56 Figura 21 - Redistribuição de tensões para uma cortina colocada na superfície (esquerda) e abaixo da superfície (direita): a) Corte transversal da escavação; b) Parede deformada; 59 Figura 26 - Distribuições recomendadas de tensões horizontais de solo para paredes com duas linhas de apoio: De a) a c) para perfis com tábuas (tampão descontínuo) ed) a f) para cortinas de estacas pranchas e paredes cortinas de concreto. Para simplificar a visualização, a profundidade z é normalizada pela altura e a tensão de terra eah pela tensão média Eah/H. Figura 19 - Tensão horizontal ativa normalizada a partir de uma análise FEM para diferentes tipos de movimentos de cortina.
As distribuições de tensão mostradas na Figura 21.c (direita) são típicas de cortinas de estaca-prancha e similares.
INPUT
O software Plaxis consiste em um programa que utiliza o Método dos Elementos Finitos (MEF) e foi desenvolvido para analisar problemas de engenharia geotécnica. No método dos deslocamentos as incógnitas mais importantes são os deslocamentos, enquanto no método do equilíbrio as incógnitas são as tensões. O limite superior significa que o elemento estrutural e o solo estão em contato total, ou seja, o solo e o componente estrutural não podem deslizar um contra o outro.
Valores intermediários são utilizados para que o atrito na interface seja reduzido pelo número de Rinter dado, permitindo o deslizamento entre o elemento estrutural e a massa de solo, (Gouw, 2014). Um erro comum de modelagem de interface, conforme apontado por Gouw (2014), ocorre ao aplicar o elemento de interface em conexões grauteadas, como na Figura 47. Em análises de adensamento ou fluxo, elementos de interface podem ser usados para bloquear o fluxo perpendicular à interface, simulando um material impermeável.
Estes elementos reforçarão a flexibilidade da malha de elementos finitos e assim evitarão resultados de tensão fisicamente incoerentes. Inicialmente, durante a criação do modelo de elementos finitos, embora tenham sido determinados os parâmetros do solo e criada a malha de elementos finitos, o peso próprio do solo, ou seja, as tensões iniciais, não foram levados em consideração. Caso seja necessário incluir tensões gravitacionais, a Plaxis recomenda o procedimento em seu manual.
CALCULATION
A opção de redefinir os deslocamentos da fase de cálculo anterior pode ser selecionada quando uma fase produz deslocamentos irrelevantes, por exemplo, deformações devido a carregamento gravitacional. Se não selecionar esta opção, significa que os deslocamentos incrementais da fase atual serão somados aos da fase anterior. No modo de análise de água da fase de cálculo correspondente, deve ser ativada a interface ao longo da parede, condição segundo Gouw (2014) para reproduzir a situação de parede impermeável.
A ativação da interface, tanto no modo terrestre quanto no modo água, é independente entre si. Portanto, a interface ativa no modo terra não significa que a interface esteja ativa no modo água e vice-versa. No modo solo, a interface ativa serve para reduzir o atrito de contato e permitir o deslizamento relativo entre o solo e a parede.
Portanto, não importa se os elementos de interface ao longo da parede estão ativados no modo água ou não. Após o cálculo, podemos obter a poropressão em ambos os lados da parede clicando na interface ao longo da parede. O módulo de elasticidade dependendo do nível de tensão (determinado no modelo avançado) no final da etapa anterior é usado como um módulo de rigidez constante durante o cálculo da redução Phi-c.
OUTPUT
Na análise da redução Phi/c é possível verificar o fator de segurança, apresentado na equação (51). Este cálculo pode ser feito no final de cada fase de construção, caso haja interesse. Quando a análise de redução Phi-c é usada em combinação com modelos de solo avançados, esses modelos se comportarão como um modelo padrão de Mohr-Coulomb, uma vez que o comportamento de rigidez dependente do nível de tensão e os efeitos de endurecimento são excluídos.
Ao final do cálculo, cada etapa da construção recebe um marcador indicando se foi calculada com sucesso ou não. Neste ponto é possível selecionar qualquer uma das etapas de construção para ver os resultados na sub-rotina de saída. Uma das grandes funcionalidades desta sub-rotina é obter uma tabela de dados de cisalhamento e tensões no solo e de momentos normais, cortantes e fletores em estruturas.
Em relação à convenção de sinais, deve-se observar que o modelo geométrico bidimensional do Plaxis é criado no plano x-y do sistema de coordenadas global, conforme mostrado na Figura 49. Embora o Plaxis versão 8.2 (utilizado nesta pesquisa) seja um programa 2D, as tensões são baseadas em um sistema cartesiano 3D. Em todos os dados de saída, as tensões e forças de compressão são consideradas negativas, incluindo pressões nos poros, e as tensões e forças de tração são consideradas positivas.
CURVES
Os valores da força da haste são razoavelmente afetados pelo parâmetro Rinter, enquanto os resultados do momento fletor máximo foram ligeiramente afetados. Em relação aos deslocamentos, observa-se que os deslocamentos horizontais aumentam com a diminuição de Rinter. A Tabela 24 apresenta os dados de entrada no Plaxis para a modelagem da parede contínua equivalente na seção tampão, formada apenas por perfis metálicos.
Os parâmetros para o material equivalente na seção de escavação são apresentados por metro linear na Tabela 25. Os resultados apresentados em linha contínua consideram o perfil com tábuas na seção de escavação e apenas o perfil na seção de chapa. Como pode ser observado na Figura 89, a geometria real da cortina na parte escavada é composta por perfis metálicos Š 200 x 35,9 e uma laje de concreto TB 20R.
Observa-se que a rigidez à flexão na seção do tampão é muito elevada considerando a seção correspondente na Figura 92. Em relação aos deslocamentos horizontais, Figura 97, para as duas etapas de escavação, Plaxis previu deslocamentos satisfatórios da obra. Será também avaliado o impacto da não consideração da laje frontal em betão, bem como o valor da carga do edifício vizinho e o valor da rigidez da parede na secção da laje.
A Tabela 37 mostra que os deslocamentos horizontais no topo da parede para o modelo Mohr-Coulomb nas duas fases de escavação foram próximos, mas inferiores, aos valores encontrados com o modelo Hardening Soil. A Figura 102 também mostra os deslocamentos se forem considerados apenas os perfis da seção transversal da fôrma.
GENERALIDADES
Por outro lado, o comprimento da instalação é função da quantidade de empuxo passivo disponível, do ponto de aplicação de sua resultante e da quantidade de deslocamento que o piloto pode suportar. Além disso, também são estudados os valores do ângulo de atrito do piso e da parede e os coeficientes de flutuabilidade passiva, que são utilizados nos cálculos. Com base nos resultados dos testes de Steinfeld (18) e Giase (9), eles estabeleceram equações empíricas para determinar a flutuabilidade passiva em estacas com seção transversal circular que pode se mover em qualquer direção.
Os métodos de cálculo do impulso passivo atuante sobre estacas e segmentos de parede foram investigados por Krey (10) e Brenneeke – Lohmeyer (5), mas não foram confirmados por ensaios e não levaram em consideração a influência do ângulo de atrito da parede. Dinglinger (7) e Rathje (4) propuseram métodos de cálculo para paredes com estacas metálicas baseados em ensaios de peças metálicas com instalação até 35 cm; Zweck (21) estudou o problema da flutuabilidade passiva atuando em paredes de largura limitada. Em resposta às recomendações do "Departamento Geral de Novas Obras Subterrâneas", a direção do Departamento de Construção Subterrânea de Hamburgo decidiu realizar um conjunto intensivo de testes para estudar o problema de determinação do impulso passivo atuante sobre estacas de aço em muros de contenção.
Ensaios em modelos na escala 1:10, nos quais foram variados a largura da faixa sujeita ao movimento, o comprimento do embutimento, a compactação da areia, o teor de umidade da areia e o ângulo de atrito da parede. Além de determinar o tamanho do grão e a porosidade da areia, um grande número de testes de cisalhamento direto foram realizados para elucidar a relação entre compactação e ângulo de atrito da areia. Isto pareceu importante, uma vez que os testes de impulso passivo realizados até à data sempre foram limitados a um alcance não superior a três vezes o comprimento mínimo.
EXECUÇÃO DOS ENSAIOS DE EMPUXO PASSIVO
Pouco antes do início do ensaio, o solo em frente ao poste foi retirado aproximadamente 20 cm (Figura 3). Para aumentar a precisão da medição na faixa inicial, os instrumentos foram equipados com um segundo manômetro, cuja capacidade era de 10% da carga do manômetro principal. O equipamento consistia principalmente de um recipiente com diâmetro de 60 cm, uma estrutura de suporte e a haste de teste (pino).
A força de tração aplicada por um dispositivo especial foi medida por um dinamômetro de mola e transmitida à barra de teste através de um anel aberto que não permite forças transversais. Assim como nos testes em escala real, também nos testes de modelo, foi tomado cuidado para que não surgisse resistência secundária ou friccional. No início do teste, os dinamômetros foram ajustados para que todos os esforços fossem equilibrados sem que nenhum esforço fosse transferido para o solo testado.
Somente no caso de barras muito finas foi necessário um tempo maior, mas mesmo nestes casos somente depois de ultrapassada metade da carga máxima. Para melhor controlar o formato da superfície de ruptura do solo, foram realizados dois ensaios adicionais em modelos com camadas de areia colorida, um com movimentação vertical da estaca e outro com movimentação vertical impedida. Neste último teste, observamos uma superfície de deslizamento curva, enquanto no primeiro teste a superfície de deslizamento observada era plana.
MÉTODOS DE CÁLCULO
A avaliação dos testes de pressão passiva mostrou que para a mesma compacidade relativa e para uma profundidade de embutimento de até aprox. t0=1,0 m, os valores do ângulo de atrito determinados em um teste de deslocamento direto podem ser introduzidos diretamente nos cálculos. A influência da coesão aparente da areia na flutuabilidade passiva é significativa: nas profundidades habituais de embutimento, que variam de 1 a 2 m, a parcela devida à coesão aparente na flutuabilidade total é de 15 a 25%. Quando o solo não está sujeito a secagem ou inundação, não haverá razão para negligenciar a influência da coesão aparente na flutuabilidade passiva.
A interpretação dos resultados do teste é baseada no coeficiente de empuxo passivo de Streck (19), que resulta de um diagrama de carregamento conforme mostrado na Figura 4. A tabela de coeficientes de empuxo de atrito de Streck foi expandida para incluir o coeficiente de empuxo passivo devido à coesão (tabela II). A cada comprimento de embutimento corresponde uma determinada largura de parede, abaixo da qual não seria possível desenvolver o impulso passivo máximo.
Neste cálculo, a flutuabilidade passiva para uma parede de largura b0 pode ser calculada com ou sem atrito na parede, conforme apropriado. Como a fração do empuxo lateral por atrito varia com o cubo do comprimento de embutimento e a fração por coesão com o quadrado, sua resultante estará localizada em uma profundidade maior que aquela resultante do empuxo passivo atuando na largura b0. Como mostram os resultados dos testes, o impulso passivo resultante para o impulso de trabalho das estacas é ligeiramente maior do que no momento do colapso.
