RETROANÁLISE DE UM ESCORREGAMENTO EM SOLO
RESIDUAL COM PLANOS DE FOLIAÇÃO
Thiago Brito de Mattos.
Petrobras Distribuidora S.A., Rio de Janeiro, Brasil, thiagodemattos@br.com.br COPPE/UFRJ, Rio de Janeiro, Brasil
Leonardo De Bona Becker.
Poli/UFRJ, Rio de Janeiro, Brasil, leonardobecker@poli.ufrj.br Willy Alvarenga Lacerda.
COPPE/UFRJ, Rio de Janeiro, Brasil, willy@coc.ufrj.br
RESUMO: O trabalho apresenta a retroanálise da ruptura de um talude rodoviário do Rio de Janeiro escavado em solo residual jovem com marcante foliação oriunda do gnaisse de origem. Foram realizadas análises de estabilidade em duas seções do talude rompido para as quais a aplicação dos parâmetros de resistência determinados por ensaios de laboratório não explicou a ruptura. Tendo em vista o pequeno volume de água que seria necessário para preencher as fraturas e foliações, acredita-se que possa ter havido pressão de água nas mesmas, mesmo não acredita-se tendo registrado chuvas intensas à época.
PALAVRAS-CHAVE: Estabilidade de taludes, Solo residual, Foliação.
1. INTRODUÇÃO
As rochas metamórficas são oriundas de outras rochas que sofrem mudanças mineralógicas, químicas e estruturais, ainda em estado sólido, em decorrência de elevações de temperatura e pressão no domínio das transformações diagenéticas. Na sua formação é comum o desenvolvimento de diversas estruturas, dentre as quais pode-se citar a foliação que é um tipo de estrutura planar decorrente da orientação paralela de minerais e argilo-minerais.
Além disso, com o processo de metamorfisação das rochas de origem podem ocorrer intrusões de outros materiais magmáticos que passarão a compor a rocha metamórfica.
Com o processo de evolução pedogênica destas rochas e a sua consequente transformação em solo, estas estruturas e intrusões podem permanecer visíveis nos solos gerados, e serem responsáveis por características relevantes de seu comportamento sob aspectos de engenharia. Estas feições estruturais aparecem nos solos
residuais jovens e podem influenciar
desfavoravelmente a segurança das obras, de forma similar ao que acontece em maciços
rochosos (Figura 1).
Figura 1 - a) Planos de foliação desfavoráveis a estabilidade da massa de solo; b) Planos de foliação favoráveis a estabilidade da massa de solo.
Nos gnaisses é comum que os planos de foliação sejam ricos em minerais micáceos alinhados que os tornam planos de resistência inferior ao resto da massa de solo.
Este aspecto da formação dos solos pode se tornar fundamental na estabilidade de cortes em massas de solo residual jovem.
2. DESCRIÇÃO DO ESCORREGAMENTO Trata-se de um escorregamento ocorrido na obra de duplicação e implantação de melhorias na
rodovia BR-101 (Rio – Santos), no trecho de 26 quilômetros entre Santa-Cruz (Rio de Janeiro – RJ) e Itacuruçá (Mangaratiba – RJ), Realizada entre 2007 e 2011.
Na Figura 2 apresenta-se uma imagem de satélite do talude após a ruptura.
Figura 2 - Imagem de satélite do talude já rompido.
Para duplicação da rodovia foi realizado um corte para alargamento da plataforma de rodagem. Presume-se que a ruptura do talude tenha ocorrido devido a mudança de sua geometria.
Ao cortar uma faixa da superfície do talude teria sido interceptada uma superfície aproximadamente plana mais frágil que as demais. Na conformação anterior esta superfície não representava risco, pois não era interceptada, e mergulhava abaixo da plataforma da rodovia. Como o trecho consiste em corte pleno não houve risco também de uma ruptura global. Este mecanismo é apresentado pelo esquema da Figura 3.
Figura 3 - Provável mecanismo das causas da ruptura.
Com o início da ruptura e a exposição da superfície às condições ambientais houve a evolução do escorregamento no talude, como é apresentado nas Figuras 4 e 5.
Figura 4 - Vista geral do talude rompido poucos dias após a ruptura ter ocorrido.
Figura 5 - Vista geral do talude rompido cerca de um ano após a ruptura.
No local pôde-se observar evidências da classificação pedogênica como solo residual jovem, uma vez que a massa de solo apresentava claras estruturas reliquiares oriundas da rocha mãe, tais como: planos aproximadamente paralelos com presença de minerais micáceos, e faixas de heterogeneidade decorrentes de prováveis intrusões de material magmático diferente da rocha originária.
Por estas características pôde-se também avaliar que a rocha mãe da massa de solo era um gnaisse.
As estruturas planares e as faixas de provável intrusão podem ser notadas nas figuras 6 e 7.
Figura 6 - Planos de foliação reliquiar presentes na massa de solo de maneira desfavorável a estabilidade do talude.
Figura 7 - Veios de intrusão de outros minerais na rocha mãe, visíveis na massa de solo residual jovem.
Os dados geométricos do talude são apresentados na Tabela 1.
Tabela 1 - Dados geométricos do talude.
TIPO SÍMBOLO VALOR
Altura h 15,40 m
Inclinação do
talude α talude 56,0º
Inclinação do
plano de ruptura α plano de rup. 33,6º
3. ENSAIOS DE LABORATÓRIO
Na visita técnica ao local da ruptura foram coletadas amostras deformadas e indeformadas em dois pontos do talude, conforme indicações da Figura 8.
Figura 8 - Localização dos pontos de coleta de amostras.
A amostra indeformada à esquerda foi coletada de uma massa de solo correspondente a um nível acima da superfície de ruptura enquanto a amostra indeformada à direita continha a superfície preferencial de ruptura.
Com o material oriundo das amostras
deformadas realizou-se ensaios de
caracterização, cujos resultados são resumidos na Tabela 2.
Tabela 2 - Resumo dos resultados de caracterização das amostras. AMOSTRA ARGILA (%) SILTE (%) AREIA FINA (%) Deformada à esquerda 6 43 13 Deformada à direira 16 45 22 AMOSTRA AREIA MÉDIA (%) AREIA GROSSA (%) PEDREGULHO (%) Deformada à esquerda 26 11 1 Deformada à direira 14 3 0 AMOSTRA DENSIDADE REAL DOS GRÃOS LL (%) LP (%) Deformada à esquerda 2,70 NL NP Deformada à direira 2,73 NL NP AMOSTRA IP CLASSIFICAÇÃO UNIFICADA Deformada à esquerda - SM Deformada à direira - ML
Segundo o sistema de classificação unificado as amostras foram classificadas como areia siltosa (deformada à esquerda) e silte de baixa compressibilidade (deformada à direita), as suas curvas granulométricas são apresentadas na Figura 9.
Figura 9 - Curvas granulométricas.
Com o material da amostra indeformada à esquerda (material do corpo da massa de solo) realizou-se também uma campanha de ensaios de cisalhamento direto.
Foram aplicadas tensões normais de 25kPa, 50kPa, 100kPa e 200kPa, em ensaios realizados à umidade natural e inundados. Os corpos de prova foram talhados de forma que os planos de foliação ficassem paralelos ao plano de ruptura do ensaio.
As envoltórias de resistência obtidas são apresentadas nas Figuras 10 e 11. Foram ajustadas envoltórias retilíneas de pico e de volume constante para as condições de umidade natural e ensaio inundado. Para a condição de volume constante também foram ajustadas envoltórias curvilíneas, somente para efeitos de comparação.
Cabe ressaltar que as envoltórias do solo
exibem não linearidade significativa,
principalmente na condição de umidade natural,
conforme percebe-se pelos valores do
coeficiente de determinação R².
Figura 10 - Envoltória de resistência obtida pelo ensaio de cisalhamento direto à umidade natural
Figura 11- Envoltória de resistência obtida pelo ensaio de cisalhamento direto inundado.
Os parâmetros de resistência obtidos são apresentados na Tabela 3.
Tabela 3 - Parâmetros de resistência - cisalhamento direto. UMIDADE NATURAL INUNDADO ÂNGULO DE ATRITO (GRAUS) Pico 45,3 38,4 Vol. Constante 40,6 37,3 COESÃO Pico 53,7 8,7 Vol. Constante 0 0
Com o material da amostra indeformada à direita foi realizada uma campanha de ensaios de compressão triaxial tipo CIU em amostras saturadas, para verificar se a não imposição de um plano de ruptura às amostras resultaria em parâmetros de resistência inferiores aos do cisalhamento direto.
Foram aplicadas tenções confinantes de 25kPa, 50kPa, 100kPa e 200kPa, e ajustou-se os planos de foliação à direção de ruptura preferencial estimada para o ensaio, para que estes pudessem ser representativos das condições de resistência da massa de solo do
talude.
As envoltórias de resistência em função dos parâmetros p’ e q são apresentadas na Figura 12.
Figura 12 - Envoltórias de resistência p' x q para oensaio triaxial CIU.
Foram realizados dois ensaios de 200kPa,
com resultados bastante diferentes,
provavelmente em função da heterogeneidade do solo. Por este motivo foram ajustadas duas envoltórias, uma para cada um dos referidos ensaios.
Apesar da variabilidade dos resultados ocasionada pela heterogeneidade do solo, não foi possível detectar um padrão que justificasse a adoção de parâmetros de resistência menores. 4. RETROANÁLISE
Adotando os parâmetros c (coesão aparente) e ϕ (ângulo de atrito interno) obtidos nos ensaios de cisalhamento direto realizados, foram feitas diferentes modelagens de estabilidade em duas seções do talude, cujas geometrias são apresentadas nas Figuras 13 e 14.
Figura 13 - Geometria da seção A.
Figura 14 - Geometria da seção B.
Estas modelagens apresentaram fatores de segurança superiores à unidade, levando à conclusão que os parâmetros de resistência associados aos ensaios de cisalhamento direto não explicavam a ruptura ocorrida, podendo haver uma camada de solo mais fraco, não detectada nos ensaios, ou pressão de água na superfície de ruptura e nas trincas.
Observando que a ruptura inicial ocorreu com a formação de uma trinca aproximadamente vertical (Figura 15), realizou-se uma nova análise, segundo o modelo de ruptura proposto por (Hoek & Bray, 1974). O modelo baseia-se em uma análise mecânica de corpo livre conforme apresentado nas Figuras 16 e 17. Foi suposto que o plano de foliação e a trinca estivessem sob pressão de água e foram utilizados os parâmetros de resistência determinados nos ensaios de cisalhamento direto em amostras inundadas.
Devido ao volume reduzido que é necessário para preencher a trinca e o plano de foliação, mesmo chuvas rápidas poderiam ter causado este preenchimento e assim proporcionado a ruptura do talude.
Figura 15 – Estágio inicial da ruptura demonstrando uma trinca aproximadamente vertical.
Figura 16 - Representação tridimencional da geometria do modelo (Hoek & Bray, 1974).
Figura 17 - Representação da seção do modelo e indicação do modelo de diagrama de poro-pressões incidentes (Hoek & Bray, 1974).
A análise segundo este modelo foi realizada somente para a seção A (indicada na Figura 13),
mais baixa das seções analisadas, em razão desta já representar a condição menos favorável à ruptura.
A nova geometria considerada na seção A, incluindo a trinca, é apresentada na Figura 18.
Figura 18 - Geometria da seção A, considerando a trinca vertical.
A área da seção do bloco deslocável (Ar) foi medida pela geometria da seção apresentada.
Ar=5,29 (m2) (1)
Com isto pôde-se calcular o peso do bloco deslocável (W) por unidade de largura.
W=Ar.γnat.1 (m)=5,29
(m2).16,6 ( kN m³)⁄ . 1,0(m)=87,8 (kN) (2) E também as resultantes de poro-pressão atuantes na base e na trinca vertical.
U=γw.zw.l 2 = 10 ( kN m³)⁄ .zw.4,36 (m) 2 ≅21,8 zw (3) V=γw.zw.zw 2 = 10 ( kN m³).z⁄ w2 2 ≅5,0 zw2 (4) Inicialmente foi traçado o diagrama de corpo livre da condição que considera a trinca sem pressão de água, obtendo-se as resultantes das tensões normais e cisalhantes à base do bloco (N’ e T, respectivamente) indicadas abaixo:
N'=73,1 (kN) (5) T=48,6 (kN) (6) Sabendo-se que: σn= N' Ab= 73,1 (kN) 4,36(m). 1(m)=16,8(kPa) (7) Onde:
Ab é a área da base de contato do bloco. τ= T
Ab=
48,6 (kN)
4,36(m).1(m)=11,1 (kPa)
(8) Considerando o critério de ruptura de Mohr-Coulomb e os parâmetros de resistência obtidos nos ensaios de cisalhamento direto com corpos-de-prova inundados, obtêm-se:
s=c'+σ'.tgφ' (9)
s=8,7(kPa)+16,8(kPa).tg38,4°=22,0(kPa) (10) Com isso pôde-se estabelecer o Fator de Segurança quanto a ruptura para esta condição. F.S.=s
τ=
22,0 (kPa) 11,1 (kPa)=1,98
(11) Assim, para a condição sem pressão de água, não haveria a ruptura e o talude permaneceria estável.
Entretanto, sabe-se que a ruptura ocorreu, então adotando-se o modelo da Figura 17, supondo o preenchimento da trinca vertical com água e a subpressão causada pela percolação ao longo da superfície reliquiar:
F.S.=1,0 (12) T=Ab.s=Ab.c'+A b. N' Ab.tgφ'=Ab.c'+Ab.N '.tgφ' (13) Fazendo o equilíbrio de forças na direção horizontal:
∑Fh=0 (14)
V+U cos56°+N'cos56°=Tcos34° (15) 5.zw2+21,8.z
w.cos56°+N'.(cos56°-tgφ'
cos34°)-Ab.c'.cos34°=0 (16)
E o equilíbrio de forças na direção vertical:
∑Fv=0 (17)
W=Ucos34°+N'cos34°+Tsen34° (18) 21,8.zw.cos34°+N'(cos34°+tgφ'.sen34°)+
Ab.c'.sen34°-W=0 (19)
Considerando os parâmetros de resistência obtidos no ensaio de cisalhamento direto com corpos-de-prova inundados e montando o sistema de equações para as variáveis N'e zw, obtêm-se:
zw=1,67 (m) (20)
N'=28,5 (kN) (21)
Isto significa que, considerando a superfície de ruptura e a trinca preenchidas por água, por exemplo durante uma chuva rápida, bastaria 1,67 m de coluna d’água na trinca para que ocorresse a ruptura.
5. CONCLUSÕES
Apresentou-se o estudo de um caso de ruptura ocorrido em talude rodoviário em seção de corte, construído em solo residual jovem oriundo de um gnaisse com estruturas reliquiares evidentes. Durante o trabalho foram coletadas amostras do solo do talude, qualificadas e suficientes para a realização de ensaios de caracterização, cisalhamento direto (com corpos-de-prova à umidade local e inundados) e triaxiais do tipo CIU.
Com os parâmetros de resistência obtidos nos ensaios de laboratório foram realizadas análises de estabilidade computacionais que tentaram estabelecer para quais parâmetros de resistência
poderia ocorrer a ruptura.
Os parâmetros de resistência encontrados nos ensaios de laboratório não explicavam a ruptura. O fenômeno pode ser explicado pela existência de uma camada de material mais fraco, não detectada nos ensaios, ou pela possibilidade de percolação de águas oriundas de chuvas rápidas através das trincas e foliações presentes no talude.
O modelo proposto por (Hoek & Bray, 1974) indicou que a ruptura poderia ocorrer para os parâmetros determinados desde que houvesse água na superfície de ruptura e uma coluna d’água de 1,67m na trinca vertical.
6. REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS Hoek, E., & Bray, J. W. (1974). Rock slope engineering.
New York: The Institution of Mining and Metallurgy.
Vargas, M. (1977). Introdução a Mecânica dos Solos. São Paulo: MCgraw-Hill do Brasil, Ed. da Universidade de São Paulo.
Vários autores. (1998). Geologia de Engenharia. (S. N. Antonio Manoel dos Santos Oliveira), Ed. São Paulo: Associação Brasileira de Geologia de Engenharia.
