3.3 Dimensionamento das soluções definitivas
3.3.1 Parede Krainer
A estabilidade estrutural da parede Krainer foi calculada a partir das verificações de segurança ao escorregamento e ao tombamento, verificação da resistência mecânica da madeira usada e a resistência ao cisalhamento da margem em reação ao fluxo da água. O dimensionamento foi feito com base no artigo de García-Vega (2014) e na norma para estruturas de madeira – ABNT (7190).
Para se trabalhar com as verificações citadas, é necessário obter as forças envolvidas nos cálculos de equilíbrio. Em sua, avalia-se o peso da madeira e do solo interno depositado na porção interna da parede e o empuxo do solo atuante. A avaliação foi feita em 3 trechos ao longo da altura da parede que possuem larguras diferentes, de forma a garantir a estabilidade nas seções consideradas.
Os cálculos do peso foram feitos pela relação de volume com o peso específico. O volume da madeira foi calculado com base na quantidade de peças que se planeja usar por metro de parede. A
Tabela 15 apresenta os pesos específicos dos materiais utilizados.
TABELA 15 - MASSA ESPECÍFICA USADA PARA CADA MATERIAL. Massa específica
(kg/m³) Madeira (Eucalyptus
citriodora) 750
Solo seco 1700
O empuxo do solo foi calculado usando a Equação 3. 𝑆 = 1
2𝛾𝑡ℎ 2𝐾
𝐴− 2𝑐′√𝐾𝐴 Equação 3
Em que:
𝛾𝑡 = peso específico do solo; h = altura do estrato;
A
K = coeficiente de empuxo ativo Ch = coesão;
O coeficiente de empuxo ativo foi calculado usando a Equação 4. 𝐾𝑎 = 𝑐𝑜𝑠 2𝑗 [1 + (senjsen(j − e) (cos e)½ ]² Equação 4 Em que:
j = ângulo de atrito do solo (º);
e = inclinação do talude contido (m/m); Ka = coeficiente de empuxo ativo.
As dimensões usadas para uma das paredes Krainer foram as mostradas na Figura 36.
FIGURA 36 - SEÇÃO TRANSVERSAL DE UMA PAREDE KRAINER DIMENSIONADA.
Na Figura 36 pode-se identificar as três seções (A, B e C) consideradas na presente análise. Também são evidenciadas as formas usuais de representação das peças longitudinais e transversais de madeira.
A estabilidade ao escorregamento foi calculada pela Equação 5.
𝐹𝑆 =𝜇. 𝑅𝑦+ 𝑐 ′. 𝐵 𝑅𝑥
≥ 1,5 Equação 5
Em que:
Ry = resultante das forças verticais;
μ = coeficiente de atrito entre a base da parede e solo; c' = coesão corrigida do solo da fundação;
B = largura da parede;
Rx = resultante das forças horizontais; FS= fator de segurança.
ELETROBRAS (1999) recomenda a garantia de um fator de segurança ao escorregamento igual ou superior a 1,5.
A estabilidade ao tombamento é calculada através da relação entre o momento estabilizante (Me) e o momento desestabilizante (Md) atuantes sobre a parede Krainer. O ponto de tombamento adotado foi o que proporciona o pior Fator de Segurança, obtido conforme a Equação 6.
𝐹𝑆 = 𝑀𝑒 𝑀𝑑
Equação 6
O momento estabilizante foi composto pelos momentos causados pelo peso da madeira e do solo dentro da parede a cada estrato. Sua formulação é apresentada na Equação 7:
𝑀𝑒 = 𝑊𝑚 . 𝑒𝑚+ 𝑊𝑠 . 𝑒𝑠 Equação 7
Em que:
𝑊𝑚𝑎𝑑𝑒𝑖𝑟𝑎 = Peso da madeira (N);
𝑒𝑚= Excentricidade do peso da madeira em relação ao ponto de tombamento (m); 𝑊𝑠 = Peso do solo dentro das gavetas(N);
𝑒𝑠 = Excentricidade do peso de solo dentro das gavetas em relação ao ponto de tombamento (m);
O momento desestabilizante foi composto pelo momento causado pelo empuxo de solo em cada seção, multiplicado pela excentricidade (d) em relação ao centro de massa da seção, conforme a Equação 8.
𝑀𝑑 = 𝑆. 𝑑 Equação 8
O Fator de Segurança considerado para garantir a estabilidade ao tombamento é 2.
A estabilidade interna da madeira foi calculada pela relação entre a resistência calculada da madeira e a tensão solicitante. Utilizou-se a Equação 9 para cálculo da resistência da madeira.
𝑓
𝑚𝑑=𝐾𝑚𝑜𝑑 .𝑓𝛾𝑚𝑘
𝑀 Equação 9
Em que:
Kmod = Fator de modificação da madeira; 𝛾𝑀 = Coeficiente de segurança parcial; 𝑓𝑚𝑘 = Resistencia característica da madeira;
O valor de Kmod é composto pelo produto de três outros coeficientes. O critério da ABNT NBR 7190: 1997 específica que os coeficientes parciais dependem do tipo de madeira e da condição de carregamento.
Para este dimensionamento, considerou-se:
• kmod,1 = 0,70 → carregamento de carga permanente;
• kmod,2 = 0,80 → classe de umidade (3) e (4), com umidade do ambiente
Uamb > 85% ao longo de extensos períodos de exposição;
• kmod,3 = 0,80 → madeira de segunda categoria.
O coeficiente 𝛾𝑀 foi adotado como 1,4 por se tratar de um caso onde a madeira sofre compressão paralela às fibras. A resistência característica (𝑓𝑚𝑘) foi adotada como 30 MPa, dado o tipo de espécie adotada.
As tensões solicitantes e resistentes foram calculadas para cada nível de parede Krainer, totalizando três seções de dimensionamento. As tensões solicitantes, por sua vez, foram calculadas utilizando-se as Equações 10, 11 e 12.
𝜎𝑚𝑑 =𝑀𝑑 𝑊𝑦 Equação 10 𝑀𝑑 =1 8. 𝑃. 𝐿𝑓² Equação 11 𝑊𝑦 = 𝜋. (𝐷2) 3 4 Equação 12 Em que:
𝜎𝑚𝑑 – Tensão sobre a peça (MPa); D – Diâmetro da peça (mm);
𝑀𝑑 = momento solicitante de cálculo (kN.mm); 𝑃 = carga atuante sobre a peça (N);
𝐿f – comprimento da peça submetida a tensão (mm); 𝑊y – módulo resistente (mm³).
Foram aplicadas todas as considerações de ponderação dos esforços e das resistências preconizadas pela ABNT 7190 (1997). Nessas análises, verificou-se a condição de estabilidade interna da madeira em todas as situações de carga.
Através dos métodos propostos pela ABNT 7190 (1997), conclui-se que se faz necessário um diâmetro de ao menos 10 mm para as barras de ligação da madeira.
A resistência ao cisalhamento na margem causada pela velocidade nas margens é calculada segundo o método sugerido por A. García-Veja (2014) e dado pela Equação 13.
𝜏 = 𝛾𝑎. 𝑅ℎ. 𝐼. 𝑐 Equação 13
Em que:
𝜏 = tensão de cisalhamento (kN/m²); 𝛾𝑎 = peso Específico da água (kN/m³); Rh = raio hidráulico (m);
I = inclinação do leito (m/m);
c – fator de correção relacionado a largura e profundidade do rio.
Os valores obtidos nas seções mais críticas de projeto são de baixa ordem de magnitude (10-2). Dessa forma esse critério não teve impacto no dimensionamento das peças das paredes. Este fato se deu pela baixa velocidade de cheia sob a qual a obra estará submetida, como demonstrado nos cálculos hidráulicos.
Apresenta-se a compilação do dimensionamento da parede Krainer utilizada para a estabilização das margens do Parque São Lourenço. São especificados os fatores de segurança encontrados e as dimensões das peças adotadas no dimensionamento. A Figura 37 apresenta vista em corte da solução.
É importante ressaltar que a parede Krainer dimensionada para a margem esquerda do canal também foi verificada para uma sobre pressão de 68.3 kPa, representando a solicitação de equipamentos pesados que irão trafegar pelo talude contido para conseguir acesso a rampa.
Para ambas as paredes dimensionadas para o canal, considerou-se uma inclinação de talude contido mínima de 5º, mesmo que o talude contido na realidade seja plano.
73
TABELA 16 – RESUMO DO DIMENSIONAMENTO DAS PAREDES KRAINER DIMENSIONADAS. Modelo de parede Número de gavetas Raio das peças usadas (mm) Maior ângulo de talude contido Fator de segurança ao tombamento Fator de segurança ao escorregamento Esquerda “Baixa” 4 150 16° 94.2 40.31 Esquerda “Alta” 6 150 10° 7.17 4.96 Esquerda Canal 3 150 5° 1.94 1.84 Direita Canal 3 150 5º 2.47 2.34
FIGURA 37 - VISTA EM CORTE DA PAREDE KRAINER DA MARGEM ESQUERDA DO CANAL (M).
A espécies vegetais a serem utilizadas para a solução da parede Krainer são apresentadas na Tabela 17:
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TABELA 17 - ESPÉCIES UTILIZADAS PARA PAREDE KRAINER
Nome científico Nome popular Floração Frutificação
sebastiana schottiana
Sarandi Setembro/novembro Novembro/Janeiro
abutilon megapotamicum
Lanterninha chinesa
Primavera e verão, mas se estende ao longo de todo ano de forma esparsa
-
Calliandra brevipes
Sarandi Outubro a março Verão e outono
Mimosa bimucronata
Maricá junho a setembro Dezembro a março
Tibouchina granulosa
Quaresmeira Janeiro a abril e junho a agosto Abril a maio e outubro a novembro
Tais espécies foram escolhidas por estarem de acordo com os critérios estabelecidos pela seção 3.1.4 (Parâmetros botânicos) e por terem tempos de floração distintos. Dessa forma, busca-se uma condição estética mais interessante.
3.3.2 Paliçada Viva
A solução consiste no uso de uma série de estacas cravadas no solo à margem do corpo hídrico, unidas por transversinas. É, basicamente, uma versão reduzida e simplificada de uma parede Krainer.
A paliçada viva será calculada de forma semelhante à metodologia de cálculo de trança viva, como apresentada por Machado et al. (2017).
Inicialmente, foram adotados os parâmetros de resistência dados pelas Equações 14 e 15.
𝜑′ = 𝑡𝑎𝑛−1(tan 𝜑
𝐹𝑆 ) Equação 14
Em que:
φ' = ângulo de atrito efetivo (°); FS = fator de segurança;
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𝑐′= 𝑐
𝐹𝑆 Equação 15
Em que:
c' = coesão efetiva (kPa); FS = fator de segurança;
Em seguida, realizou-se o cálculo do empuxo de solo atuante sobre a contenção. Considerou-se a teoria dos empuxos de Rankine, obtendo-se os valores de Empuxo Ativo (Ea) e de Empuxo Passivo (Ep), sobre solo coesivo com sobrecarga em condições de saturação completa do solo. Isso é feito a partir da avaliação dos coeficientes de empuxo ativo (Ka) e a passivo (Kp) utilizando-se as Equações 16 e 17.
𝐾𝑎 = 𝑡𝑎𝑛2(45° − 𝜑′
2) Equação 16
Em que:
φ' = ângulo de atrito efetivo (°); Ka = coeficiente de empuxo ativo.
𝐾𝑝= 𝑡𝑎𝑛2(45° +𝜑 ′
2) Equação 17
Em que:
φ' = ângulo de atrito efetivo (°); Kp = coeficiente de empuxo passivo.
Os empuxos ativos e passivos são calculados como nas Equações 18 e 19.
𝐸𝑎= 1 2𝐾𝑎. 𝐿 2. 𝛾 𝑠𝑎𝑡− 2. 𝑐′. 𝐿. √𝐾𝑎+ 1 2 𝑞. 𝐿. 𝐾𝑎+ 1 2𝐿 2𝛾𝑊 Equação 18 𝐸𝑝= 1 2 𝐾𝑝. 𝛾𝑠𝑎𝑡. 𝑓 2+ 2. 𝑐′. 𝑓. √𝐾 𝑝+ 1 2𝑓 2. 𝛾 𝑤 Equação 19 Em que:
Ka = coeficiente de empuxo ativo.
L = comprimento total da estaca de madeira (m); f = altura de cravação (m);
γsat = peso específico do solo submerso (g/cm³); q = possível sobrecarga no terreno (kPa);
γw = peso específico da água (g/cm³); c' = coesão efetiva (kPa);
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Calculados os empuxos, pode-se calcular o espaçamento máximo admissível entre estacas (s). Esse procedimento é feito de forma a atender três condições. Essas condições, chamada de “x”, são apresentadas nas Equações 20, 21 e 22.
𝑥 ≤ √𝜎𝑒. 𝜋. 𝐷𝑅 3 4. 𝑆 𝑠𝑒𝑛𝑑𝑜 𝑠 = 𝑥 2 Equação 20 𝑥 ≤ √615. 𝐷𝑅. 𝐸. 𝐼 10. 𝑆 4 𝑠𝑒𝑛𝑑𝑜 𝑠 =𝑥 2 Equação 21 𝑥 ≤ √1,28√16. 𝐷𝑅4. 𝑊4+ 25. 𝐷𝑅2(𝜎𝑒 𝜋𝐷𝑅2 4 ) 2 . 𝑊² 𝑆² − 5,12. 𝐷𝑅 2 Equação 22 Em que: DR = diâmetro do ramo (m);
σe = tensão de escoamento da madeira (kPa);
S = empuxo de terra aplicado no último ramo da estrutura (kPa) s = Espaçamento entre estacas;
E = módulo de elasticidade do ramo; I = momento de inércia do ramo.
Além dessas condições, a resistência ao cisalhamento nas seções mais críticas será analisada, pela perspectiva da tensão paralela às fibras (fv) em Mpa (Equação 23). No caso do valor de 𝑓𝑣 ser muito baixo (na faixa de 0,2 MPa), esta verificação pode ser desprezada para efeitos práticos.
𝑓𝑣 =
4. 𝑊. 𝑆 𝜋. 𝐷𝑅2
Equação 23
Sendo o empuxo de terra aplicado no último ramo da estrutura (S) calculado da seguinte forma (Equação 24):
𝑆 = 𝐷𝑅(𝐾𝑎. ℎ. 𝛾𝑠𝑎𝑡− 2𝑐′√𝐾𝑎+ 𝑞. 𝐾𝑎+ ℎ. 𝛾𝑊) Equação 24 Satisfeitas as quatro condições, é possível obter o espaçamento adequado entre as estacas.
Após a definição dos espaçamentos, torna-se necessário o cálculo da ficha mínima (f), ou seja, a mínima profundidade a qual a estaca deverá estar dentro do solo para manter sua estabilidade.
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A primeira verificação se dá com o equilíbrio dos momentos em relação ao ponto de giro y, conforme a Figura 38 (Equação 25):
𝑓 =𝐸𝑎(𝐿)
𝐸𝑝1 , Equação 25
Em que 𝐿 = 𝑓 + ℎ e 𝑓𝑚𝑖𝑛 = 1,20.
FIGURA 38 - CENTRO DE GIRO (MACHADO ET AL., 2017)
Deve-se igualmente verificar a estabilidade ao deslizamento através da verificação do equilíbrio a cargas horizontais atuando na estrutura com a Equação 26.
𝐸𝑝1
𝐸𝑝1 + 𝐸𝑎 ≥ 1,5 Equação 26
Finalmente, o cálculo das dimensões finais da paliçada é feito pela análise das tensões de flexão que solicitação as estacas de madeira (Equações 27 a 35).
𝑀𝑚á𝑥= 𝑆 (𝑀𝑎+ 𝐸. 𝑌 + 𝑌2 6 (3. 𝐾𝑎. 𝑝 − 𝑁. 𝑌 − 3. 𝐷)) Equação 27 𝑀𝑎 =𝐾𝑎. 𝛾. ℎ³ 6 + 𝐾𝑎. 𝑞. ℎ² 2 Equação 28 𝑝 = 𝐾𝑎(𝛾. ℎ + 𝑞) Equação 29 𝑁 = 𝛾(𝐾𝑝− 𝐾𝑎) Equação 30 𝑅𝑠 = 2. 𝑐′tan (45 +𝜑 ′ 2) Equação 31 𝐷 = 𝑅𝑠(1 + 𝐾𝑎) Equação 32 𝑎 = 𝐾𝑎. 𝑝 − 𝐷 𝑁 Equação 33 𝑌 = 𝑎 + √𝑎2+ 2.𝐸 𝑁 Equação 34 𝐸 = 𝐾𝑎(𝑞. ℎ + 𝛾. ℎ2 2 ) Equação 35
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Nas Equações apresentadas, 𝛾𝑠𝑎𝑡 é considerado quando o solo estiver saturado devido à presença do lençol freático.
A estabilidade mecânica interna da material madeira das peças é feita de forma similar àquela feita para a parede Krainer.
Através dos métodos propostos pela norma NBR 7190, pode-se dimensionar as ligações metálicas.
Este processo de dimensionamento se inicia avaliando a relação entre o comprimento do conector e seu diâmetro. Com esta relação, avalia-se o mecanismo de esmagamento local da madeira (Equação 36) ou flexão do pino (Equação 37) como resistência limitante. 𝑡 𝑑 ≪ 1,25√ 𝑓𝑦𝑑 𝑓𝑒0,𝑑 𝑅𝑦 = 0,4 𝑓𝑒0,𝑑𝑑𝑡 Equação 36 𝑡 𝑑> 1,25√ 𝑓𝑦𝑑 𝑓𝑒0,𝑑 𝑅𝑦 = 0,5𝑑²√𝑓𝑒0,𝑑𝑓𝑦𝑑 Equação 37 Em que: t = comprimento do conector (m); d= diâmetro do conector (m);
𝑓𝑦𝑑 = tensão de escoamento do aço (MPa)
𝑓𝑒0,𝑑 = resistência de embutimento da madeira (Mpa);
conclui-se que se faz necessário um diâmetro de ao menos 10 mm para as barras de ligação da madeira.
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FIGURA 39 - SEÇÃO TRANSVERSÃO DE UMA DAS MARGENS DIREITA.
As espécies a serem utilizadas para a Paliçada viva são as mesmas utilizadas pela Parede Krainer, e prescritas na seção 3.3.1.
3.3.3 Canaletas vegetadas
O Parque São Lourenço deve ser drenado na região de estudo de modo a permitir a condução da água para o corpo hídrico. As características hidráulicas do solo existente resultam na lenta percolação da água de infiltração pelos maciços de solo, comprometendo a estabilidade das margens. Diversos acúmulos de água foram identificados na região, bem como o aparecimento de regiões de escoamento superficial preferencial devido à falta de drenagem no local.
A drenagem superficial do Parque São Lourenço deverá ser melhorada com a implantação de canaletas drenantes no formato espinha de peixe. O principal critério utilizado para a especificação da configuração das canaletas foi o disciplinamento das linhas de drenagem naturais já existentes que desaguam no corpo do lago. Isso evita que na ocorrência de eventos pluviométricos extremos os processos de saturação do solo e inundação do entorno do lago não sejam agravados.
Através do reconhecimento topográfico da região foi possível delimitar as áreas de microdrenagem do entorno do Parque. Por se localizar em uma região de fundo de vale, o lago do São Lourenço recebe um aporte grande água de chuva que deve ser corretamente conduzido ao corpo hídrico.
80
Com o método racional, e a curva IDF de Curitiba, foi estimada a vazão de projeto nas canaletas. As bordas tiveram alturas calculadas com folgas, a inclinação longitudinal máxima pra evitar erosão foi de 2%, o fundo drenante teve o tamanho máximo do diâmetro das rochas calculados para não ser carreado e foram utilizadas vegetação para aumentar a infiltração nas canaletas.
Adotou-se canaletas com base maior de 40 cm nos ramos secundários e 50 cm nos ramos primários. A profundidade das canaletas para ambas as margens foi adotada em 40 cm.
O resultado final do dimensionamento pode ser visto na Figura 40.
FIGURA 40 - VISTA EM CORTE DO MODELO DE CANALETA VEGETADA (CM).
A espécies a serem utilizadas para a solução de canaleta vegetada dependem da posição da canaleta. O mix de vegetação destinado a canaleta vegetado é o Mix III, porém, a seguir são apresentadas duas variações deste.
Na Tabela 18 são apresentadas as espécies do Mix III.1. Este mix foi composto para as espécies a serem plantadas em ambiente amplo e ensolarado:
TABELA 18 – MIX III.1
Nome científico Nome popular Tipo de crescimento
Zantedeschia aethiopica (L.) Spreng. Copo-de-leite Arbusto
Petunia Integrifolia Petúnia perene Arbusto
Anthurium andraenum Antúrios Arbusto
Agapanthus africanus Agapanto Arbusto
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Na Tabela 19 são apresentadas as espécies do Mix III.2. Este mix foi composto para as espécies a serem plantadas em que margeia a pista de cooper:
TABELA 19 - MIX III.2
Tais espécies foram escolhidas por estarem de acordo com os critérios estabelecidos pela seção 3.1.4 (Parâmetros botânicos).
3.3.4 Plantio de Banquetas
A utilização das banquetas vegetadas tem por objetivo principal a minimização do fenômeno da erosão pluvial superficial.
A margem direita hidráulica da região estudada no Parque São Lourenço não apresenta condições de inclinação elevada dos taludes. Aliado à baixa permeabilidade do solo identificada nessa região, os problemas de erosão podem vir a ser acentuados por esta condição. Desse modo, o projeto das banquetas vegetadas garante a segurança do talude contra a erosão e melhora a drenagem subsuperficial do solo ao criar um eixo de escoamento transversal da água. Além disso, a presença das plantas contribui para a absorção de parte da água de infiltração.
Como anteriormente explicitado, o principal fator no dimensionamento de banquetas vegetadas é a erosão superficial. A erosão, por sua vez, é dependente de fatores como características da chuva, declividade e comprimento da rampa, tipo de solo, cobertura vegetal e práticas de conservação na área. Devido ao grande número de variáveis – normalmente de difícil previsão -, a equação mais utilizada para quantificação da erosão é a Equação Universal da Perda de Solo (EUPS, em inglês). A Equação 38 apresenta a proposta de Wischmeier e Smith (1978) para a estimativa da perda de solo.
𝐴 = 𝑅. 𝐾. 𝐿𝑆. 𝐶. 𝑃 Equação 38
Em que:
A = perda de solo (t/ha/ano);
R = índice de erosividade (MJ.mm.h-1.ha-1.ano-1) K = índice de erodibilidade (T.h.MJ-1.mm-1) LS = índice topográfico, adimensional;
C = fator de uso e manejo do solo, adimensional;
Nome científico Nome popular Tipo de crescimento
Agapanthus africanus Agapanto Arbusto
82
P = fator de práticas conservacionistas, adimensional.
Cada uma das variáveis componentes da Equação Universal da Perda de solo foi quantificada utilizando métodos reconhecidos no Brasil na recuperação de áreas degradadas. O índice de erosividade da chuva (R) foi calculado com a Equação 39, proposta por Rufino et al. (1993), a qual apresentou os resultados mais conservadores.
𝑅𝑖 = 4,20. 𝑀𝑖+ 19,55 Equação 39
Em que:
𝑀𝑖= precipitação média mensal (mm).
O índice de erodibilidade do solo (K) foi adotado a partir de uma ponderação da constituição granulométrica do solo do Parque São Lourenço.
TABELA 20 - CÁLCULO DO ÍNDICE DE ERODIBILIDADE DO SOLO A PARTIR DA PONDERAÇÃO PELA GRANULOMETRIA.
Índice de erodibilidade do solo (K)
Classificação Ponderação Romkens et al (1988) K
Argila 0,15 0,020
0,0217
Silte 0,21 0,035
Areia 0,40 0,025
Pedregulho 0,14 0,010
O fator de uso do solo (C) foi determinado conforme proposto por Pimenta et
al. (1998) para espaços verdes urbanos. A variável assumiu valor de 0,02. Em geral,
o índice relativo à prática conservacionista (P) é tomado como igual à unidade em casos que não agrícolas. Esse foi o critério utilizado neste cálculo.
Finalmente, utilizando-se o Fator Topográfico, torna-se possível determinar a máxima distância entre banquetas para que não se desenvolvam processos erosivos entre elas. O Fator Topográfico foi determinado conforme proposto por Bertoni e Lombardi Neto (2008) na forma da Equação 40.
83
𝐿𝑆 = 0,00984. 𝐿0,63. 𝑆1,18 Equação 40
Em que:
L = comprimento do declive (m); S = grau da declividade (%).
A partir da Equação 40, determinou-se um espaçamento máximo de 5,05 m entre cada banqueta. Com esse resultado, é possível perceber que o problema da erosão não é preponderante na análise. A favor da segurança e utilizando critérios executivos, adotou-se espaçamento de 1,5 m entre as banquetas.
O resultado final do dimensionamento pode ser visto na seção transversal de um dos taludes da margem direita, na Figura 41.
FIGURA 41 - VISTA EM CORTE DE UMA SEÇÃO TRANSVERSAL DE TALUDE DA MARGEM DIREITA DO LAGO.
A espécies a serem utilizadas para a solução de Plantio de banqueta são apresentadas na Tabela 21:
TABELA 21 - ESPÉCIES A SEREM UTILIZADAS NO PLANTIO DE BANQUETAS.
Nome científico Nome popular Tipo de
crescimento
Sebastiana schottiana Sarandi Arbusto
Abutilon megapotamicum Lanterninha chinesa Arbusto
Fuchsia regia Brinco de princesa Arbusto
Calliandra Brevipes Anjiquinho Arbusto
84
3.3.5 Dique Vegetado
As verificações de estabilidade do Dique vegetado foram as mesmas feitas para a parede krainer.
O dique é posicionado na entrada de duas manilhas de concreto já presentes nas margens do lago.
A seção transversal desta solução pode ser vista na Figura 42.
FIGURA 42 - SEÇÃO TRANSVERSAL DO DIQUE VEGETADO.
A espécies a serem utilizadas para a solução do Dique vegetado são apresentadas na Tabela 22:
TABELA 22 - ESPÉCIES A SEREM UTILIZADAS PARA O DIQUE VEGETADO
Tais espécies foram escolhidas por estarem de acordo com os critérios estabelecidos pela seção 3.1.4 (Parâmetros botânicos).
3.3.6 Enrocamento
O enrocamento é calculado através do método apresentado por Durlo (2012). O método consiste em correlacionar características do lago, como sua velocidade e o atrito de seu leito, e características das partículas carreadas pelas águas do próprio lago.
A Equação 41 apresenta matematicamente a relação descrita e permite que se obtenha o diâmetro necessário para partículas se manterem estáveis no leito do lago:
Nome científico Nome popular Tipo de crescimento
Zantedeschia aethiopica Copo-de-leite Mudas
Calliandra Tweediei Quebra-foice Estacas
Anthurium andraenum Antúrios Arbusto
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𝑊 = √2. 𝑔. 𝑏. (𝛾1− 𝛾). 𝑐𝑜𝑠𝛼
𝜇. 𝛾 Equação 41
Em que:
g = Gravidade(m/s³);
f = Coeficiente de atrito partícula com o leito; b = Comprimento da partícula (cm);
ϒ1 =Peso específico da partícula(g/cm³); ϒ = Peso específico da água(g/cm³); α = Ângulo de inclinação do leito(º); μ = Coeficiente de forma do corpo;
W = Velocidade da água tolerável pela partícula.
Por fim, se calcula a necessidade mínima de partículas com diâmetro de 9,22 cm de diâmetro. Visando uma padronização de materiais utilizados nas várias soluções em obra, o enrocamento usará rochas de 40 cm de diâmetro.
3.4 ESTIMATIVA DE CUSTOS
Ao longo do dimensionamento e detalhamento de cada uma das soluções propostas, foi feito o levantamento de materiais e mão de obra necessários para sua execução. Com tais itens, foi possível a produção de composições de custo, a serem utilizadas na estimativa final de custo da obra.
3.4.1 Composições produzidas
Ao longo do dimensionamento das soluções, foram elaboradas composições de custo para futura estimativa do investimento total da obra.
Todos os custos forma obtidos da tabela SINAPI, para o Paraná no ano de 2018, da tabela SICRO 2, para o Paraná no mês de novembro de 2016, ou por pesquisa de mercado.
As quantidades nas composições foram obtidas em bibliografia, citada em momento oportuno para cada solução.
86
Apresentadas as composições de custo, pode-se levantar uma comparação de custo por metro de soluções convencionais e da parede Krainer. Essa comparação pode ser vista na Tabela 23.
TABELA 23 - COMPARAÇÃO DE CUSTO POR METRO DE SOLUÇÕES. Solução Valor unitário (R$) Fonte da
informação Muro gabião cx 0,50 alt.8X10,ZN/AL+PVC D=2,4mm 1734,43 SICRO (PR- 09/2016) Muro gabião cx 0,50 alt.8X10,ZN/AL D=2,7mm 1511,73 SICRO (PR- 09/2016) Muro gabião cx1,00 alt.8X10 ZN/AL+PVC D=2,4mm 1385,45 SICRO (PR- 09/2016) Muro gabião cx 1,00