Análise Numérica do Comportamento de Cortinas Atirantadas em Solos

Javier Zenobio Pérez More

Análise Numérica do Comportamento de Cortinas

Atirantadas em Solos

Dissertação de Mestrado

Dissertação apresentada como requisito parcial para obtenção do título de Mestre pelo Programa de Pós-Graduação em Engenharia Civil da PUC-Rio. Área de concentração: Geotecnia

Orientador: Celso Romanel

Rio de Janeiro, junho de 2003

Javier Zenobio Pérez More

Análise Numérica do Comportamento de Cortinas

Atirantadas em Solos

Dissertação apresentada como requisito parcial para obtenção do título de Mestre pelo Programa de Pós-Graduação em Engenharia Civil da PUC-Rio. Aprovada pela Comissão Examinadora abaixo assinada.

Celso Romanel

Orientador PUC/Rio

Pedricto Rocha Filho

PUC/Rio

Marcus Peigas Pacheco

Instituto Politécnico/UERJ

Ney Augusto Dumont

Coordenador Setorial do Centro Técnico Científico – PUC/Rio

Rio de Janeiro, 13 de junho de 2003

Todos os direitos reservados. É proibida a reprodução total ou parcial do trabalho sem autorização da universidade, do autor e do orientador.

Javier Zenobio Pérez More

Graduou-se em Engenharia Civil pela Universidade Nacional de Engenharia (UNI-PERU) em 1993. Trabalhou como engenheiro de projetos e obras na área de construção no período entre 1994 – 2000. Ingressou no curso de mestrado em Engenharia Civil, na área de Geotecnia, no ano de 2001, atuando na linha de pesquisa Geomecânica Computacional. Desenvolveu estudos numéricos sobre o comportamento de cortinas ancoradas em solos.

Ficha Catalográfica

Pérez More, Javier Zenobio

Análise numérica do comportamento de cortinas atirantadas em solos / Javier Zenobio Pérez More; orientador: Celso Romanel. – Rio de Janeiro: PUC, Departamento de Engenharia Civil, 2003.

[18], 120f. : il. ; 30 cm

Dissertação (mestrado) – Pontifícia Universidade Católica do Rio de Janeiro, Departamento de Engenharia Civil.

Incluí referências bibliográficas.

1. Engenharia civil – Teses. 2. Tirantes. 3. Cortinas ancoradas em solo. 4. Estabilidade. 5. Capacidade de carga. 6. Modelagem numérica. 7. Plaxis. I. Celso Romanel. II. Pontifícia Universidade Católica do Rio de Janeiro. Departamento de Engenharia Civil. III. Título.

Para minha mãe e meu pai, pelos valores morais de amor e respeito, Para minha esposa e filha, por saberem me compreender, Para meus irmãos, com muito amor, sempre.

Agradecimentos

Desejo expressar minha gratidão ao professor Celso Romanel pelo estímulo e orientação durante a realização deste trabalho.

Ao professor Manuel Matos Fernandes, pelo apoio incondicional e auxílio na pesquisa bibliográfica.

A todos os professores do DEC da área de Geotecnia pelos conhecimentos transmitidos em cada uma das disciplinas que cursei.

À minha família e a meus amigos, que sempre me apoiaram e incentivaram para a realização deste curso de mestrado.

À minha esposa Eusebia e à minha filha Rubi, porque sempre estiveram em mim presentes, muito obrigado.

À nossa querida e estimada Ana, secretária da pós-graduação, por sua disponibilidade e atenção.

À PUC-Rio e à Capes pelos auxílios financeiros concedidos, sem os quais meus estudos no Brasil não teriam sido possíveis.

A todos os colegas da PUC-Rio, muito obrigado pela convivência.

A meus amigos, em especial aos estudantes peruanos e estrangeiros da PUC-Rio, pela amizade e carinho.

À Deus, porque sem a ajuda d’Ele, nada acontece.

.

Resumo

Pérez More, Javier Zenobio; Romanel Celso. Análise Numérica do

Comportamento de Cortinas Atirantadas em Solos. Rio de Janeiro, 2003.

120p. Dissertação de Mestrado - Departamento de Engenharia Civil, Pontifícia Universidade Católica do Rio de Janeiro.

A necessidade da execução de escavações urbanas cada vez mais profundas tem imposto aos engenheiros geotécnicos o grande desafio de equilibrar elevados esforços horizontais com um mínimo de deslocamentos do maciço de solo e das estruturas localizadas nas vizinhanças. Para muitos destes casos, a utilização de cortinas atirantadas se constitui na solução técnica mais adequada. As primeiras obras com ancoragem em solo surgiram em diversos países (Alemanha, Itália, França) no final da década de 1950, numa evolução direta da técnica de ancoragem em maciços de rocha, e no Brasil esta técnica foi pela primeira vez empregada no Rio de Janeiro em 1957 nas rodovias Rio – Teresópolis e Grajaú – Jacarepaguá. Um grande avanço ocorreu na década de 1970, na implantação das obras do metrô de São Paulo, com a introdução de ancoragens reinjetáveis com calda de cimento sob altas pressões. Atualmente, ancoragens em solo são executadas intensamente em muitos países com cargas que em geral ainda não ultrapassam a 1500 kN.

Esta dissertação tem como objetivo principal o estudo do comportamento de cortinas ancoradas em solo, incluindo uma revisão dos principais métodos para análises de estabilidade e obtenção da capacidade de carga. A utilização do método dos elementos finitos, através do programa comercial Plaxis v.7.2, permitiu a comparação dos valores do fator de segurança calculados com métodos de equilíbrio limite, bem como a realização de estudos paramétricos com o objetivo de verificar a influência no comportamento mecânico da cortina de vários parâmetros de projeto, tais como a espessura da cortina, ângulo de inclinação dos tirantes, embutimento da estrutura, etc.

Palavras-chave

Tirantes; cortinas ancoradas em solo; estabilidade; capacidade de carga; modelagem numérica; Plaxis

Abstract

Pérez More, Javier Zenobio; Romanel Celso (Advisor). A Numerical

Analysis of the Behavior of Tied-back Earth Retaining Walls. Rio de

Janeiro, 2003. 120p. MSc. Dissertation - Department of Civil Engineering, Pontifícia Universidade Católica do Rio de Janeiro.

The need for deeper urban excavations has imposed to geotechnical engineers the great challenge of balancing high horizontal forces with occurrence of minimum displacements in soil as well as in the structures nearby. In many of such cases, tied-back earth retaining walls are the technical solution the most recommended. The use of ground anchorage, as a direct extension of the rock anchoring technique, began in several countries (Germany, Italy, France) during the decade of 1950. In Brazil, the first application occurred in the construction of the Rio – Teresópolis and Grajaú – Jacarepaguá highways in the State of Rio de Janeiro, in 1957, and it experimented an important development during excavation of galleries for the Sao Paulo subway, in the decade of 1970, where high pressure grouting has been firstly applied as an industrial process. Currently, soil anchorages are intensely executed throughout the world, carrying loads that in general are not higher than 1500 kN yet.

This main objective of this thesis is to study the mechanical behavior of tied-back earth retaining walls, including a comprehensive review on the main methods used for stability analyses and load capacity calculation. The finite element method, through the commercial software Plaxis v.7.2, is employed in order to compare the values obtained for the safety factors through several techniques, as well as to carry out a parametric study to better understand the influence on the retaining wall of several engineering parameters such as the wall thickness, angle and number of ties, depth of wall embedment, etc.

Keywords

Anchors; tied-back walls in soil; stability of tied-back walls; numerical modeling; Plaxis

Sumário

1 INTRODUÇÃO 18

1.1. Objetivos da pesquisa e estrutura da dissertação 19

2 ASPECTOS BÁSICOS DE ANCORAGENS 21

2.1. Partes do tirante 21 2.1.1. Cabeça 21 2.1.2. Trecho livre 22 2.1.3. Trecho ancorado 22 2.2. Protensão de ancoragem 25 2.3. Tipos de tirantes 27

2.3.1. Quanto à vida útil 27

2.3.2. Quanto à forma de trabalho 28

2.3.3. Quanto à constituição 29

2.3.4. Quanto ao sistema de injeção 32

2.4. Grau de injetabilidade de solos 33

2.5. Especificações da GeoRio 34

2.6. Vantagens e desvantagens do uso de ancoragens em solo 35

2.7. Combate a empuxo de terra 37

3 ESTABILIDADE E CAPACIDADE DE CARGA DE CORTINAS

ANCORADAS EM SOLO 39

3.1. Introdução 39

3.2. Modos de ruptura de cortinas atirantadas em solo 41 3.3. Estimativa da capacidade de carga de ancoragem em solo 43

3.3.1. Norma Brasileira NBR-5629 43

3.3.2. Método de Ostermayer (1974) 44

3.3.3. Método de Bustamante & Doix (1985) 47

3.3.4. Método de Costa Nunes (1987) 50

3.3.5. Método de Mecsi (1997) 51

3.4. Análise da estabilidade global pelo método das cunhas 57

3.4.1. Método de Kranz (1953) 58

3.4.2. Generalização do método de Kranz 59

3.4.3. Outros métodos 65

3.4.3.1. Definições do fator de segurança 65

3.4.3.2. Método de Costa Nunes e Velloso (1963) 66

3.4.3.3. Método de Broms (1968) 68

3.5. Método dos elementos finitos na análise da estabilidade 69

3.6. Dimensionamento das ancoragens 71

4 ANÁLISE DE CORTINAS ANCORADAS PELO MÉTODO DOS

ELEMENTOS FINITOS 76

4.1. Aspectos da modelagem de cortinas ancoradas 76 4.2. Modelagem com o programa computacional Plaxis 77

4.3. Validação da modelagem 82

4.4. Cortina ancorada em solo residual 87

4.5. Análise paramétrica de cortina ancorada em solo 99

4.5.1. Influência da espessura da cortina 103

4.5.2. Influência do ângulo de inclinação dos tirantes 105 4.5.3. Influência do embutimento da cortina 107

4.5.4. Influência do número de tirantes 108

4.5.5. Influência do nível da água 109

4.5.6. Influência da rigidez do bulbo ancorado 110

5 CONCLUSÕES E SUGESTÕES 112

6 REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS 116

Lista de figuras

Figura 2.1 – Esquema de Tirante (Yassuda e Vieira Dias, 1998) 23 Figura 2.2 – Ensaio de recebimento (NBR-5629). 26 Figura 2.3 – Ensaio de recebimento (esquerda) e ensaio de fluência

(direita) recomendados pela NBR-5629 27

Figura 2.4 – Tirante típico permanente (GeoRio, 2000). 28 Figura 3.1 – Mecanismo de transferência de carga em ancoragens (Juran

e Elias, 1991). 40

Figura 3.2 – Sistema idealizado de forças sobre cortinas atirantadas

(Hanna, 1982). 40

Figura 3.3 – Ensaios em cortinas multi-ancoradas em solos: rotação ao redor do topo (foto superior); rotação ao redor da base (foto média); cortina inclinada de 15º com rotação ao redor da base (foto inferior) –

Dina (1973) 41

Figura 3.4 – Tipos de ruptura de uma cortina ancorada em solo (GeoRio,

2000). 42 Figura 3.5 – Tipos de ruptura global: em cunha e generalizada (GeoRio,

2000). 43 Figura 3.6 – Capacidade de carga limite de ancoragem em solos

granulares de acordo com Ostermayer (1974). 45

Figura 3.7 – Resistência ao cisalhamento por unidade de comprimento de ancoragens em solos coesivos (Ostermayer, 1974). 46 Figura 3.8 – Influência da pressão de injeção na resistência ao

cisalhamento em solos coesivos (Ostermayer, 1974). 46 Figura 3.9 – Correlações empíricas para resistência ao cisalhamento por unidade de comprimento em areias / cascalhos (Bustamante & Doix,

1985). 49 Figura 3.10 – Correlações empíricas para a resistência ao cisalhamento

por unidade de comprimento em argilas / siltes (Bustamante & Doix,

1985). 49 Figura 3.11 – Modelo de mobilização da resistência ao cisalhamento na

interface bulbo-solo (Mecsi, 1997). 52 Figura 3.12 – Diagrama para cálculo da variação de volume do trecho ancorado (esquerda) e seção transversal da ancoragem após injeção

(direita) - Mecsi (1997). 56

Figura 3.13 – Tipos de ruptura na análise da estabilidade global de cortinas ancoradas: (a) em cunha; (b) generalizada (Matos Fernandes,

1990). 57 Figura 3.14 – Análise de estabilidade do “maciço de ancoragem” (Kranz,

1953). 59 Figura 3.15 – Generalização do método de Kranz (Ranke & Ostermayer,

1968). 60 Figura 3.16 – Análise de estabilidade global para uma cortina bi-ancorada

– caso 1 (Ranke & Ostermayer, 1968) 61

Figura 3.17 – Análise de estabilidade global para uma cortina bi-ancorada

– caso 2. (Ranke & Ostermayer, 1968). 62

Figura 3.18 – Análise de estabilidade global para uma cortina bi-ancorada

– caso 3 (Ranke & Ostermayer, 1968). 63

Figura 3.19 – Polígono de forças do método de Ranke e Ostermayer para o caso de solos com coesão (Pacheco & Danziger, 2001). 64 Figura 3.20 – Análise de estabilidade pelo método de Costa Nunes e

Velloso (GeoRio, 2000) 67

Figura 3.21 – Análise de estabilidade considerando o equilíbrio do solo e

da cortina (Broms, 1968). 69

Figura 3.22 – Aspectos do dimensionamento de cortinas ancoradas

(Littlejohn, 1972; Ostermayer, 1976). 72

Figura 3.23 – Espaçamentos entre ancoragens (Pinelo, 1980). 73 Figura 4.1 – Modelagem de ancoragem com mola e elementos planos

(Potts, D. & Zdravkovic, L., 2001). 78

Figura 4.2 – Determinação de tensões nos cantos de estruturas: a) sem elementos de interface; b) considerando elementos de interface (Manual

Plaxis v.7.2). 80

Figura 4.3 – Corte do túnel projetado mostrando posição das cortinas principais e secundarias de estaca prancha (Gysi & Morri, 2002). 84

Figura 4.4 – Geometria da parede – LARSSEN 23 e 24. 84 Figura 4.5 – Comparação de deslocamentos horizontais medidos e

previstos para as cortinas principais (esquerda) e secundárias (direita). 86 Figura 4.6 – Comparação das distribuições dos momentos fletores finais medidos e previstos ao longo das cortinas principais (esquerda) e

secundárias (direita). 87

Figura 4.7 – Geometria do problema e malha de elementos finitos

triangulares quadráticos (15 nós). 88

Figura 4.8 – Deslocamentos horizontais da cortina durante processos de

escavação e ancoragem. 90

Figura 4.9 – Componentes de deslocamento vertical (acima) e horizontal

(abaixo) no maciço. 91

Figura 4.10 – Componentes de deslocamento e de tensões na cortina

ancorada. 92 Figura 4.11 – Deslocamentos totais previstos para o solo de interface

(acima) e bulbos (abaixo) nas linhas de tirantes superior e inferior. 93 Figura 4.12 – Distribuição de tensões ao longo do bulbo para as linhas de tirante superior (acima) e inferior (abaixo). 93 Figura 4.13 – Influência da espessura da cortina nos deslocamentos horizontais e distribuição dos momentos fletores. 94 Figura 4.14 – Geometria da cunha, tirante e dados do solo para

determinação de FS pelo método de Costa Nunes e Velloso (1963). 95 Figura 4.15 – Polígono de forças e valores para cálculo do FS pelo

método de Kranz generalizado. 95

Figura 4.16 – Zona de plastificação no solo na iminência do colapso. 96 Figura 4.17 – Distribuição dos deslocamentos na iminência do colapso do

solo. 97 Figura 4.18 – Superfícies de ruptura nos métodos de equilíbrio limite de

Costa Nunes e Velloso (esquerda) e Kranz generalizado (direita). 98 Figura 4.19 – Distribuições dos contornos de deformação cisalhantes com a aproximação das condições de colapso do maciço do solo. 98 Figura 4.20 – Geometria do problema e malha de elementos finitos

utilizada (elementos quadráticos de 6 nós). 100

Figura 4.21 – Deslocamentos horizontais da cortina durante as etapas de

construção. 101 Figura 4.22 – Deslocamentos horizontais (acima) e verticais (abaixo) no

maciço de solo ao final da construção da cortina. 102

Figura 4.23 - Deslocamentos verticais da superfície do terreno 102 Figura 4.24 – Influência da espessura da cortina e da carga de protensão

nos deslocamentos horizontais finais da cortina ancorada. 104 Figura 4.25 – Variação da carga efetiva no tirante com sua profundidade e espessura da cortina. Carga de protensão nominal T = 875 kN. 104 Figura 4.26 – Momentos fletores finais para as cortinas analisadas

considerando-se T=875 kN.. 105

Figura 4.27 – Carga efetiva nas linhas de tirantes para protensão nominal

T = 875 kN. 106

Figura 4.28 – Influência dos ângulos de inclinação dos tirantes nos

deslocamentos horizontais e verticais da cortina ancorada. 106 Figura 4.29 – Influência do embutimento da cortina nos deslocamentos

horizontais. 107 Figura 4.30 – Influência no número de tirantes nos deslocamentos

horizontais da cortina (e=0,30m. T=875 kN, α = 15o

). 108 Figura 4.31 – Influência nos deslocamentos horizontais da cortina da

espessura da mesma e do número de tirantes. 109 Figura 4.32 – Influência da profundidade do lençol freático nos

deslocamentos horizontais e verticais da cortina ancorada. 110 Figura 4.33 – Influência da rigidez do bulbo nos deslocamentos

horizontais da cortina (e = 0,30m. T = 875 kN, α = 15o

). 111

Lista de tabelas

Tabela 2.1- Resistência média ao cisalhamento de bulbos injetados

(Jimenez Salas, 1980). 24

Tabela 2.2 – Características principais das cordoalhas e fios (Sondasa,

2001) 31 Tabela 2.3 – Grau de injetabilidade de solos (Novais, 2001). 33

Tabela 2.4 – Principais tipos de aços (adaptado de GeoRio, 2000) 35 Tabela 3.1 – Coeficiente de ancoragem kf para solos granulares

(NBR-5629). 44 Tabela 3.2 – Coeficiente de majoração β do diâmetro do bulbo devido à

injeção 48 Tabela 4.1 – Valores típicos do fator de redução de resistência Rinter. 81

Tabela 4.2 – Características dos perfis de aço LARSSEN 24 e LARSSEN 23 utilizados nas cortinas de estacas-prancha principais e secundárias,

respectivamente. 84 Tabela 4.3 – Propriedades das camadas de solo 85

Tabela 4.4 – Propriedades geomecânicas (GeoRio, 2003). 89 Tabela 4.5 – Variação do parâmetro M para cálculo de FS pelo método

dos elementos finitos. 96

Tabela 4.6 – Fatores de segurança determinados pelo três métodos de

cálculo analisados. 97

Tabela 4.7 – Propriedades geomecânicas (Pereira Lima, 2002). 99

Lista de Símbolos

A Área da superfície potencial de ruptura por metro linear Aaço Área da seção transversal do aço

As Área da seção transversal do tirante

c Coesão do solo

c’ Coesão efetiva do solo CF Coeficiente de fluência D Diâmetro do bulbo ancorado

De Diâmetro médio adotado para o trecho ancorado

Dp Diâmetro perfurado do trecho ancorado

e Espessura da parede

Eaço Módulo de elasticidade do aço

Esolo Módulo de Young do solo

Eparede Módulo de Young da parede

Einjeção Módulo de Young da calda de cimento

fy Tensão de escoamento

trabalho a

F

ult a

F

h Profundidade do centro do bulbo H Altura de escavação

Hemb. Altura de embutimento

IGU Injeção em estagio único IRS Injeção em estagio repetitivo Kf Coeficiente de ancoragem

Ko Coeficiente de empuxo em repouso do solo

k Índice de rigidez da ancoragem

Lb Comprimento do bulbo de ancoragem

lo Trecho do bulbo em que a capacidade de carga já foi

plenamente atingida

nl Coeficiente de redução do comprimento do bulbo devido à

pressão não uniforme sobre o mesmo

nh Fator de redução da profundidade quando esta for superior a

9m

qs Resistência ao cisalhamento

ro Raio médio do bulbo após a injeção

Rinter Resistência de interface

sr0 Tensão normal à superfície do bulbo, depois de completada a

injeção

Su Resistência ao cisalhamento não drenado

T Força atuante na seção do bulbo considerada Tmax Capacidade de carga limite (ou última)

To Carga no topo da ancoragem

tult Capacidade de carga especifica da ancoragem, por metro de

comprimento do bulbo

U Perímetro médio da seção transversal do bulbo de ancoragem

W Peso da cunha mais a componente devida ao carregamento distribuído na superfície do talude,por metro linear

α Inclinação da ancoragem em relação à horizontal

αo Coeficiente redutor da resistência ao cisalhamento não

drenada Su

β Coeficiente de majoração do diâmetro do bulbo devido ä injeção

∆ Alongamento da ancoragem até uma seção considerada d∆ Deslocamento infinitesimal da seção do bulbo considerada ∆lo Alongamento do trecho ancorado onde a resistência por atrito

unitária já foi totalmente mobilizada ∆L1 Alongamento do trecho livre

∆(Lb-lo) Alongamento do sub-trecho ancorado onde a resistência ao

cisalhamento está sendo gradualmente mobilizada

∆total Deslocamento total da ancoragem

γc Peso especifico do solo na profundidade do centro do bulbo

γconcreto Peso especifico do concreto

γsolo Peso especifico do solo

ε Deformação especifica do aço

φ Ângulo de resistência ao cisalhamento do solo φaço Diâmetro do aço

σz Tensão vertical efetiva

σz’ Tensão vertical efetiva no ponto médio da ancoragem

σr0 Tensão radial normal à superfície do bulbo após a injeção

σ0m Tensão normal média inicial

τult Resistência ao cisalhamento na interface solo-bulbo

ν Coeficiente de Poisson

θ Ângulo de inclinação da ancoragem em relação à normal superfície potencial de ruptura

ψ Ângulo de dilatância

ψpcr Inclinação da superfície de ruptura

A necessidade da execução de escavações urbanas cada vez mais profundas tem imposto aos engenheiros geotécnicos o grande desafio de equilibrar elevados esforços horizontais com um mínimo de deslocamentos do maciço de solo e das estruturas localizadas nas vizinhanças. Em muitos destes casos, a utilização de cortinas ou paredes atirantadas se constitui na solução técnica mais adequada.

O atirantamento é normalmente feito, à medida que se realiza a escavação, por meio de ancoragens instaladas no maciço de solo, em furos contendo no seu interior um elemento estrutural resistente a esforços de tração (tirante) e um tubo com válvulas para injeção da calda de cimento sob pressão para formação, em uma ou várias fases sucessivas, do bulbo de ancoragem.

O dimensionamento do bulbo de ancoragem é um dos fatores fundamentais que controlam o comportamento de cortinas ancoradas, e o aspecto de projeto que atualmente necessita de mais investigações diz respeito à realização de ensaios em campo, visto a dificuldade de se estimar as características do comportamento mecânico na interface bulbo-solo, dependente tanto das propriedades do solo quanto do bulbo, sendo ambas significativamente afetadas pelo processo de perfuração e de injeção.

As primeiras obras com ancoragem em solo surgiram em diversos países (Alemanha, Itália, França) no final da década de 1950, numa evolução direta da técnica de ancoragem em maciços de rocha. Nesta época, as ancoragens eram constituídas por única barra de aço inserida em furo preenchido com calda de cimento, atingindo normalmente capacidade de carga entre 100 a 200 kN.

No Brasil, segundo Costa Nunes (1978), as primeiras obras de contenção utilizando ancoragem em solo ocorreram em 1957 no Rio de Janeiro, nas rodovias Rio – Teresópolis e Grajaú – Jacarepaguá. Nos anos seguintes, a principal aplicação desta técnica restringiu-se à estabilidade de encostas, com cargas de até 250kN, porém sofrendo sérios questionamentos técnicos sobre a viabilidade de sua utilização em estruturas definitivas, como relata Ostermayer (1974), devido ao

19

pouco conhecimento que se tinha na época dos efeitos do tempo no comportamento da ancoragem.

Um grande avanço da técnica de ancoragem no Brasil ocorreu no final da década de 1960, após as chuvas de grande intensidade ocorridas na cidade do Rio de Janeiro em 1996 e 1967 e que deram oportunidade de aplicação de ancoragens em diversas obras de contenção de encostas na cidade e em estradas próximas. Outro fato decisivo foi o início da implantação das obras do metrô de São Paulo, na década de 1970, onde foram introduzidas as ancoragens reinjetáveis que representaram uma significativa evolução em relação às ancoragens monobarra e furo apenas preenchido com calda ou argamassa de cimento sob baixa pressão. Segundo Kuhn (1970), pôde-se comprovar que nos solos sedimentares de São Paulo foi possível atingir-se cargas superiores a 400 kN com ancoragens reinjetadas sob alta pressão. A partir desta época, diversas outras aplicações envolvendo ancoragem em solo foram executadas no país, levando à elaboração da NB-565 (atual NBR-5629), aprovada em 1977 e revisada em 1996, contendo definições e especificações técnicas sobre a execução de ancoragens de estruturas em solo para obras temporárias e definitivas.

Nas décadas de 1980 e 1990 a técnica de execução de ancoragens reinjetáveis e protendidas em solo continuou em pleno desenvolvimento no Brasil, estimulada pela necessidade da realização de edifícios residenciais e centros comerciais com vários subsolos nas grandes cidades do país. A execução de paredes diafragmas com linhas de ancoragem suportando cargas de trabalho de até 1000 kN aconteceu em várias destas obras.

Atualmente, ancoragens em solo são executadas intensamente em muitos países, principalmente nas grandes aglomerações urbanas, com cargas que em geral ainda não ultrapassam 1500 kN.

1.1.

Objetivos da pesquisa e estrutura da dissertação

Esta dissertação tem como objetivo principal o estudo do comportamento de cortinas ancoradas em solo, incluindo uma revisão dos principais métodos para análises de estabilidade e obtenção da capacidade de carga de cortinas ancoradas em solo. A utilização do método dos elementos finitos, através do programa

comercial Plaxis v.7.2, permitiu a comparação dos valores do fator de segurança calculados com métodos de equilíbrio limite, bem como a realização de estudos paramétricos com o objetivo de verificar a influência no comportamento mecânico da cortina de vários parâmetros de projeto, tais como a espessura da cortina, ângulo de inclinação dos tirantes, embutimento da estrutura, etc.

O trabalho desenvolvido está apresentado de acordo com a seguinte estrutura, sob forma de capítulos:

Capítulo 1 – introdução ao problema pesquisado nesta dissertação e apresentação dos objetivos e da estrutura do trabalho;

Capítulo 2 – apresentação dos aspectos básicos de tirantes, descrevendo suas principais partes, classificação quanto à vida útil, formas de trabalho, constituição e sistema de injeção, protensão da ancoragem, bem como as principais vantagens e desvantagens da utilização de ancoragem em solo.

Capítulo 3 – descrição dos principais métodos para investigação da estabilidade e capacidade de carga de cortinas ancoradas em solo. Discute também as várias definições do fator de segurança propostos na literatura e descreve o procedimento básico para estimativa do fator de segurança através do método dos elementos finitos.

Capítulo 4 – consideração a respeito de algumas dificuldades de modelagem do comportamento de cortinas ancoradas em solo pelo método dos elementos finitos. Faz também uma breve descrição das características principais do software utilizado nesta pesquisa (Plaxis v.7.2) e apresenta os resultados numéricos dos exemplos analisados no trabalho, que incluem estudos de estabilidade e da influência de parâmetros (espessura da cortina, ângulo de inclinação dos tirantes, embutimento da cortina, número de linhas de tirantes, nível d’água) sobre o comportamento mecânico de cortinas ancoradas em solo.

Capítulo 5 – apresentação das principais conclusões obtidas no presente trabalho e de sugestões para futuras pesquisas na área.

2

ASPECTOS BÁSICOS DE ANCORAGENS

A utilização de obras ancoradas em solo ou rocha é atualmente bastante empregada no Brasil, seja na execução de estruturas de contenção quanto na estabilização de taludes e encostas em solo ou rocha.

A ancoragem é basicamente constituída por um ou mais elementos de aço protegidos contra a corrosão (barras, fios ou cordoalhas genericamente designadas como tirantes) capaz de suportar esforços de tração e de transmiti-los ao solo através da interação com o bulbo, este formado por injeção de calda de cimento sob pressão e fixado ou ancorado na região estável do maciço. O bulbo não deve romper-se por arrancamento e tampouco sofrer deformações demasiadas sob a ação de cargas de longa duração (fluência), com uma margem de segurança adequada. Pela NBR-5629, os valores do fator de segurança contra o arrancamento devem ser no mínimo 1,75 (para tirantes definitivos) e 1,5 (tirantes provisórios), enquanto que ao menos 1,5 contra a fluência.

O trecho que liga a cabeça (extremidade do tirante fora do solo) ao bulbo é conhecido como trecho ou comprimento livre que, pela norma brasileira NBR-5629, não pode ser inferior a 3m.

O diâmetro do furo é cerca de 10 a 15cm, dependendo da montagem do tirante, de modo que sua instalação não encontre resistência e seja assegurado o recobrimento mínimo de 2cm do aço na região do bulbo.

2.1.

Partes do tirante 2.1.1.

Cabeça

Suporta a estrutura, possuindo os seguintes componentes principais: placa de apoio, cunha de grau e bloco de ancoragem.

A placa de apoio tem como função à distribuição da carga do tirante (figura 2.1) e é normalmente formada por chapas metálicas (uma ou mais) de tamanho

conveniente para transmissão de tensões de compressão aceitáveis sobre a estrutura de contenção.

A cunha de grau é um elemento empregado para permitir o alinhamento adequado do tirante em relação à sua cabeça, sendo normalmente constituído por um cilindro ou chapas paralelas de aço. Quando a carga de trabalho do tirante não é muito alta, em geral a chapa de apoio e a cunha de grau formam uma peça única. A norma NBR-5629 denomina genericamente de bloco de ancoragem as peças que prendem o tirante na região da cabeça. Na prática, estas peças podem ser de três tipos: a) porcas, usadas em tirantes de barra onde existem roscas; b) cunhas, em tirantes com fios ou cordoalhas múltiplas; c) botões, onde a ponta de cada fio é prensada num macaco para formar um bulbo com diâmetro maior, para ser em seguida presa a uma peça de aço, com múltiplos furos de diâmetro praticamente igual ao dos fios.

2.1.2.

Trecho livre

É à parte do tirante onde o aço se encontra isolado da calda de injeção. Os fios ou cordoalhas são normalmente engraxados, envoltos individualmente por tubos plásticos e, em algumas situações especiais, o conjunto é ainda protegido no interior de um tubo adicional para garantir proteção extra. Na transição entre os trechos livre e ancorado, os tubos são vedados com massa plástica para não permitir o contato da calda de cimento com o tirante no trecho livre.

2.1.3.

Trecho ancorado

Parte encarregada de transmitir ao solo os esforços suportados pelo trecho livre, formado pela injeção de calda de cimento na proporção 0,5 entre pesos de água e cimento. O número de fases de injeção e a quantidade de calda injetada dependem muito da experiência do executor ou operador, sendo em geral aplicadas de 1 a 4 fases de injeção com volume de calda injetada de 20 a 60 litros por fase de injeção. Os ensaios das primeiras ancoragens da obra devem indicar se deve ou não ser necessário um incremento do número das fases de injeção inicialmente programadas.

23

Por apresentarem características mecânicas diferentes, o comprimento necessário para ancorar o aço na calda de cimento é significativamente menor do que o necessário para ancorar o bulbo no solo. O aço deve receber uma pintura anticorrosiva, que não prejudica significativamente a sua aderência com a calda de cimento, e um recobrimento mínimo de 2cm de calda no contato com o terreno. Para solos agressivos, o valor do recobrimento recomendado é 3cm, podendo-se utilizar bainhas de proteção nos casos de solos muito agressivos. De modo geral, para que o aço receba um envolvimento completo pela calda no trecho ancorado, é usual o emprego de espaçadores plásticos a intervalos de 2 a 3m que mantêm cada elemento do tirante com o distanciamento mínimo com o solo e entre elementos vizinhos (de 3 a 5mm).

Figura 2.1 – Esquema de Tirante (Yassuda e Vieira Dias, 1998)

No processo de transferência de carga solo-bulbo a resistência frontal do bulbo para efeitos de projeto é geralmente desprezada e a capacidade de carga da ancoragem é considerada função apenas da sua resistência lateral, cuja mobilização depende do deslocamento relativo ocorrido entre o bulbo e o solo.

Este mecanismo de transferência de carga, que admite um crescimento da tensão cisalhante mobilizada até um valor limite, tem sido muitas vezes confirmado em provas de carga em fundações e em ancoragens. Alguns autores (Bustamante e Doix, 1985; Mecsi, 1977, dentre outros) admitem que com a continuidade do deslocamento do bulbo a tensão cisalhante conserva seu valor

máximo, resultando portanto numa distribuição uniforme das tensões cisalhantes ao longo do bulbo no final do carregamento, enquanto que outros (Hanna, 1982; Barley, 1997, etc) consideram que devido aos relativamente altos valores do deslocamento do bulbo a tensão cisalhante decresce gradualmente para um valor residual. Barley (1997) chama este decréscimo de ruptura progressiva, exemplificando que durante o carregamento de uma ancoragem típica com 6m de comprimento o topo do bulbo se desloca de 15mm a 20mm antes que qualquer carga tenha sido transferida à base do bulbo, justificando, segundo aquele autor, a hipótese de que quando a tensão cisalhante atinge o valor limite no trecho final do bulbo seu valor já diminuiu para o residual em seu trecho inicial.

Segundo Novais (2001), a experiência brasileira parece comprovar que em ancoragens reinjetáveis sob alta pressão a tensão cisalhante ao longo do bulbo permanece praticamente constante após atingir seu valor máximo, independentemente do tipo de solo, enquanto que em ancoragens não reinjetáveis, injetadas sob baixa pressão, tem sido observado um significativo comportamento de pico para deslocamentos relativamente altos do bulbo (da ordem de 100 mm).

Na prática da engenharia, a capacidade de carga da ancoragem é considerada diretamente proporcional ao comprimento de ancoragem, mesmo para aquelas executadas sob baixas pressões de injeção, utilizando geralmente valores médios da resistência ao cisalhamento na interface solo-bulbo, como os sugeridos por Jimenez Salas (1980) na tabela 2.1.

Tabela 2.1- Resistência média ao cisalhamento de bulbos injetados (Jimenez Salas, 1980).

Tipo de terreno Resistência média ao

cisalhamento (MPa)

Rochas duras 1,00 a 2,50

Rocha solta 0,30 a 1.00

Areias e pedregulhos 0,70 a 1.00

Areia media a fina 0,30 a 0,60

Argila com resistência a compressão simples

a) > 0,4 MPa >0,80

b) 0,10 a 0,40 MPa 0,40 a 0,80

c) 0,05 a 0,10 MPa 0,25 a 0,40

25

2.2.

Protensão de ancoragem

A finalidade de protensão é tracionar a ancoragem, colocando-a sob carga antes da aplicação dos esforços provenientes do maciço de solo com o objetivo de diminuir os deslocamentos da estrutura de contenção.

De acordo com a norma NBR-5629 a fase de protensão da ancoragem deve ser executada após decorridos 7 dias da cura da calda com cimento Portland comum ou após 3 dias quando da utilização de calda com cimento de alta resistência inicial. A norma prescreve a realização do chamado ensaio de recebimento, que tem como finalidade avaliar a capacidade de carga das ancoragens com base nas curvas de carga x deslocamento obtidas nos ensaios de campo. A avaliação inclui a verificação da estabilização do deslocamento total para a máxima carga de ensaio e a análise das componentes elástica e permanente dos deslocamentos da ancoragem. A componente elástica é considerada resultante do alongamento do trecho livre enquanto que a parcela permanente é atribuída ao deslocamento do bulbo que, por sua vez, é considerado indeformável. Para a aprovação (ou recebimento) da ancoragem, deve ser observada a estabilização do deslocamento total do topo para a carga máxima de ensaio prevista e o deslocamento elástico deve estar contido dentro dos limites inferior e superior representados respectivamente pelas curvas “a” e “b” na figura 2.2. A norma NBR-5629 prescreve que a ancoragem, por questões executivas, possa apresentar variação do comprimento previsto do bulbo. Para o limite superior do deslocamento elástico (curva “a”) admite-se que o comprimento do bulbo seja 50% menor do que projetado e para o limite inferior (curva “b”) considera-se que 20% do trecho livre tenha sido adicionado ao bulbo.

Para cada obra a NBR-5629 prescreve dois ensaios de recebimento e dois ensaios de fluência, realizados em geral simultaneamente. No primeiro ensaio, após cada estágio de carregamento, a ancoragem é descarregada até a carga inicial de protensão, cerca de 10% da carga prevista. Segundo a norma, através deste ensaio é possível avaliar a perda de carga por atrito ao longo de trecho livre, indicada pela alta rigidez apresentada pela ancoragem no início do carregamento. Esta perda de carga deve ser limitada em 15% da carga máxima de ensaio, a partir da carga inicial de protensão.

O procedimento para o ensaio de fluência é semelhante ao do ensaio de recebimento, sendo que em cada estágio de carregamento do topo da ancoragem sob carga constante, durante intervalos de tempo pré-definidos, determina-se o coeficiente de fluência (CF), que está relacionado com o comportamento da ancoragem ao longo do tempo em termos de permanência da carga incorporada. A figura 2.3 apresenta resultados típicos para ensaios de recebimento e de fluência.

Figura 2.2 – Ensaio de recebimento (NBR-5629).

27

Figura 2.3 – Ensaio de recebimento (esquerda) e ensaio de fluência (direita) recomendados pela NBR-5629.

2.3.

Tipos de tirantes 2.3.1.

Quanto à vida útil

Conforme a norma brasileira, os tirantes podem ser classificados quanto à vida útil em tirantes permanentes, que se destinam a obras com duração superior a 2 anos, e tirantes provisórios, inferior a 2 anos. A distinção entre os tipos de tirante é importante pois os valores do coeficiente de segurança, as recomendações de proteção anticorrosiva e as precauções construtivas dependem da vida útil da ancoragem. A figura 2.4 ilustra um tirante permanente típico.

Figura 2.4 – Tirante permanente típico (GeoRio, 2000).

2.3.2.

Quanto à forma de trabalho

Os tirantes podem ser classificados como ativos ou passivos. Tirantes ativos são aqueles que estão permanentemente sob carga, independentemente dos esforços atuantes no solo ou na estrutura de contenção; em outras palavras, caracterizam os tirantes protendidos. Em contraste, nos tirantes passivos a carga só começa a atuar quando o maciço de solo ou a estrutura o solicitar, reagindo aos esforços produzidos nos mesmos. Na prática os tirantes são raramente passivos. Uma variação dos tirantes passivos é os chumbadores ou pregos (soil nailings) que são instalados sem protensão.

29

2.3.3.

Quanto à constituição

a) Tirante monobarra – barra única como elemento principal do tirante,

freqüentemente empregado no final da década de 1960 e início dos anos 1970, com barras de aço CA-50A (tensão de escoamento 500 MPa, carga de trabalho de 100 a 200 kN) ou CA-60A (tensão de escoamento 600 MPa, cargas de 120 a 240 kN) e diâmetros entre ¾” e 1.¼ “.

Como passar do tempo consolidou-se a tendência de se utilizar tirantes de maior capacidade de carga, necessitando-se, portanto, de aços mais resistentes do que os aços comuns da construção civil. Surgiram então no mercado barras de aço especial (tensão de escoamento de 850MPa, diâmetros entre 19 e 32mm), com mossas protuberantes que funcionam como roscas, permitindo a execução de emendas com luvas especiais bem como a fixação da cabeça através de porcas.

b) Tirantes de barras múltiplas – a ancoragem é composta por mais de

uma barra de aço. Pouco utilizada no Brasil, sua concepção é a mesma dos tirantes de fios ou cordoalhas, exceto pelo bloco de ancoragem que requer um sistema de roscas e porcas para fixação da cabeça e execução da protensão.

c) Tirante de fios – os fios são normalizados pela NBR-7482 ou

EB-780/90, devendo individualmente apresentar uma área mínima de 50 mm2 ou 8mm de diâmetro. Comercialmente se encontram fios com diâmetro 8mm e 9mm, fabricados em aço 150RN, 150RB, 160RN e 160RB (RN= relaxação normal; RB = relaxação baixa). A carga de trabalho no tirante é proporcional à quantidade de fios do tirante, sendo o número destes limitado pelo diâmetro da perfuração. Na prática, a grande maioria dos furos é executada com diâmetros próximos de 115mm (chamado de diâmetro H, igual ao diâmetro externo de um revestimento para solo) o que limita o número de fios em 12 e assegura cargas de trabalho de até 419 kN por tirante. Ensaios executados em solos areno-argilosos de compacidade média indicam que os bulbos obtidos a partir de furos H, com duas fases de injeção sob pressão controlada, podem atingir diâmetros médios da ordem de duas vezes o diâmetro original da perfuração.

Normalmente os fios são pintados com duas demãos de tinta anticorrosiva, com bloco de ancoragem por clavetes e cunhas com proteção contra a corrosão. Apesar destes cuidados, este tipo de tirante está deixando de ser utilizado em virtude de problemas causados pela corrosão.

d) Tirante de cordoalhas – o elemento resistente à tração é constituído por

cordoalhas de aço, semelhantes às usadas em obras civis de concreto protendido. Existem vários tipos de cordoalhas normalizadas pelas NBR-7483 e EB-781/90, conforme mostra a tabela 2.2, que podem ser comercialmente adquiridas em aço 175RN, 175RB, 190RN e 190RB. No Brasil, as cordoalhas empregadas têm geralmente diâmetro de 12,7mm, sendo fabricadas em aço 190RB. Usualmente as cordoalhas são pintadas em todo seu comprimento com duas demãos de tinta anticorrosiva.

e) Tirante de materiais sintéticos – fabricados com novos materiais

resistentes à corrosão e apresentando elevada resistência à tração, como fibras de carbono ou fibras de poliéster. No Brasil ainda não são aplicados em larga escala como elementos de ancoragem.

31

Tabela 2.2 – Características principais das cordoalhas e fios (Sondasa, 2001)

AÇO TIRANTE

TIPO ARMAÇÃO CATEGORIA TENSÃO DE MODULO SEÇÃO FORÇA CARGA PESO CARGA DE TRABALHO

ESCOAMENTO

DO AÇO DE Fe Fr MÁXIMA DO

fy ELASTICIDADE DE ENSAIO AÇO PROVISÓRIO PERMANENTE

mm MPa GPa mm2 kN kN/m kN 1 φ 22 285 140 160 130 2,98 80 70 CA - 50 500 205 BARRA 1 φ 25 387 190 210 190 3,85 120 110 1 φ 32 GEWI 500 205 804 400 440 350 6,31 240 200 DTWIDAG 850 804 680 840 600 6,31 410 350 4 φ 8 201 270 300 250 1,08 160 140 6 φ 8 CP 302 410 450 370 2,37 240 210 FIOS 8 φ 8 150 1350 210 402 540 600 490 3,16 330 280 10 φ 8 RB 503 680 760 610 3,95 410 350 12 φ 8 604 820 910 730 4,74 490 420 4 φ 12,7 395 680 750 610 3,1 400 350 CORDOALHAS 6 φ 12,7 CP 592 1010 1130 910 4,65 610 520 8 φ 12,7 190 1710 19,5 790 1350 1500 1220 6,2 810 690 10 φ 12,7 RB 987 1690 1880 1520 7,75 1010 870 12 φ 12,7 1184 2030 2250 1820 9,3 1210 1040

2.3.4.

Quanto ao sistema de injeção

a) Injeção em estágio único – a injeção é executada imediatamente antes

da instalação do tirante. É o procedimento padrão nos casos de maciços com alta capacidade de suporte (como rochas) onde a aplicação da pressão de injeção não traz vantagens como o alargamento do bulbo ou a melhoria das características de aderência na interface entre o maciço e o bulbo. A injeção em estágio único é geralmente empregada para tirantes de barras suportando cargas baixas, preenchendo o furo com calda de cimento logo após o término da perfuração.

b) Injeção em estágios múltiplos – tirantes que dispõem de um sistema

auxiliar de injeção, geralmente constituído por um tubo de PVC, de diâmetro entre 32 a 40mm, com válvulas “manchete” a intervalos de 0,5m no trecho ancorado. Esse tubo centralizado é destinado à execução de injeções sucessivas sob pressão, e as válvulas “manchete”, pequenos trechos perfurados do tubo recobertos por uma mangueira flexível, com o propósito de permitir a saída da calda durante a injeção (a válvula abre, isto é, a mangueira levanta) e evitar o retorno quanto esta cessar. Como a válvula “manchete” só permite o fluxo da calda em sentido único, capaz de manter uma pressão residual na calda injetada já que esta é impedida de retornar para o interior do tubo, a formação do bulbo alargado acontece gradualmente. A válvula pode ser reinjetada a qualquer tempo desde que o interior do tubo seja mantido limpo através de um processo de lavagem interna após cada estágio de injeção da calda de cimento. A injeção é feita em pelos menos dois estágios distintos: no primeiro, preenche-se o furo com calda a baixa pressão com o objetivo de expulsar a água acumulada no interior da perfuração, estágio conhecido como injeção de bainha; no segundo, após a pega da bainha (cerca de 10 horas), cada válvula “manchete” é injetada individualmente até se atingir a pressão desejada ou o volume de calda máximo (estágio primário). Caso a pressão não seja atingida, o tubo “manchetado” é lavado e os estágios de injeção são repetidos a cada intervalo de 10 horas (estágio secundário). Em solos de consistência ou compacidade medianas, são necessários apenas os estágios primário e secundário.

33

2.4.

Grau de injetabilidade de solos

Define-se como grau de injetabilidade de solos a magnitude da influência da injeção na melhoria de suas propriedades mecânicas, resultante dos seguintes principais efeitos principais:

a) densificação do solo, com o aumento do ângulo de resistência ao cisalhamento e da tensão normal na interface solo-bulbo.

b) tratamento do solo, com a penetração da calda de cimento nos vazios e descontinuidades do maciço.

No início da execução de ancoragens injetadas em solos acreditava-se que esta técnica somente era viável para solos granulares, mas com a introdução do sistema de injeção por manchete e em fases sucessivas (ancoragens reinjetáveis) verificou-se que a melhoria das condições do solo pode ser também razoável para os solos coesivos, conforme dados da tabela 2. 3.

Tabela 2.3 – Grau de injetabilidade de solos (Novais, 2001).

Grau de injetabilidade parcial Grau de Tipo de Compacidade Aumento do Aumento da Tratamento injetabilidade

solo ou consistência diâmetro do Tensão do solo global

Bulbo Normal

Areia média e

grossa Fofa Alto Baixo Alto Alto

Areia média e

grossa Compacta Baixo Alto Médio Médio Areia fina Fofa Alto Baixo Médio Médio Areia fina Compacta Baixo Alto Baixo Baixo Argila Mole à média Alto Baixo Médio Médio Argila Rija e dura Baixo Alto Baixo Baixo

Silte Fofo Alto Baixo Médio Médio

Silte Compacto Baixo Alto Baixo Baixo

Da tabela verifica-se que uma ancoragem executada em areias fofas a injeção da calda de cimento tende a melhorar fortemente as características de

resistência do solo, podendo, neste caso, os bulbos serem dimensionados com menor comprimentos porém com aplicação de mais recursos de injeção. Por outro lado, para argilas rijas a duras a injeção da calda tem poucos efeitos na melhoria global do solo, preferindo-se então adotar o dimensionamento de bulbos com maior comprimento.

Outro aspecto a ser observado é que para solos de maior compacidade ou consistência a mobilização da resistência ao cisalhamento na interface solo-bulbo ocorre sob menores valores de deslocamentos relativos, podendo-se afirmar que geralmente a capacidade de carga de ancoragens será maior nestes tipos de solo (desconsiderando-se os efeitos dos processos de perfuração e de injeção da calda de cimento).

2.5.

Especificações da GeoRio

As cargas máximas de ensaio (Tensaio) e de trabalho (Ttrabalho) especificadas para tirantes pela Fundação Instituto de Geotécnica GeoRio, órgão da Prefeitura Municipal do Rio de Janeiro, constam da tabela 2.4, sendo obtidas a partir das seguintes expressões: As fy T_ensaio =0,9 . (2.1) 75 , 1 / ensaio trabalho T T = (2.2)

onde fy representa a tensão de escoamento do aço e As a área da seção transversal do tirante, descontada a parcela perdida pela confecção de rosca no caso de seção reduzida. As constantes 0,9 e 1,75, correspondem aos fatores de segurança prescritos pela norma NBR-5629. Na tabela são também listados os principais tipos de ancoragem utilizados pela GeoRio bem como suas principais características:

35

Tabela 2.4 – Principais tipos de aço (adaptado de GeoRio, 2000)

Tipo de aço

Tipo de seção Diâmetro

da barra (mm) Diâmetro mínimo de perfuração recomendado Carga máxima de ensaio (Tensaio) kN Carga de trabalho (Ttrabalho) kN Dywidag Gewi S 50/55 Plena 32 100 350 200 DywidagST 85/105 Plena 32 100 600 350

CA 50 A Plena 25 100 230 130

CA 50 A Plena 32 100 360 200

CA 50 A Reduzida com rosca 25 100 190 110 CA 50 A Reduzida com rosca 32 100 260 160 Rocsolo ST 75/85 Plena 22 100 210 125 Rocsolo ST 75/85 Plena 25 100 280 165 Rocsolo ST 75/85 Plena 28 100 360 200 Rocsolo ST 75/85 Plena 38 125 660 375 Rocsolo ST 75/85 Plena 41 125 890 510 2.6.

Vantagens e desvantagens do uso de ancoragens em solo

A principal vantagem da utilização de tirantes advém da capacidade destes elementos estruturais esbeltos em suportarem elevadas cargas de tração. Quando tirantes são empregados para suportarem escoramentos, existe uma limitação imposta pela espessura da estrutura pois, nestes casos, um aumento da distância entre tirantes, que implica no acréscimo das respectivas cargas, ocasiona uma majoração dos momentos fletores que atuam na estrutura em proporção ao quadrado destas distâncias, o que limita o uso indiscriminado de tirantes para suportarem altos valores de carga.

No início da década de 1960, empregava-se tirantes em contenções com cargas de até 200kN, com espaçamento raramente superior a 3m e com placas de concreto armado de no máximo 20 cm de espessura. Atualmente, os espaçamentos entre tirantes tendem a aumentar e, conseqüentemente, a elevação de suas cargas de trabalho para 400 a 800kN, utilizando placas de concreto armado com espessura de 30 a 40cm e para paredes diafragma com até 1,20m de espessura.

Outras vantagens da utilização de tirantes são:

a) Simplicidade construtiva, pois a carga de reação provém do interior do maciço de solo e os elementos estruturais utilizados são simples (fios, cordoalhas, chapas de aço, porcas e parafusos, ..) e de fácil manuseio o que torna o canteiro de obras bastante desimpedido, se comparado com outras soluções que exigem o emprego de pesadas longarinas, estroncas, contraventamentos, apoios intermediários, etc..

b) Tirantes são autoportantes, não necessitando de estudos mais detalhados de fundação, como no caso da construção de contenções com muros de arrimo convencionais.

c) Tirantes são funcionais pois trabalham ativamente devido à protensão. Isto significa que podem suportar esforços com um mínimo de deslocamentos da estrutura, em oposição a outras soluções convencionais que necessitam de uma movimentação para a contenção começar a funcionar.

d) Todos os tirantes são ensaiados individualmente (ensaios de recebimento), o que representa uma garantia de qualidade de 100% dos elementos construídos em relação à capacidade de carga.

Como desvantagens do uso de tirantes podem ser mencionadas as seguintes:

a) A maior utilização de tirantes é na construção de cortinas para contenção de solos. Considerando que o comprimento livre deve no mínimo de 3 m e que o comprimento ancorado usualmente tem 5m ou mais, a instalação de tirantes requer perfurações de no mínimo 8m, o que muitas vezes significa penetrar no terreno vizinho nas grandes cidades brasileiras.

b) As pressões de injeção em geral se situam entre 1–1,5 MPa, suficientemente elevadas para induzir deformações no solo e formar os bulbos de ancoragem. No caso de deformações com linhas múltiplas de tirantes, o acúmulo destas deformações pode ocasionar problemas de levantamento no terreno e afetar as construções aí existentes. A limitação é contornável, controlando-se as pressões de injeção, aumentando-se as dimensões dos bulbos, evitando-se a formação de bulbos na mesma vertical, etc.

37

c) Tirantes muito longos tendem a apresentar algum desvio e, conseqüentemente, riscos do desenvolvimento de atrito no trecho livre cujos valores podem superar aqueles admitidos pela norma brasileira.

d) Possibilidade de corrosão dos tirantes em aço, em determinadas circunstâncias. Segundo Littlejohn (1990) a maioria dos problemas de corrosão ocorrem no trecho livre, na região da cabeça ou até 1m abaixo. No bulbo, o desenvolvimento de corrosão é fenômeno muito raro e, caso ocorra, é sintoma de injeções mal feitas.

e) Por se tratar de serviço especializado, requer equipe, equipamento e técnicas de controle especializadas, aumentando o seu custo da instalação. f) Não são possíveis de serem reutilizados (como no caso de estroncas) e,

devido ao processo construtivo em que se baseiam, não são retirados do terreno após a sua utilização, o que pode interferir significativamente na implantação de obras futuras no mesmo local ou nos terrenos vizinhos.

2.7.

Combate a empuxo de terra

É o tipo de aplicação com tirantes (estruturas de contenção) mais utilizada na engenharia civil. Oferece muitas vantagens em comparação a outras soluções, como as seguintes:

a) A reação é obtida no interior do próprio maciço de solo;

b) Pode ultrapassar quaisquer obstáculos por perfuração do material;

c) Podem ser instalados e protendidos na estrutura de contenção, à medida que a escavação vai sendo executada, ou seja, permite a execução de cima para baixo ou baixo para cima;

d) Para a construção da estrutura atirantada não são executadas escavações adicionais além daquela necessária para obtenção das faces de escavação; e) A aplicação de protensão prévia nos tirantes minimiza as deformações do

terreno, aspecto importante de ser considerado quando existem construções nas proximidades;

f) Não impõem obstáculos externos, pois são elementos totalmente enterrados. No caso de escavações, manem o interior livre, ao contrário da utilização de estroncas.

Os tirantes têm sido muito usados para suporte de paredes laterais de escavações para construção de galerias, subsolos de prédios, etc. Têm sido empregados na rotina destas construções desde os casos mais simples com apenas uma linha de tirantes até os casos mais complexos envolvendo linhas múltiplas.

No caso de atirantamento em áreas de escavação, para instalação de linhas múltiplas, se recorre ao método construtivo chamado “método descendente”, onde a execução em dada linha só é iniciada quando a linha de tirantes imediatamente acima estiver integralmente pronta. Dentro de determinada linha, o atirantamento é executado em nichos alternados de modo que um nicho não executado funcione como suporte para aquele sendo trabalhado. Desta forma, o processo permite a execução segura da obra, evitando a descompressão do terreno pelo efeito da protensão dos tirantes, de modo que as deformações são reduzidas a valores mínimos.

O emprego de tirantes não se aplica somente em escavações, mas também como elementos de suporte em áreas de aterro. Na prática, ancoragens em solo têm sido muito utilizadas para obtenção de áreas planas em regiões urbanas de topografia acidentada, mas muito valorizadas, como em diversos locais da cidade do Rio de Janeiro ou em regiões estratégicas para implantação de indústrias, como companhias de mineração próximas às instalações das jazidas.

3

ESTABILIDADE E CAPACIDADE DE CARGA DE CORTINAS

ANCORADAS EM SOLO

3.1.

Introdução

O comportamento de uma ancoragem em solo é fundamentalmente governado pelo mecanismo de transferência da carga suportada pelo tirante para o maciço de solo através de interações na interface solo-bulbo (figura 3.1). Este mecanismo de interação resulta num acréscimo das tensões normais efetivas do solo e, conseqüentemente, no aumento da sua resistência ao cisalhamento e do fator de segurança contra a ruptura.

No projeto de uma cortina atirantada, a hipótese básica é que as forças horizontais geradas pelas pressões de contato do solo sobre a estrutura devem ser equilibradas pelos tirantes, enquanto que o alívio das tensões normais verticais causados pela escavação evidentemente não o é. Com isto, os valores das tensões cisalhantes induzidas pelo processo de escavação aumentam significativamente com a profundidade desta.

A tendência de uma cortina é mover-se para o interior da escavação, induzindo recalque do solo junto à superfície do terreno. A protensão da primeira linha de tirantes pressiona, porém a cortina contra as paredes da escavação, fixando-a no ponto de ancoragem. Com o avanço da escavação, a estrutura tende agora a girar ao redor da primeira linha de ancoragem, causando deslocamentos laterais no novo nível de escavação que, por sua vez, serão novamente restringidos pela aplicação da protensão na próxima linha de ancoragem. Assim, o movimento da cortina à medida que a escavação prossegue, é formado por uma combinação de movimentos de rotação e de translação, influenciados por uma série de fatores como o embutimento da cortina no solo de fundação, inclinação dos tirantes, espessura e rigidez da estrutura, valores de sobrecarga, hipótese de distribuição das pressões de contato na interface solo/cortina, etc. A figura 3.2

ilustra as forças nos tirantes e as tensões de cisalhamento na interface solo-cortina que se desenvolvem à medida que a escavação acontece.

Figura 3.1 – Mecanismo de transferência de carga em ancoragens (Juran e Elias, 1991).

Figura 3.2 – Sistema idealizado de forças sobre cortinas atirantadas (Hanna, 1982).

41

3.2.

Modos de ruptura de cortinas atirantadas em solo

A figura 3.3 apresenta fotografias de cortinas com múltiplas linhas de ancoragem, onde pode ser observada a ocorrência da ruptura em regiões do solo para 2 casos extremos de rotação da cortina: ao redor de sua base e ao redor do seu topo. Estes ensaios indicaram que muitos mecanismos de ruptura para cortinas ancoradas em solo são possíveis, conforme figura 3.4.

Figura 3.3 – Ensaios em cortinas multi-ancoradas em solos: rotação ao redor do topo (foto superior); rotação ao redor da base (foto média); cortina inclinada de 15º com rotação ao redor da base (foto inferior) – Dina (1973)

Figura 3.4 – Tipos de ruptura de uma cortina ancorada em solo (GeoRio, 2000).

a) Puncionamento da base – solo de fundação que suporta a base da cortina tem baixa capacidade de suporte, inferior a 20 kPa com índice de resistência à penetração N_SPT <10.

b) Ruptura de fundo da escavação – pode ocorrer quando uma camada de solo mole existir abaixo do nível de escavação.

c) Ruptura global – ruptura em cunha, de maior risco durante o processo de escavação, ou ruptura generalizada profunda (ver também figura 3.5). d) Deformação excessiva – possível de ocorrer durante a construção antes da

protensão das ancoragens.

e) Ruptura do tirante – pode ocorrer se os componentes do sistema atirantado forem individualmente inadequados ou devido à ocorrência de sobrecarga nas ancoragens durante a construção, quando nem todos os níveis de ancoragem foram ainda instalados.

f) Ruptura da cortina – ocorrência de ruptura por flexão devido ao dimensionamento estrutural inadequado ou ruptura por puncionamento das ancoragens.

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Figura 3.5 – Tipos de ruptura global: em cunha e generalizada (GeoRio, 2000).

3.3.

Estimativa da capacidade de carga de ancoragem em solo

A melhor estimativa da capacidade de carga de ancoragens em solo é aquela determinada pela realização de ensaios prévios de ancoragem, construída com a mesma tecnologia e mão de obra no futuro local da obra, visto não ser teoricamente possível incorporar em métodos de cálculo a influência de vários fatores determinantes como o processo de perfuração, qualidade da mão de obra, o processo de injeção, etc.

De maneira geral os métodos disponíveis para determinação da capacidade de carga de ancoragens em solo consideram que a resistência da ancoragem deve-se exclusivamente à resistência ao cisalhamento dedeve-senvolvida na interface solo-bulbo, sem consideração dos efeitos do processo construtivo, e incluindo a influência do procedimento de injeção de modo apenas qualitativo.

3.3.1.

Norma Brasileira NBR-5629

A Norma NBR-5629 recomenda para estimativa preliminar da capacidade de carga limite de ancoragem o uso das seguintes expressões:

Solos granulares _{T z}'_.U.Lb.Kf

max =σ (3.1 a)

Solos coesivos T_max =α_o.U.L_b.S_u (3.1 b)

onde:

Tmax capacidade de carga limite (ou última)

' z

σ tensão vertical efetiva no ponto médio da ancoragem

U perímetro médio da seção transversal do bulbo de ancoragem

Lb comprimento do bulbo de ancoragem

Kf coeficiente de ancoragem, dado na tabela 3.2

αo coeficiente redutor da resistência ao cisalhamento não drenada Su αο = 0,75 para Su ≤ 40 kPa e αο = 0,35 para Su ≥ 100 kPa

Tabela 3.1 – Coeficiente de ancoragem kf para solos granulares (NBR-5629).

Compacidade

Solo fofa compacta muito compacta

Silte 0,1 0,4 1,0

Areia fina 0,2 0,6 1,5

Areia média 0,5 1,2 2,0

Areia grossa e pedregulho 1,0 2,0 3,0

Este método não leva em consideração os efeitos da pressão de injeção. A NBR-5629 admite que para a execução do bulbo de ancoragem a injeção da calda de cimento pode ser do tipo simples com fluxo ascendente e em fase única ou através de válvulas e em fases sucessivas, a critério da empresa executora, desde que sejam garantidos o preenchimento total do furo aberto no solo e a capacidade de carga prevista para a ancoragem.

3.3.2.

Método de Ostermayer (1974)

Ostermayer (1974) propôs ábacos que correlacionam o comprimento do trecho ancorado (bulbo) com a capacidade de carga última da ancoragem com base na análise dos resultados de aproximadamente 300 ensaios realizados na Alemanha, em ancoragens com diâmetro de perfuração entre 10 e 20cm e cobertura de solo superior a 4m.

A figura 3.6 apresenta as correlações sugeridas por Ostermayer (op.cit.) para solos granulares, sem especificação do procedimento de injeção ou dos valores da pressão de injeção.

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Figura 3.6 – Capacidade de carga limite de ancoragem em solos granulares de acordo com Ostermayer (1974).

Para solos coesivos (siltes e argilas medianamente plásticos, argilas altamente plásticas) Ostermayer (1974) também apresentou (figura 3.7) a variação com o comprimento do bulbo da resistência ao cisalhamento na interface solo-bulbo, por unidade de comprimento, para ancoragens executadas com e sem reinjeção. Na figura 3.8 a variação da resistência ao cisalhamento é apresentada em função da pressão de reinjeção, com caldas de cimento preparadas na proporção água / cimento = 0,4.

Os gráficos destas figuras mostram que a resistência ao cisalhamento na interface solo-bulbo, por unidade de comprimento, cresce com o valor da pressão de reinjeção e diminui com o aumento do trecho ancorado. Na prática, para cálculos preliminares, pode-se adotar valores constantes da resistência ao cisalhamento por unidade de comprimento, independentemente do comprimento do bulbo. Na figura 3.7 a influência da calda de cimento é estimada apenas qualitativamente, dependendo da técnica de injeção empregada (com e sem reinjeção).

Figura 3.7 – Resistência ao cisalhamento por unidade de comprimento de ancoragens em solos coesivos (Ostermayer, 1974).

Figura 3.8 – Influência da pressão de injeção na resistência ao cisalhamento em solos coesivos (Ostermayer, 1974).

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3.3.3.

Método de Bustamante & Doix (1985)

Com base em 120 provas de carga realizadas na França, Bustamante & Doix (1985) sugerem um método para dimensionamento de ancoragens no qual são consideradas as influências da técnica de injeção, pressão de injeção e volume de calda de cimento injetada.

A capacidade de carga limite da ancoragem Tmax pode ser determinada por:

s b e máx D L q T = π. . . (3.2 a) p e D D =

β

De diâmetro médio adotado para o trecho ancorado

Dp diâmetro perfurado do trecho ancorado

b

L comprimento do trecho ancorado (bulbo)

β coeficiente de majoração do diâmetro do bulbo devido à injeção

qs resistência ao cisalhamento

A tabela 3.2 apresenta os valores de coeficiente de majoração β para diversos tipos de solo, considerando as duas técnicas de injeção (com e sem reinjeção), admitindo-se que o volume injetado seja no mínimo 1,5 vezes o volume perfurado para β atingir os valores indicados na tabela. Como esperado, os maiores valores do coeficiente ocorrem para ancoragens reinjetadas.

Gráficos de correlações empíricas para estimativa do coeficiente qs , para ancoragens com e sem reinjeção, estão apresentados para areias e cascalhos na figura 3.9 e para siltes e argilas na figura 3.10, construídos com base nos resultados de Bustamante e Doix (1985), Fujita (1977), Ostermayer & Scheele (1977), Ostermayer (1974), Koreck (1978) e Jones (1980, 1984). No eixo das abscissas a quantidade Pl se refere à pressão limite do ensaio pressiométrico e N

ao número de golpes do ensaio SPT.

As correlações obtidas mostram que em relação à injeção única os efeitos da reinjeção em fases sucessivas aparentemente são mais pronunciados para argilas/siltes (figura 3.10) do que para areias/cascalhos (figura 3.9), contrariando evidências experimentais que indicam serem os solos arenosos os de maior grau de injetabilidade e os mais suscetíveis aos efeitos das sucessivas reinjeções sob alta pressão. Este comportamento pode ser decorrente de outros fatores não considerados por Bustamante e Doix (1985) na interpretação empírica dos resultados das provas de carga (Novais Souza, 2001).

Tabela 3.2 – Coeficiente de majoração β do diâmetro do bulbo devido à injeção

Tipo de solo Coeficiente β

Com reinjeção Sem reinjeção

Cascalho 1.8 1.3 - 1.4

Cascalho arenoso 1.6 - 1.8 1.2 - 1.4 Areia com cascalho 1.5 - 1.6 1.2 - 1.3 Areia grossa 1.4 - 1.5 1.1 - 1.2 Areia média 1.4 - 1.5 1.1 - 1.2 Areia fina 1.4 - 1.5 1.1 - 1.2 Areia siltosa 1.4 - 1.5 1.1 - 1.2 Silte 1.4 - 1.6 1.1 - 1.2 Argila 1.8 - 2.0 1.2

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Figura 3.9 – Correlações empíricas para resistência ao cisalhamento por unidade de comprimento em areias / cascalhos (Bustamante & Doix, 1985).

Figura 3.10 – Correlações empíricas para a resistência ao cisalhamento por unidade de comprimento em argilas / siltes (Bustamante & Doix, 1985).