,00
Profundidade (m)
05/02/05 14/02/05
04/03/05 16/03/05 - Tarde
02/04/05 - Manhã 15/04/05 - Manhã
03/05/05 - Manhã 16/05/05 - Manhã
01/06/05 - Manhã 03/06/05 - Manhã
07/06/05 - Manhã 10/06/05 - Manhã
05/08/05 - Manhã 08/08/05 - Manhã
09/08/05 - Manhã 11/08/05 - Manhã
13/08/05 - Manhã 18/08/05 - Manhã
23/08/05 - Manhã 26/08/05 - Manhã
28/08/05 - Manhã 29/08/05 - Manhã
31/08/05 - Manhã 02/09/05 - Manhã
10/09/05 - Manhã 12/09/05 - Manhã
15/09/05 - Manhã 20/09/05 - Manhã
23/09/05 - Tarde 26/09/05 - Manhã
29/09/05 - Manhã 30/09/05 - Manhã
03/10/05 - Manhã 07/10/05 - Manhã
14/10/05 - Manhã 17/10/05 - Manhã
27/10/05 - Manhã
Positivo - Direção do Eixo Talude - Negativo - Direção do Eixo Via
Distorções acumuladas (%)
Figura 5.9 – Distorções medidas pelo inclinômetro JT-IC-04(direção A) na área do
João de Tiba.
.
154
Marcos Superficiais - João de Tiba
Seção SR-04- Estaca 1017+3,50
Elevação/Poro-pressão/Recalque em função do tempo
-5,000
-4,000
-3,000
-2,000
-1,000
0,000
1,000
2,000
3,000
4,000
5,000
6,000
7,000
8,000
8/1/05 7/2/05 9/3/05 8/4/05 8/5/05 7/6/05 7/7/05 6/8/05 5/9/05 5/10/05 4/11/05 4/12/05 3/1/06 2/2/06 4/3/06 3/4/06 3/5/06 2/6/06 2/7/06 1/8/06 31/8/06 30/9/06 30/10/06 29/11/06 29/12/06 28/1/07
Data
Elevação/Recalque/Poro-pressão (m)
Altura do aterro r-JT-PR-03 r-JT-PR-04
Período sem leitura
ruptura - 04/03/05
06/08/05
08/06/05
A
LTURA DO ATERRO
PLACA DE
RECALQUE
M. SUPERFICIAL
Figura 5.10 – Recalques e piezometria ao longo do tempo, seção instrumentada SR- 04 (rio João de Tiba).
155
Intrumentação - João de Tiba
Seção SC-05- Estaca 1018+10,00
Elevação/Poro-pressão/Recalque em função do tempo
-5,000
-4,000
-3,000
-2,000
-1,000
0,000
1,000
2,000
3,000
4,000
5,000
6,000
7,000
8,000
9,000
8/1/05 7/2/05 9/3/05 8/4/05 8/5/05 7/6/05 7/7/05 6/8/05 5/9/05 5/10/05 4/11/05 4/12/05 3/1/06 2/2/06 4/3/06 3/4/06 3/5/06 2/6/06 2/7/06 1/8/06 31/8/06 30/9/06 30/10/06 29/11/06 29/12/06 28/1/07
Data
Elevação/ Recalque/Poro-pressão (m)
Altura do aterro PZP-01 (prof. inst.=-5,61m)
Periodo sem leitura
ruptura - 12/02/05
22/05/05
14/09/05
ALTURA DO ATERRO
PIEZÔMETRO- PZP
Figura 5.11 – Recalques e piezometria ao longo do tempo, seção instrumentada SR- 05 (rio João de Tiba).
156
Instrumentação - João de Tiba
Seção SC-06- Estaca 1019+14,50
Elevação/Poro-pressão/Recalque em função do tempo
-5,000
-4,000
-3,000
-2,000
-1,000
0,000
1,000
2,000
3,000
4,000
5,000
6,000
7,000
8,000
08/01/05 07/02/05 09/03/05 08/04/05 08/05/05 07/06/05 07/07/05 06/08/05 05/09/05 05/10/05 04/11/05 04/12/05 03/01/06 02/02/06 04/03/06 03/04/06 03/05/06 02/06/06 02/07/06 01/08/06 31/08/06 30/09/06 30/10/06 29/11/06 29/12/06 28/01/07
Data
Elevação/Recalque/Poro-pressão (m)
Altura do aterro r-JT-PR-05 r-JT-PR-06 PZC-06 PZC-05
Periodo sem leitura
ruptua - 12/02/05
10/06/05
05/08/05
A
LTURA DO ATERRO
PIEZÔMETROS-PZC
PLACAS DE RECALQUE
Figura 5.12 – Recalques e piezometria ao longo do tempo, seção instrumentada SR- 06 (rio João de Tiba).
157
Instrumentação - João de Tiba
Seção SR-08- Estaca 1022+0,00
Elevação/Poro-pressão/Recalque em função do tempo
-5,000
-4,000
-3,000
-2,000
-1,000
0,000
1,000
2,000
3,000
4,000
5,000
8/1/05 7/2/05 9/3/05 8/4/05 8/5/05 7/6/05 7/7/05 6/8/05 5/9/05 5/10/05 4/11/05 4/12/05 3/1/06 2/2/06 4/3/06 3/4/06 3/5/06 2/6/06 2/7/06 1/8/06 31/8/06 30/9/06 30/10/06 29/11/06 29/12/06 28/1/07
Data
Elevação/Recalque/Poro-pressão (m)
Altura do aterro PZC-08 r-JT-PR-07 r-JT-PR-08 PZC-07A PZC-07
Periodo s/ leitura
08/06/05
06/08/05
A
LTURA DO ATERRO
PIEZÔMETROS -PZC
PLACAS DE RECALQUE
Figura 5.13 – Recalques e piezometria ao longo do tempo, seção instrumentada SR- 08 (rio João de Tiba).
158
Instrumentação - João de Tiba
Seção SR-10- Estaca 1024+15,00
Elevação/Poro-pressão/Recalque em função do tempo
-5,000
-4,000
-3,000
-2,000
-1,000
0,000
1,000
2,000
3,000
4,000
5,000
6,000
7,000
8,000
9,000
08/01/05 07/02/05 09/03/05 08/04/05 08/05/05 07/06/05 07/07/05 06/08/05 05/09/05 05/10/05 04/11/05 04/12/05 03/01/06 02/02/06 04/03/06 03/04/06 03/05/06 02/06/06 02/07/06 01/08/06 31/08/06 30/09/06 30/10/06 29/11/06 29/12/06 28/01/07
Data
Elevação/Recalque/Poro-pressão (m)
PZC-09 Altura do aterro PZC-10 r-PR-09 r-PR-10 PZP-03 (prof. inst = -7,68m) PZP-4 (prof. inst. = -4,68m)
Período s/ leitura
Início de aterro reforçado
A
LTURA DO ATERRO
PIEZÔMETRO
- PZC
PIEZÔMETRO -PZP
PLACAS DE RECALQUE
Figura 5.14 – Recalques e piezometria ao longo do tempo, seção instrumentada SR- 10 (rio João de Tiba).
159
Instrumentação - João de Tiba
Seção SR-12- Estaca 1026+15,00
Elevação/Poro-pressão/Recalque em função do tempo
-7,000
-6,000
-5,000
-4,000
-3,000
-2,000
-1,000
0,000
1,000
2,000
3,000
4,000
5,000
6,000
7,000
8,000
9,000
8/1/05 7/2/05 9/3/05 8/4/05 8/5/05 7/6/05 7/7/05 6/8/05 5/9/05 5/10/05 4/11/05 4/12/05 3/1/06 2/2/06 4/3/06 3/4/06 3/5/06 2/6/06 2/7/06 1/8/06 31/8/06 30/9/06 30/10/06 29/11/06 29/12/06 28/1/07
Data
Elevação/Recalque/Poro-pressão (m)
PZC-11 Altura do aterro PZC-12 r-JT-PR-11 r-JT-PR-12
Período sem leitura
RUPTURA
Início de aterro reforçado
A
LTURA DO ATERRO
PIEZÔMETROS-PZC
PLACAS DE RECALQUE
Figura 5.15 – Recalques e piezometria ao longo do tempo, seção instrumentada SR- 12 (rio João de Tiba).
160
5.2 – AVALIAÇÃO DOS RESULTADOS DA INSTRUMENTAÇÃO
5.2.1– INCLINÔMETROS
Analisando as curvas de deslocamento horizontal versus profundidade para os
inclinômetros JT-IC-01, JT-IC-02 e JT-IC-04 verifica-se uma semelhança entre os
formatos das curvas à medida que o carregamento é incrementado.
O inclinômetro JT-IC-03 apresenta, claramente, problemas de ancoragem do tubo de
inclinômetro. Análises com base nesses resultados devem considerar essa limitação.
As análises das curvas de distorções acumuladas versus profundidade indicam as
profundidades das máximas deformações cisalhantes que estão associadas às
superfícies de ruptura. Observa-se que estas se mantêm constante com o
carregamento. Para o inclinômetros JT-IC-01 as profundidades relativas ao
deslocamento horizontal máximo e o desvio da vertical máximo são de
aproximadamente 3,5m e 4m, respectivamente. Para o inclinômetros JT-IC-02 as
profundidades relativas ao deslocamento horizontal máximo e o desvio da vertical
máximo são de aproximadamente 6m para as duas grandezas. Os resultados indicam
movimentações igualmente acentuadas nas duas direções, A e B, indicando
movimentação obliqua do aterro (45º) em relação ao eixo da rodovia. Para o
inclinômetros JT-IC-04 as profundidades relativas ao deslocamento horizontal máximo
e desvio da vertical máximo são de aproximadamente 5,5m e 7m, respectivamente.
5.2.2– PLACAS DE RECALQUE
As placas de recalques analisadas foram posicionadas na região central do aterro.
Segundo OLIVEIRA (2006), os recalques da parte central do aterro são pouco
influenciados pela ruptura, especialmente antes das grandes deformações e
deslocamentos associados. Como não foi instaladas placas de recalque frontais ao
aterro, região normalmente envolvida pelos deslocamentos relacionados à ruptura,
não foi possível avaliar os estágios de ruptura e as alturas de aterro relacionadas com
a sua progressão. As análises das seções instrumentadas revelam que as medidas
de recalques se iniciaram após as camadas iniciais do aterro compactado o que
possibilitou o registro dos deslocamentos associados à ruptura que ocorreram no início
do carregamento do aterro com a execução da camada drenante.
161
A determinação do momento da ruptura através dos dados de recalque é tarefa
bastante difícil de realizar, em função dos solos moles, normalmente adensados ou
ligeiramente sobre-adensados, manifestarem grande deslocamento relativo entre
elementos de solo à medida que cresce a solicitação (OLIVEIRA, 2006).
As placas de recalques da seção SR-06 (PR-05 e PR-06), registraram medidas
diferenciadas entre si. A placa de recalque PR-05, localizada mais a esquerda do eixo
da rodovia, registrou maior deslocamento do que a placa PR-06, mais a direita do eixo
da rodovia. Para as seções SR-08 (PR-07 e PR-08), SR-10 (PR-09 e PR-10) e SR-12
(PR-11 e PR-12) os maiores deslocamentos verticais ocorreram na faixa mais a direita
do eixo da rodovia. Esse fato está relacionado ao lado onde se manifestou às rupturas
ocorridas no aterro. O recalque observado na PR-04 (SR-04) foi de 2,4m para
espessura do aterro de 6,3m, na PR-05 e PR-06 recalques de 3,2m e 2,2m,
respectivamente, para espessura de aterro de 7,1m; na PR-07 e PR-08 recalques de
2,0m e 2,3m, respectivamente, para espessura de aterro de 4,4m; nas placas de
recalque PR-9 e PR-10 recalques de 2,2m e 2,7m, respectivamente, para espessura
do aterro de 7m; para a seção SR-12 (PR-11 e PR-12) os recalques foram de 2,2m e
2,5m, respectivamente, para espessura de aterro de 6,4m. Os recalques reais são
ainda maiores do que os medidos, visto que, os recalques inicias, devido à carga da
camada drenante e camadas iniciais do aterro compactado, não terem sido
contabilizadas.
5.2.3– PIEZÔMETROS
A maioria dos piezômetros utilizados para medir o excesso de poro-pressões ao longo
do período construtivo do aterro rodoviário foi do tipo Casagrande (tubo aberto). Esses
equipamentos têm a limitação de apresentar tempos lentos de resposta (time lag),
muitas vezes insatisfatórias para a monitoração que se pretende efetuar. Os
piezômetros pneumáticos, com menores tempos de resposta, coletaram melhores
informações a cerca da variação dos excessos de poro-pressão durante a construção
do aterro. No caso em questão, como esperado, no início do carregamento
verificaram-se diferenças nas medidas efetuadas através dos piezômetros
pneumáticos e Casagrande. No piezômetro PZP-01, por exemplo, verifica-se que a
partir do carregamento ocorrido entre os dias 01 a 07/12/05, houve uma variação
brusca nas medidas de excesso de poro-pressão que passaram de 0,70 kg/cm
2
para
0,83kg/cm
2
. Variação dessa magnitude não foi verificada em nunhum piezômetro tipo
Casagrande utilizado na monitoração.
162
CAPÍTULO 6 – ANÁLISE DO COMPORTAMENTO DE ATERRO
SOBRE SOLOS MOLES.
6.1 - INTRODUÇÃO
Será analisado o comportamento quanto à estabilidade e recalques de algumas
seções do aterro construído na área do rio João de Tiba.
6.2 – ANÁLISES DO ADENSAMENTO
6.2.1 – DEFINIÇÃO DOS PARÂMETROS
Com base nos métodos de ASAOKA (1978) e ORLEACH (1983) desenvolveram-se
estudos objetivando determinar o coeficiente de adensamento horizontal
representativo da condição de campo da área de estudo do rio João de Tiba.
Com base nas curvas recalque versus tempo correspondente as seções SR-04, SR-06
e SR-08, retroanalisou-se o coeficiente de adensamento horizontal aplicando a
equação [2.119]. O método foi aplicado às etapas finais de carregamento, objetivando
atender a exigência do método de aplicação apenas a dados depois de transcorridos
60% do recalque final. Nas figuras 6.1 a 6.5 apresentam-se os gráficos da construção
de ASAOKA (1978) para os dados considerados.
A tabela 6.1 resume-se os valores encontrados para as respectivas seções.
Tabela 6.1 – Coeficiente de adensamento horizontal, c
h (s)
, método de ASAOKA (1978).
163
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0
Sj-1 (m)
Sj (m)
Sj= 0.5933+ 0.874532 Sj-1
Figura 6.1 – Construção de ASAOKA (1978) para PR-04 (SR-04).
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5
4,0
0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0
Sj-1 (m)
Sj (m)
Sj= 0.7019 + 0.7796 Sj-1
Figura 6.2 - Construção de ASAOKA (1978) para PR-05 (SR-06).
164
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0
Sj-1 (m)
Sj (m)
Sj= 0.5658 + 0.7279 Sj-1
Figura 6.3 - Construção de ASAOKA (1978) para PR-06 (SR-06).
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5
4,0
0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0
Sj-1 (m)
Sj (m)
Sj= 0.3529+ 0.8535 Sj-1
Figura 6.4 - Construção de ASAOKA (1978) para PR-07 (SR-08).
165
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5
4,0
0,00 0,50 1,00 1,50 2,00 2,50 3,00 3,50 4,00
Sj-1 (m)
Sj (m)
Sj= 0.3927 + 0.8605 Sj-1
Figura 6.5 - Construção de ASAOKA (1978) para PR-08 (SR-08).
O método de ORLEACH (1983) foi também utilizado na determinação de c
h
. Utilizou-
se nesse estudo os resultados de poro-pressão medidos através dos piezômetros
pneumáticos instalados no aterro.
A seção SR-10 foi instrumentada com piezômetros de Casagrande, PZC-09 e PZC-10
e pneumáticos, PZP-03 e PZP-04. Resultados do piezômetro pneumático PZP-01
instalado na seção SR-05 foi também considerado.
Nas figuras 6.6 a 6.10 apresentam-se resultados de logarítmico do excesso de poro-
pressão versus tempo considerado para o cálculo do coeficiente de adensamento
horizontal, c
h (u)
.
166
Figura 6.6 – Logaritmo do excesso de poro-pressão versus tempo para o piezômetro
PZP-01 - Seção SR-5 (rio João de Tiba).
0,000
1,000
2,000
3,000
4,000
5,000
6,000
7,000
8,000
9,000
8/1/05 7/2/05 9/3/05 8/4/05 8/5/05 7/6/05 7/7/05 6/8/05 5/9/05 5/10/05 4/11/05 4/12/05 3/1/06 2/2/06 4/3/06 3/4/06 3/5/06 2/6/06 2/7/06 1/8/06 31/8/06 30/9/06 30/10/06 29/11/06 29/12/06 28/1/07
Elevação (m)
A
LTURA DO ATERRO
2,000
2,100
2,200
2,300
2,400
2,500
2,600
2,700
2,800
2,900
3,000
3,100
3,200
3,300
3,400
3,500
3,600
3,700
3,800
3,900
4,000
8/1/05 7/2/05 9/3/05 8/4/05 8/5/05 7/6/05 7/7/05 6/8/05 5/9/05 5/10/05 4/11/05 4/12/05 3/1/06 2/2/06 4/3/06 3/4/06 3/5/06 2/6/06 2/7/06 1/8/06 31/8/06 30/9/06 30/10/06 29/11/06 29/12/06 28/1/07
Data
LN (
Δ
u) (kPa)
LN (PZP-01)
Periodo sem leitura
ruptura - 12/02/05
22/05/05
14/09/05
1
2
ORLEACH
–
PZP 01
167
Figura 6.7 – Logaritmo do excesso de poro-pressão versus tempo para o piezômetro
PZP-03 - Seção SR-10 (rio João de Tiba).
0,000
1,000
2,000
3,000
4,000
5,000
6,000
7,000
8,000
9,000
Elevação (m)
A
LTURA DO ATERRO
2,000
2,100
2,200
2,300
2,400
2,500
2,600
2,700
2,800
2,900
3,000
08/01/05 07/02/05 09/03/05 08/04/05 08/05/05 07/06/05 07/07/05 06/08/05 05/09/05 05/10/05 04/11/05 04/12/05 03/01/06 02/02/06 04/03/06 03/04/06 03/05/06 02/06/06 02/07/06 01/08/06 31/08/06 30/09/06 30/10/06 29/11/06 29/12/06 28/01/07
Data
LN (
Δ
u) (kPa)
L N (PZP-03)
Período s/ leitura
1
2
ORLEACH
–
PZP 03
168
Figura 6.8 – Logaritmo do excesso de poro-pressão versus tempo para o piezômetro
PZP-04 - Seção SR-10 (rio João de Tiba).
0,000
1,000
2,000
3,000
4,000
5,000
6,000
7,000
8,000
9,000
Elevação (m)
A
LTURA DO ATERRO
1,000
1,100
1,200
1,300
1,400
1,500
1,600
1,700
1,800
1,900
2,000
08/01/05 07/02/05 09/03/05 08/04/05 08/05/05 07/06/05 07/07/05 06/08/05 05/09/05 05/10/05 04/11/05 04/12/05 03/01/06 02/02/06 04/03/06 03/04/06 03/05/06 02/06/06 02/07/06 01/08/06 31/08/06 30/09/06 30/10/06 29/11/06 29/12/06 28/01/07
Data
LN (
Δ
u) (kPa)
L N (PZP-04)
Período s/ leitura
1
2
ORLEACH
–
PZP 04
169
A tabela 6.2 apresenta os valores de c
h (u)
calculado com o método de ORLEACH (1983).
Tabela 6.2 – Coeficiente de adensamento horizontal, c
h (u)
, calculado pelo método de ORLEACH (1983).
170
O valor de ch
(pz)
, calculado a partir do ensaio de dissipação, apresenta-se 33 vezes
menor do que o valor encontrado de ch
(s)
, obtido através do método de ASAOKA e 51
vezes menor do que o valor de ch
(u)
, obtido pelo método de ORLEACH. É possível que
o valor de ch
(pz)
esteja afetado por problemas associados à saturação da pedra porosa
do piezocone. O valor ch
(u)
é o que mais se aproxima do valor assumido inicialmente
no projeto.
O valor de ch
(u)
, obtido pelo método de ORLEACH utilizando dados de excesso de
poro-pressão medidos, é cerca de 1,55 vezes maior do que aos valores de ch
(s)
.
O uso do método de ASAOKA se mostrou de mais fácil aplicação na determinação do
coeficiente de adensamento horizontal, ch, do que os demais procedimentos.
6.2.2 - PARÂMETROS ADOTADOS
Na tabela 6.3 apresentam-se os parâmetros utilizados na análise do adensamento da
camada de argila da fundação do aterro em questão. Os valores dos parâmetros
adotados são típicos de depósitos similares de argilas sedimentares.
Tabela 6.3 – Valores de parâmetros utilizados no cálculo do recalque.
A espessura da camada de solo mole adotada nas análises baseou-se nas sondagens
a percussão, SPT, efetuadas antes do inicio da construção do aterro. Os ensaios de
piezocone foram efetuados em pontos fora do eixo da rodovia, dessa forma não são
representativos da situação real.
6.2.3 – ESTIMATIVA DE RECALQUE TOTAL
Na tabela 6.4 apresentam-se os valores de recalques calculados e medidos. Incluem-
se também informações adicionais relativas às seções em estudos.
171
O recalque imediato (elástico) devido à carga do aterro foi desprezado em função de
sua pequena relevância em relação ao recalque por adensamento primário e
secundário.
Os cálculos levaram em conta a submersão do aterro e a correção da espessura da
camada de argila mole a cada etapa. Não foi considerada a adição de sobrecarga
temporária.
Tabela 6.4 – Seções analisadas com valores de recalques calculados e medidos.
Os recalques reais observados são superiores aos valores calculados. Esse fato é
explicado pela ocorrência de ruptura do aterro que provocou aumento dos
deslocamentos da camada de solo mole da fundação, além do amolgamento do solo.
6.2.4 - AVALIAÇÃO DO PROCESSO DE ADENSAMENTO.
O processo de adensamento foi avaliado empregando a formulação para drenagem
radial, descrita no capítulo 2, considerando a situação de instalação dos drenos em
malha quadrada (
ld
e
13,1= ). Na tabela 6.5 apresentam-se os parâmetros geométricos
utilizados nos cálculos.
Tabela 6.5 – Parâmetros geométricos para dimensionamento dos drenos verticais.
172
Nas figuras 6.9 e 6.10 apresentam-se as curvas de evolução do recalque com o tempo
calculado utilizando os valores de coeficientes de adensamento horizontal
determinados pelo método de ASAOKA, ch
(s)
, ORLEACH, ch
(u)
e ensaio de dissipação,
ch
(pz)
para as seções SR-06 e SR-12, respectivamente.
As curvas recalque versus tempo utilizando o valor de ch
(s)
e ch
(u)
são inferiores a
curva obtida através de medidas da instrumentação de campo (placa de recalque). A
diferença observada pode ser atribuída à faixa de tempo selecionada na aplicação dos
métodos e ao aumento dos deslocamentos em função das rupturas ocorridas.
As curvas recalque versus tempo utilizando o valor de ch
(pz)
foi a que mais se afastou
do comportamento das curva obtidas através de medidas da instrumentação de campo
(placa de recalque). A diferença observada pode ser atribuída à baixa velocidade de
recalque expressa pelo ch
(pz)
, calculados no ensaio de dissipação do piezocone. A
avaliação dessas curvas reforça a possibilidade de problemas com a saturação da
pedra porosa utilizada durante a execução dos ensaios de dissipação.
A análise das curvas recalque versus tempo, também confirma a importância da
drenagem radial promovida pelos drenos pré-fabricados.
Observa-se no gráfico que ambas as curvas, recalque versus tempo, obtidas com ch
(s)
e ch
(u)
se aproxima do comportamento dos recalques. A definição do coeficiente de
adensamento horizontal representativo da condição de campo será definida na análise
de estabilidade, apresentada a seguir.
173
Intrumentação - João de Tiba
Seção SR-06- Estaca 1019+14,50
Elevação/Recalque em função do tempo
-5,000
-4,000
-3,000
-2,000
-1,000
0,000
1,000
2,000
3,000
4,000
5,000
6,000
7,000
8,000
08/01/05 07/02/05 09/03/05 08/04/05 08/05/05 07/06/05 07/07/05 06/08/05 05/09/05 05/10/05 04/11/05 04/12/05 03/01/06 02/02/06 04/03/06 03/04/06 03/05/06 02/06/06 02/07/06 01/08/06 31/08/06 30/09/06 30/10/06 29/11/06 29/12/06 28/01/07
Data
Elevaçao/Recalque (m)
r-JT-PR-05 Recalque ch(s) Recalque ch(pz) Recalque ch(u) r-JT-PR-06
Periodo sem leitura
ruptua - 12/02/05
10/06/05
05/08/05
-----Elevação idealizada
ch (pz)
ch (u)
ch(s)
Figura 6.9 – Comparação das curvas de recalque versus tempo SR-06 (rio João de Tiba).
174
Instrumentação - João de Tiba
Seção SR-12- Estaca 1026+15,00
Elevação/Recalque em função do tempo
-7,000
-6,000
-5,000
-4,000
-3,000
-2,000
-1,000
0,000
1,000
2,000
3,000
4,000
5,000
6,000
7,000
8,000
9,000
8/1/05 7/2/05 9/3/05 8/4/05 8/5/05 7/6/05 7/7/05 6/8/05 5/9/05 5/10/05 4/11/05 4/12/05 3/1/06 2/2/06 4/3/06 3/4/06 3/5/06 2/6/06 2/7/06 1/8/06 31/8/06 30/9/06 30/10/06 29/11/06 29/12/06 28/1/07
Data
Elevação/Recalque (m)
r-JT-PR-11 r-JT-PR-12 Recalque ch(s) Recalque ch(pz) Recalque ch(u)
Período sem leitura
RUPTURA
- - - Evolução do aterro idealizada
RUPTURA DO ATERRO REFORÇDO
INÍCIO DE CONSTRUÇÃO DE ATERRO
REFORÇDO
ch (pz)
ch (u)
ch (s)
Figura 6.10 – Comparação das curvas recalque versus tempo SR-12 (rio João de Tiba).
175
6.3 – ANÁLISES DE ESTABILIDADE
6.3.1- PARÂMENTRO DE RESITÊNCIA DA ARGILA MOLE
Análises de estabilidade foram efetuadas empregando o programa SLOPEW da
empresa canadense GEOSLOPE, empregando o método de BISHOP simplificado. A
escolha se deve à facilidade da modelar a variação da resistência não-drenada
drenada com a profundidade.
As análises de estabilidade para camada de argila mole foram conduzidas em tensões
totais, com base nos resultados dos ensaios palheta. A figura 6.11 apresenta o perfil
modelado de resistência não-drenada determinada através desses ensaios. Aos
valores de resistência não-drenada não foram aplicada correção do tipo BJERRUM
(1972).
Su x Profundidade -VT-JT-07
(terreno natural)
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
0 2 4 6 8 101214161820222426
Su (kPa)
Profundidade z (m)
Su palheta (kPa) Su (projeto) (kPa)
Su= 3 + 3,1z
Figura 6.11- Perfis de resistência não-drenada corrigido do depósito João de Tiba.
176
6.3.2- RETROANÁLISE DA RUPTURA OCORRRIDA – CÁLCULO DO
COEFICIENTE DE BJERUMM.
Para análise da estabilidade foi considera a mesma geometria projetada e executada
(figura 3.25). A altura do aterro considerada nas análises foi definida com base nas
investigações efetuadas, apresentada no capítulo 5. Corresponde às alturas médias
do aterro ao final da construção.
No dia 07/03/2005, entre as estacas 1013 a 1021, verificou-se ruptura do aterro. O
colapso ocorreu quando o mesmo atingiu 1,78m de altura. A altura de colapso
corresponde a “altura critica real” do aterro (FS=1). Utilizando o método de BISHOP
simplificado foi calculado o fator de segurança, utilizando como parâmetros de
resistência dos materiais granulares (aterro e camada drenante) os dados das
envoltórias de resistência obtida dos ensaios de laboratório (cisalhamento direto) e
para o solo de fundação (argila mole) o perfil de resistência não-drenada obtidas dos
ensaios de campo (palheta). A figura 6.12 apresenta o resultado dessa análise.
Figura 6.12 – Estabilidade para altura crítica.
Verifica-se que os parâmetros de resistência utilizados para a camada de argila mole
tornam o fator de segurança maior que a unidade. Esse fato ocorre devido à adoção
de valores de resistência não-drenada nas análises de equilíbrio limite obtidos a partir
de ensaios de palheta de campo. O efeito da velocidade de cisalhamento e anisotropia
inerentes do ensaio de palheta de campo tende aumentar os valores de resistência
não-drenada medidos elevando, normalmente, o fator de segurança, relativo à
condição de campo (OLIVEIRA, 2006).
177
Os fatores de correção de BJERRUM (1972) aplicados aos valores de resistência não-
drenada medidos em ensaios de palheta de campo têm como objetivo corrigir o efeito
da velocidade de cisalhamento e anisotropia relativos aos ensaios de forma que se
obtenham fatores de segurança iguais a unidade para as análises de equilíbrio limite
para situações de ruptura observada em campo (OLIVEIRA, 2006).
Verificou-se a estabilidade, considerando perfis de resistência não-drenada do solo de
fundação, variando-se fatores de correção de BJERRUM (1972) até que se obtivesse
fator de segurança igual à unidade (FS=1). O fator de correção de BJERRUM (1972)
encontrado que atende a essa condição é μ=0,7. A figura 6.13 apresenta o resultado
dessa análise.
Figura 6.13 – Estabilidade para altura crítica para resistência não-drenada da argila
com correção de BJERRUM (1972).
Com base nas análises conclui-se que não seria possível a construção do aterro em
única camada.
Para as análises seguintes, utilizar-se-á o perfil inicial de resistência não-drenada,
para solo de fundação, obtido aplicando aos valores da resistência não-drenada
medidos a partir dos ensaios de palheta de campo, um fator de correção de
BJERRUM (1972) de μ=0,70 (S
u0
=2,1 kPa; ρ= 2,17 kPa/m).
178
6.3.3- ANÁLISE DE ESTABILIDADE DO ATERRO CONSTRUÍDO EM ETAPAS.
6.3.3.1- CONSIDERACÕES SOBRE A ANÁLISE DE ESTABILIDADE
No trecho do rio João de Tiba, observaram-se seções estáveis executadas utilizando
apenas drenos pré-fabricados (Estacas 1013 a 1024) e seções outras nas quais se
implementaram drenos pré-fabricados e reforço de geossintético (1024 a 1029).
Análises serão realizadas considerando essas duas situações.
6.3.3.2- ESTABILIDADE DO ATERRO CONTRUÍDO EM ETAPAS SEM REFORÇO.
A seção SR-06 (estaca 1019 + 14,50), foi escolhida para análise da estabilidade do
aterro não reforçado com drenos verticais. A configuração analisada é apresentada na
figura 6.14.
Figura 6.14 – Seção esquemática para cálculo de estabilidade seção SR-06.
Inicialmente, verificou-se o fator de segurança para a condição de construção do
aterro rápida, em única etapa. A figura 6.15 apresenta o resultado da estabilidade
dessa seção.
Em seqüência, o fator de segurança foi calculado considerando cada etapa
carregamento efetivamente utilizada durante a construção. Incluiu-se na análise o
ganho de resistência não-drenada provocado pelo acréscimo de tensão da etapa
anterior.
179
Figura 6.15 – Estabilidade única etapa seção SR-06.
Para o acréscimo de resistência não-drenada ao final de cada etapa foi utilizando a
seguinte formulação proposta por ALMEIDA e outros (2001).
uiuui
SzSS
Δ
ρ
0
[6.1]
22,0
Δ
Δ
viu
US
σ
[6.2]
onde:
U
i
- grau de adensamento para cada etapa de carregamento;
Δσv - acréscimo de tensão vertical efetiva para cada etapa de carregamento;
v
u
S
'
22,0
σ
Δ
Δ
=
- Valor adotado, igual ao encontrado na argila da Barra da Tijuca, Rio de
Janeiro.
O acréscimo de tensão vertical devido o aterro foi calculado utilizando a formulação
proposta por CAROTHERS (BADILLO e RODRIGUES, 1984) para o acréscimo de
tensão vertical sobre um meio semi-infinito isotrópico e homogêneo, elástico-linear,
submetido a um carregamento trapezoidal linearmente infinito (figura 6.16) equivalente
ao carregamento de um aterro rodoviário.
180
Figura 6.16 – Geometria do problema de CAROTHER.
CAROTHERS propôs a seguinte expressão para o cálculo do acréscimo de tensão
vertical:
()
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
−−+=Δ bx
r
z
a
xQ
v
2
2
αβ
π
σ
[6.3]
Sendo
hQ ×=
γ
para o caso do aterro.
A camada de solo mole foi dividida em três regiões (ver figura 6.14), região central e
lateral, localizada sob aterro, onde efetivamente ocorre o adensamento, e outra
periférica. Para a área da berma de equilíbrio e região periférica considerou-se que
não houve acréscimo de tensão vertical devido o aterro. O grau de adensamento (U
i
)
para cada etapa de carregamento foram obtidos da análise do adensamento
puramente radial, apresentado anteriormente, utilizando os valores de ch
(s)
e ch
(u)
.
Para a região lateral considerou-se que o acréscimo de tensão é a metade do
acréscimo da região central.
Nas figuras 6.17 e 6.18 apresentam-se os valores de Δσv, calculado pelo método de
CAROTHERS, e o perfil de resistência não-drenada para a região central da seção
SR-06, considerando o coeficiente de adensamento horizontal ch
(s)
e ch
(u)
.
181
Figura 6.17 – Acréscimo de tensão vertical para região central, Δσ
v
, e resistência não-
drenada, S
u
, versus profundidade para a SR-06 para U
i
f(ch
(s)
).
Figura 6.18 – Acréscimo de tensão vertical para região central, Δσ
v
, e resistência não-
drenada, S
u
, versus profundidade para a SR-06 para U
i
f(ch
(u)
).
Su x Profundidade - SR-06 Real
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50
Su (KPa)
Profundidade (m)
ETAPA 0 ETAPA 1 ETAPA 2
ETAPA 3 ETAPA 4 ETAPA 5
ETAPA 6
Δσ
v x Profundidade - SR-06
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50
Δσ
v (KPa)
Profundidade (m)
ETAPA 1 ETAPA 2 ETAPA 3
ETAPA 4 ETAPA 5 ETAPA 6
Su x Profundidade - SR-06 Real
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50
Su (KPa)
Profundidade (m)
ETAPA 0 ETAPA 1 ETAPA 2
ETAPA 3 ETAPA 4 ETAPA 5
ETAPA 6
Δσ
v x Profundidade - SR-06
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50
Δσ
v (KPa)
Profundidade (m)
ETAPA 1 ETAPA 2 ETAPA 3
ETAPA 4 ETAPA 5 ETAPA 6
182
Nas tabelas 6.8 e 6.9 apresentam-se os dados de entrada utilizados no cálculo do
fator de segurança de cada etapa de carregamento para a condição de carregamento
real. Na figura 6.19 apresenta-se na forma de gráfico o resultado desse estudo.
Tabela 6.8 – Dados de entrada e fator de segurança calculado para a situação real de
carregamento para cada etapa na seção SR-06 e U
i
f(ch
(s)
).
Tabela 6.9 – Dados de entrada e fator de segurança calculado considerando a
situação real de carregamento para cada etapa na seção SR-06 e U
i
f(ch
(u)
).
183
"FS
versus
tempo"
0,00
0,20
0,40
0,60
0,80
1,00
1,20
1,40
1,60
1,80
2,00
2,20
2,40
2,60
2,80
3,00
3,20
3,40
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 101112131415161718192021222324252627282930
Tempo (meses)
FS- Bishop
FS f(ch(s))
FS (projeto)
FS crítico
FS f(ch(u))
FS =1.3
Figura 6.19 – Evolução do fator de segurança com o tempo para a seção SR-06.
6.3.3.3 - CONCLUSÕES SOBRE ESTABILIDADE DO ATERRO NÃO REFORÇADO
CONSTRUÍDO EM ETAPAS.
Das análises conclui-se que o coeficiente de adensamento horizontal obtido pelo
método de ORLEACH (1938), ch
(u)
, torna a estabilidade do aterro mais representativa
da condição de campo. Observa-se que os fatores de segurança do aterro calculados
utilizando o U f(ch
(u)
) e U(ch
(s)
) estão próximos da unidade (FS≈1) indicando eminência
da ruptura em todas as etapas de carregamento, de fato verificada no campo.
A construção do aterro em etapas sem o uso de reforço se mostrou possível até certa
altura do aterro (H<7m), como demonstram as análises. Após rupturas ocorridas nas
etapas inicias (1ª, 2ª e 3ª) de carregamento, deixou-se dissipar o excesso de poro-
pressão gerado o que possibilitou o prosseguimento da construção. Em nenhuma
etapa de carregamento foi possível obter um fator de segurança, no inicio do
carregamento satisfatório (FS≈1,3), mesmo para valores elevados do grau de
adensamento e, conseqüentemente, ganho de resistência não-drenada. Em todas as
etapas, as análises indicaram fatores de segurança iguais ou abaixo da unidade. A
análise do histórico de rupturas indica, em varias etapas, o aparecimento de grandes
184
trincas no aterro, que inclusive levou a paralisação das atividades em alguns
momentos.
6.3.4 - ANÁLISE DE ESTABILIDADE DO ATERRO REFORÇADO CONSTRUIDO EM
ETAPAS.
Buscando ganhar sensibilidade para o caso em estudo, apresenta-se a seguir análises
sob diferentes condições. A seção SR-12 (estaca 1026 +15,00) foi escolhida para o
estudo. Inicialmente analisou-se o coeficiente de segurança para o aterro não
reforçado, considerando uma construção rápida do aterro sem o acréscimo de
resistência não-drenada em função do adensamento da camada de argila mole. A
figura 6.20 apresenta o resultado da estabilidade do aterro não reforçado pelo método
de BISHOP simplificado.
Em seguida avaliou-se a possibilidade de construção rápida do aterro com utilização
de reforço com geogrelha. Considerou-se que o reforço seria implantado a 1,5 m
acima do terreno natural e dentro do aterro compactado. O ângulo de interação solo-
reforço admitido foi de δ=0,85φ
aterro
. A figura 6.21 apresenta o resultado do fator de
segurança e o valor da tração requerida, T
req
, obtido da análise de estabilidade para a
geometria analisada.
Figura 6.20 – Estabilidade da seção SR-12 única etapa sem reforço.
185
Figura 6.21 – SR-12: Estabilidade de aterro reforçado em única etapa T
req
= 800 KN/m.
Verificou-se que valores de T
req
acima de 800 kN/m elevaria o fator de segurança para
valores acima da unidade, o que possibilitaria a construção do aterro em única etapa
reforçado.
6.3.4.1- AVALIAÇAO DO REFORÇO UTILIZADO NA OBRA
O reforço utilizado na obra do aterro no trecho do rio João de Tiba teve valores de
tensão máxima variando entre 400 kN/m e 800 kN/m e largura constante de 27,68m de
comprimento (figura 3.28). Reavaliou-se esse dimensionamento levando-se em
consideração o ganho de resistência não-drenada ao final de cada etapa real de
carregamento e a perda de capacidade resistiva da geogrelha devido ao fenômeno da
fluência para a condição real de carregamento.
O reforço foi colocado após já ter se passado 16,5 meses desde o inicio da obra e
tendo o aterro atingido uma cota de 5,8m, em 7 etapas de carregamento. Em função
de ruptura ocorrida no local o aterro foi retirado para inclusão da geogrelha. Sendo
assim a análise deve levar em conta o ganho de resistência não-drenada da argila
promovido pelo adensamento do aterro no tempo em questão.
Nesta análise desconsiderou-se a perda de resistência oriunda do amolgamento
promovido por rupturas anteriores.
Treq= 800 kN/m
186
A figura 6.22 apresenta a geometria da seção analisada.
Figura 6.22- Geometria da seção SR-12 para condição real de carregamento.
A análise da estabilidade do aterro reforçado foi feita considerando para a geogrelha:
9 T
max
=800 kN/m e largura útil de 27,68m.
Para vários períodos de tempo foi calculado o valor de T
ref
e conseqüentemente o
valor de f
cr
=T
max
/T
ref
utilizando a curva de referência para geogrelha de polietileno
(figura 2.42). A tabela 6.12 resume os respectivos valores dos coeficientes de
segurança parciais utilizados no calculo da tração disponível, T
a
.
Tabela 6.12- Valores dos coeficientes de segurança parciais f.
Após a inclusão do reforço geossintético, a execução da complementação do aterro foi
feita em t
c
=1,5 mês. Na tabela 6.13 apresentam-se os dados de entrada utilizados no
cálculo do fator de segurança de cada etapa de carregamento para a condição de
carregamento real para seção SR-12.
187
Tabela 6.13 – Dados de entrada e fator de segurança calculado considerando a
situação real de carregamento para cada etapa na seção SR-12.
Na figuras 6.23 apresenta-se o fator de segurança obtido.
"FS
versus
tempo"
0,00
0,20
0,40
0,60
0,80
1,00
1,20
1,40
1,60
1,80
2,00
2,20
2,40
2,60
2,80
3,00
3,20
3,40
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10111213141516171819202122232425
Tempo (meses)
FS- Bishop
FS reforçado
FS (projeto)
FS c rític o
FS sem reforço
FS =1.3
Início de reforço do aterro
Figura 6.23 – Evolução do fator de segurança com o tempo para a seção SR-12
reforçada.
O fator de segurança ao final do carregamento da ultima camada, 21,5 meses no
gráfico, está acima da recomendada.
No entanto, logo depois de concluído o complemento do aterro reforçado, verificou-se
a ruptura do mesmo com aparecimento de várias trincas. O tempo entre o inicio da
construção do aterro reforçado e o fim da complementação do aterro foi de 45 dias e o
188
tempo entre o fim da construção da complementação do aterro e a ruptura foi de 75
dias, ao total foram 120 dias até a ruptura. Nas analises considerou-se o fator de
redução previsto na tabela 6.12 (FR=1,69) o que redundou um T
a
=800/1,69= 473
kN/m.
Apresentam-se as análises paramétricas nas quais buscou-se verificar a influência da
mobilização do reforço e da resistência da camada de argila na estabilidade do aterro.
Consideraram-se nesse estudo as seguintes hipóteses:
1. Diminuição da resistência não-drenada, devido amolgamento da argila mole
em vista de rupturas ocorridas em etapas anteriores;
2. Mobilização parcial da geogrelha.
Na primeira hipótese, manteve-se constante o valor de ρ=2,17 kPa/m, obtido nos
ensaios de campo e variou-se o valor S
u0
. O valor de T
a
considerado de foi de 473
kN/m considerando-se a mobilização máxima admissível para o reforço considerando
a solicitação ocorrida em 120 dias. Na figura 6.24 apresenta-se o resultado dessa
análise de estabilidade. Observa-se que o valor de S
u0
que explica a ruptura é igual a
11 kPa. Esse valor é inferior ao esperado levando em consideração o ganho de
resistência do solo durante o período construtivo de 20,5 meses, que levaria S
u0
para
17,66 kPa.
Figura 6.24 – Retroanálise para a hipótese de falta de resistência não-drenada da
camada de argila mole do solo de fundação.
Ta= 473 kN/m
189
Na segunda hipótese, Determinou-se o valor da tensão requerida na geogrelha, T
req
,
de forma a garantir o fator de segurança unitário, FS=1, considerando para o solo de
fundação o ganho integral de resistência, S
u0
igual a 17,66 kPa. O valor de T
req
que
satisfaz essa condição é de 130 kN/m, inferior ao valor disponível da geogrelha
utilizada que é de 473 kN/m (ver figura 6.25). Tal indica a possibilidade da ruptura ter
ocorrido em função de uma mobilização parcial da tensão no reforço, no momento do
colapso, inferior a 130 kN/m. Essa hipótese é plausível visto que, de fato a resistência
que deve ser considerada para o reforço é função das deformações impostas pelo
aterro e não da resistência em si da geogrelha.
Figura 6.25 – Retroanálise para a hipótese de falta de mobilização de tensão no
reforço.
6.3.4.3 - CONCLUSÕES SOBRE ESTABILIDADE DO ATERRO REFORÇADO
A estabilidade do aterro reforçado indica um fator de segurança superior ao sugerido
pela Norma (FS
real
=1,36).
O valor da resistência não-drenada inicial que explicaria a ruptura, para a hipótese de
falta de resistência da camada de solo mole, é de S
u0
=11 kPa. Essa redução pode ter
origem no amolgamento da camada de argila mole, oriundo de colapsos anteriores.
Tal promove a redução da resistência do solo e altera também o ganho de resistência
e compressibilidade do mesmo com o tempo, devido à diminuição da permeabilidade.
O valor da tensão mobilizada que explicaria a ruptura, para a hipótese de mobilização
parcial da tensão no reforço, é de T
req
=130 kN/m.
Treq= 130 kN/m
190
CAPÍTULO 7 - CONCLUSÕES E SUGESTÕES PARA
PESQUISAS FUTURAS.
7.1- CONCLUSÕES
As principais conclusões obtidas do presente trabalho são:
1. Os dados obtidos dos ensaios de campo indicam que o depósito de argila mole
analisado (João de Tiba) possui características similares a outras argilas moles
litorâneas brasileiras;
2. Observou-se que o referido depósito pode ser considerado relativamente
homogêneo;
3. O depósito apresenta resistência não-drenada crescente com profundidade. A
correlação utilizando N
ΚΤ,
com os resultados obtidos através de ensaios de
palheta, mostrou-se mais consistentes com o encontrado na literatura;
4. Os recalques reais observados foram superiores aos valores calculados. Esse
fato é explicado pela ocorrência de ruptura do aterro que provocou aumento
dos deslocamentos da camada de solo mole da fundação;
5. O valor do coeficiente de adensamento horizontal, ch
(u)
, obtido pelo método de
ORLEACH apresentou-se cerca de 1,55 vezes maior do que aos valores
determinados pelo método de ASAOKA, ch
(s)
. O uso do método de ASAOKA se
mostrou de mais fácil aplicação;
6. As curva recalque versus tempo obtidas com ch
(s)
e ch
(u)
se aproximaram, em
linhas gerais, do comportamento dos recalques observado no campo. Nas
análises correspondentes a construção em etapas constatou-se que o
coeficiente de adensamento horizontal obtido pelo método de ORLEACH, ch
(u)
,
redunda numa condição de estabilidade do aterro mais representativa do
comportamento observado no campo;
7. O método de BISHOP simplificado, utilizado no cálculo de estabilidade de
aterros sobre solos moles, apresenta resultados consistentes. Com base na
191
retroanálise da ruptura, observada num trecho não reforçado, pelo método de
BISHOP simplificado, definiu o perfil de resistência não-drenada, do solo de
fundação (S
u0
=2,1 kPa; ρ= 2,17 kPa/m), considerando um fator de correção de
BJERRUM, μ, igual a 0,70. Esse valor é compatível como usualmente adotado
nesse tipo de solo.
8. As análises de estabilidade do aterro construído em etapas demonstram que o
fator de segurança do aterro se manteve baixo, mesmo considerando o ganho
de resistência promovido pela construção em etapas;
9. A análise da estabilidade do aterro reforçado, para a condição real de
carregamento, indicou um fator de segurança superior ao sugerido pela Norma
(FS
real
=1,36).
10. Retroanálise da ruptura do aterro reforçado indicou que a redução da
resistência não drenada do solo de fundação, S
u0
, de 17,66 kPa para 11 kPa,
poderia explicar a ruptura. A redução da resistência do solo de fundação
poderia ter origem no amolgamento da camada de argila mole, oriundo de
colapsos anteriores. O amolgamento também leva a uma redução na
velocidade do adensamento da camada e, portanto, menor ganho de
resistência com o tempo. A falta de mobilização da tensão no reforço também
poderia ser uma explicação para o colapso. Análises indicam que uma
mobilização de tensão no reforço inferior a 130 kN/m, levaria o aterro à
ruptura.
11. A inclusão de reforço com geogrelha geossintética aumentou o fator de
segurança da obra em relação à construção do aterro sem reforço (ver fig.
6.23), o que possibilitou a elevação da cota do aterro até a posição atual.
12. Os valores de recalques medidos e as análises efetuadas permitiram atestar o
efeito benéfico dos drenos verticais na aceleração do processo de
adensamento da camada de argila mole situado abaixo do aterro.
13. A construção por etapas e inclusão de geogrelhas promoveu uma melhoria nas
condições de estabilidade do aterro. Apesar desses procedimentos
construtivos observaram-se colapso em alguns trechos. No entanto, nos locais
nos quais se incluiu reforço do aterro com geogrelhas não se observou ruptura
192
generalizada. Os movimentos redundaram somente em algumas trincas e
levantamento no pé do aterro.
7.2 - SUGESTÕES PARA PESQUISAS FUTURAS
Empregaram-se métodos analíticos na avaliação dos recalques e métodos de
equilíbrio limite para verificação da estabilidade do aterro. Seria de interesse
complementar as análises efetuadas empregando métodos numéricos. As análises
permitiriam consideram o comportamento tensão deformação que é particularmente
importante nos aterros reforçados. A compatibilidade de deformação do solo e do
reforço poderiam então ser considerada.
Visando obter maiores informações sobre os depósitos de solos moles (João de Tiba,
Camurugi), sugere-se complementação da investigação geotécnica de forma que
contemple:
9 Amostragem indeformada;
9 Ensaios de campo (SPT, palheta e piezocone) em verticais localizadas na
crista do aterro atualmente construído e em pontos considerados virgem de
carregamento nos depósitos de solo mole;
9 Ensaios de laboratório: Caracterização, Permeabilidade, Adensamento (CRS e
convencional), Triaxiais UU, CU.
Os parâmetros obtidos seriam particularmente úteis nos estudos numéricos ora
propostos. Seria também útil a construção de aterro experimental levado à ruptura,
acompanhado por instrumentação geotécnica adequada. Este aterro, melhor
controlado, possibilitaria um aprofundamento no entendimento do comportamento do
depósito de argila, levando a obtenção de parâmetros de projetos mais confiáveis para
uma possível duplicação da rodovia.
193
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