CURSO DE ENGENHARIA CIVIL
CAUANA CHELEN GONÇALVES DOS SANTOS
OTIMIZAÇÃO DA GEOMETRIA DE UM SOLO REFORÇADO A PARTIR DE INVESTIGAÇÕES GEOTÉCNICAS DO SOLO E SEU IMPACTO NO CUSTO E
FATOR DE SEGURANÇA: ESTUDO DE CASO
TRABALHO DE CONCLUSÃO DE CURSO
CURITIBA 2018
CAUANA CHELEN GONÇALVES DOS SANTOS
OTIMIZAÇÃO DA GEOMETRIA DE UM SOLO REFORÇADO A PARTIR DE INVESTIGAÇÕES GEOTÉCNICAS DO SOLO E SEU IMPACTO NO CUSTO E
FATOR DE SEGURANÇA: ESTUDO DE CASO
Trabalho de Conclusão de Curso apresentado como requisito parcial à obtenção do título de Bacharel em Engenharia Civil, do Departamento Acadêmico de Construção Civil (DACOC), da Universidade Tecnológica Federal do Paraná.
Orientadora: Prof. Dr. Amanda Dalla Rosa Johann Co-orientador: Prof. Dr. Rogério Francisco Küster Puppi
CURITIBA 2018
UTFPR - Deputado Heitor de Alencar Furtado, 5000- Curitiba - PR Brasil www.utfpr.edu.brdacoc-ct@utfpr.edu.br telefone DACOC: (041) 3279-4500
Ministério da Educação
UNIVERSIDADE TECNOLÓGICA FEDERAL DO PARANÁ
Campus Curitiba – Sede Ecoville
Departamento Acadêmico de Construção Civil Curso de Engenharia Civil
FOLHA DE APROVAÇÃO
OTIMIZAÇÃO DA GEOMETRIA DE UM SOLO REFORÇADO A PARTIR
DE INVESTIGAÇÕES GEOTÉCNICAS DO SOLO E SEU IMPACTO NO
CUSTO E FATOR DE SEGURANÇA: ESTUDO DE CASO
Por
CAUANA CHELEN GONÇALVES DOS SANTOS
Trabalho de Conclusão de Curso apresentado ao Curso de Engenharia Civil da Universidade Tecnológica Federal do Paraná, defendido no segundo semestre de 2018 e aprovado pela seguinte banca de avaliação presente:
_______________________________________________ Prof. Orientadora – Amanda Dalla Rosa Johann, Dra.
UTFPR
_______________________________________________ Prof. Co-orientador – Rogério Francisco Küster Puppi, Dr.
UTFPR
________________________________________________ Prof. Sidnei Helder Cardoso Teixeira, Dr.
UFPR
AGRADECIMENTOS
Agradeço a todas e quaisquer pessoas que tenham, de alguma forma, colaborado para eu chegar até aqui. Certamente uma pequena atitude da qual posso nem ter conhecimento foi essencial para que eu seguisse meu caminho.
Algumas pessoas dedicaram horas de suas vidas me ajudando a concluir este trabalho, e sem elas este não poderia ter sido feito. Por isso, estas pessoas merecem ser mencionadas.
Agradeço à Professora Doutora Amanda Johan Dalla Rosa e ao Professor Doutor Rogério Francisco Küster Puppi por sempre disponibilizarem tempo para me ajudar e terem lido tantas versões parciais do trabalho.
Agradeço ao William pela ajuda na coleta e transporte do material ensaiado.
Agradeço ao Wagner pelo auxílio nos ensaios laboratoriais e análises dos dados coletados.
Agradeço ao Gabriel e Lucas pelos esclarecimentos sobre o software utilizado e métodos de dimensionamento.
Agradeço principalmente a Aurora, Diego, Ofélia e amigos pelo apoio ao longo de toda a minha trajetória.
RESUMO
DOS SANTOS, Cauana Chelen Gonçalves. Otimização da geometria de um solo reforçado
a partir de investigações geotécnicas do solo e seu impacto no custo e fator de segurança: estudo de caso. 2018. 95 f. Monografia (Bacharelado em Engenharia Civil) – Universidade
Tecnológica Federal do Paraná. Curitiba, 2018.
Com o crescimento das cidades, terrenos das mais variadas topografias passam a ser adaptados para receber construções. A presença de um talude instável próximo a construções pode acarretar em perda de vidas humanas e em danos materiais e ambientais. Existem diversas normas brasileiras que determinam fatores de segurança mínimos, buscando garantir a segurança à vida humana e ao patrimônio. Em uma construção, havendo a necessidade de se estabilizar um talude com uma estrutura de contenção, certas construtoras dispensam a etapa de ensaios de caracterização dos solos do terreno e de aterro. Tais empresas utilizam ensaios de sondagem à percussão e análise visual para estimar dados relevantes do projeto de contenção. Tal medida, apesar de reduzir o tempo e o custo da fase do projeto da contenção, pode acarretar em: construção de uma estrutura que não tem capacidade para suportar os esforços solicitantes, ou execução de uma contenção superdimensionada, que atrasa a entrega do empreendimento e encarece-o. Este estudo de caso analisa uma estrutura de contenção em solo reforçado com as laterais em gabião, localizada nos fundos de um empreendimento residencial em que o solo de fundação e de aterro da contenção não foi ensaiado, a fim de saber se a estrutura executada oferece riscos, se está estável e superdimensionada, ou se é estável e com a melhor relação custo-benefício. Neste trabalho, ao ensaiar o solo de aterro, obteve-se parâmetros menos conservadores que os considerados no projeto original. Ao analisar a sondagem do solo de fundação para determinar os parâmetros do solo de fundação, observou-se a mesma situação. A partir dos parâmetros encontrados, a contenção foi redimensionada de forma a atingir os fatores de segurança determinados, permanecendo próximo a eles. Os resultados deste trabalho apontam que os custos da estrutura do estudo de caso poderiam ter sido reduzidos em até 13,94%, o que justifica a necessidade de se realizar uma investigação aprofundada dos solos na fase de projeto.
ABSTRACT
DOS SANTOS, Cauana Chelen Gonçalves. Geometry optimization of a reinforced soil from
geotechnical investigations and its impact on cost and safety: case study. 2018. 95 p. Final
Course Assignment. Graduate in Civil Engineering. Federal University of Technology – Paraná. Curitiba, 2018.
With city growth, lots with the most varied topographies start to be adapted to receive constructions. The presence of an unstable slope near constructions can result in loss of human lives and in material or environmental damage. There are many Brazilian regulated standards that determine minimum factors of safety, looking after the security of human life and patrimony. In a construction, when there is need of stabilizing a slope with a retaining structure, certain construction companies dismiss the stage of characterization tests with the soils from the lot and the landfill. Such companies use standard penetration tests and visual analysis to estimate relevant data of the retaining structure design. Such measure, while reducing the time and cost from the design stage, may result in: construction of a structure that is unable to withstand the requiring loads, or execution of an oversized retaining structure, which delays the project delivery and makes it more expensive. This case of study analyses one retaining structure of reinforced soil with the sides of gabion, located in the back of a residential venture in which the foundation and landfill soils were not tested, in order to know if the constructed structure offers risks, or it is stable but over-dimensioned, or it is stable with the best cost-benefit relation. In this study, from the landfill soil characterization tests, it was obtained less conservative parameters than the ones considered in the original design. When analyzing the standard penetration test report to determine the foundation soil parameters, the same happened. From the parameters found, this study redimensioned the retaining structure design in order to reach the determined factors of safety, while staying close to them. The results of this study indicate that the cost of this case study’s structure could have been reduced up to 13.94%, which justifies the necessity to perform a profound investigation of the soils in the design stage.
LISTA DE FIGURAS
Figura 1 – Classificações granulométricas ... 19
Figura 2 – Limites de Atterberg ... 21
Figura 3 – Círculo de Mohr ... 22
Figura 4 - Correlações do NSPT: (a) Peck, Hanson e Thornburn e (b) Mitchell, Guzikowski e Villet ... 24
Figura 5 – Método Sueco: (a) linha de ruptura e (b) forças atuantes na lamela ... 25
Figura 6 - Muro de gravidade: (a) pedra seca, (b) pedra argamassada, (c) concreto ciclóptico e (d) crib-walls ... 28
Figura 7 – Muro de gabião ... 29
Figura 8 – Gabião caixa ... 29
Figura 9 – Canalização em Gabiões ... 29
Figura 10 – Rupturas do muro de gravidade ... 30
Figura 11 – Elementos de solo com reforço (a) e sem reforço (b) ... 31
Figura 12 – Geossintéticos de reforço de solos: (a) Geogrelhas MacGrid® soldadas e tecidas e (b) Geotêxtil MacTex® não-tecido ... 32
Figura 13 – Variáveis geométricas ... 33
Figura 14 – Terra armada ... 34
Figura 15 - Muro de contenção em Terramesh® System ... 35
Figura 16 – Elemento Terramesh® System ... 35
Figura 17 – Lamela com forças a considerar no método de Janbu... 37
Figura 18 – Exemplo de estrutura com reforço dividida em lamelas de diferentes larguras ... 38
Figura 19 – Ensaio de Limite de Liquidez realizado com solo de aterro ... 45
Figura 20 – Ensaio de massa específica real dos grãos realizado com o solo de aterro ... 46
Figura 21 – Amostra de solo (a) no início do ensaio de compactação e (b) no final do ensaio de compactação ... 46
Figura 22 – Amostra de solo moldada e compactada ... 47
Figura 23 – Planta de localização da primeira fase ... 50
Figura 24 – Vista frontal da primeira fase ... 51
Figura 25 – Planta de localização da segunda fase ... 52
Figura 26 – Planta de localização da terceira fase ... 53
Figura 27 – Curva granulométrica do solo de aterro ... 55
Figura 29 – Curva de peso específico seco do Proctor normal ... 59
Figura 30 – Resistência ao cisalhamento do solo de aterro ... 60
Figura 31 – Seção transversal crítica sem contenção: estabilidade global ... 63
Figura 32 – Seção transversal crítica da estrutura executada: estabilidade global ... 64
Figura 33 – Seção transversal crítica da estrutura executada: verificação como muro ... 64
Figura 34 – Seção transversal crítica da estrutura executada em Terramesh® System: estabilidade interna ... 65
Figura 35 – Seção transversal crítica da estrutura executada em gabião: estabilidade global . 66 Figura 36 – Seção transversal crítica da estrutura executada em gabião: verificação como muro ... 66
Figura 37 – Seção transversal crítica da estrutura idealizada em solo reforçado: estabilidade global ... 67
Figura 38 – Seção transversal crítica da estrutura idealizada em solo reforçado: verificação como muro ... 68
Figura 39 – Seção transversal crítica da estrutura idealizada em solo reforçado: estabilidade interna ... 68
Figura 40 – Seção transversal crítica da estrutura idealizada em solo reforçado: estabilidade global ... 69
Figura 41 – Seção transversal crítica da estrutura idealizada em gabião: verificação como muro ... 69
LISTA DE TABELAS
Tabela 1 – Níveis de segurança requeridos contra a perda de vidas humanas ... 17
Tabela 2 – Níveis de segurança requeridos contra danos materiais e ambientais ... 17
Tabela 3 – Fatores de segurança mínimos para deslizamentos ... 17
Tabela 4 – Fundações superficiais – Fatores de segurança para solicitações de compressão .. 18
Tabela 5 – Resultados do peneiramento ... 54
Tabela 6 – Resultados da sedimentação ... 55
Tabela 7 – Composição granulométrica do solo de aterro ... 56
Tabela 8 – Resultados do ensaio de massa específica real dos grãos ... 56
Tabela 9 – Resultados do ensaio de Limite de Liquidez ... 57
Tabela 10 – Resultados do ensaio de Limite de Plasticidade ... 57
Tabela 11 – Resultados do ensaio de compactação Proctor na energia normal... 58
Tabela 12 – Parâmetros considerados na modelagem das seções transversais ... 61
Tabela 13 – Estimativa de custos de material da estrutura existente ... 72
Tabela 14 – Estimativa de custos de serviços de execução da estrutura existente ... 72
Tabela 15 – Estimativa de custos de material da estrutura idealizada ... 73
Tabela 16 – Estimativa de custos de serviços de execução da idealizada ... 73
Tabela 17 – Comparação das estimativas de custo para cada uma das estruturas ... 73
Tabela 18 – Custos com investigações geotécnicas do SINAPI na época da execução da estrutura ... 74
LISTA DE SIGLAS E ACRÔNIMOS
ABNT Associação Brasileira de Normas Técnicas ASTM American Society for Testing and Materials BDI Benefícios e Despesas Indiretas
DER Departamento de Estradas de Rodagem
L Comprimento de Ancoragem LC Limite de Contração LL Limite de Liquidez LP Limite de Plasticidade NBR Norma Brasileira IP Índice de plasticidade
SICRO Sistema de Custos Referenciais de Obras
SINAPI Sistema Nacional de Pesquisa de Custos e Índices da Construção Civil SPT Standard penetration test
LISTA DE SÍMBOLOS
FS Fator de segurança
τ
f Resistência média do solo ao cisalhamentoτ
d Tensão de cisalhamento média atuantec Coesão do solo
σ Tensão normal ao plano de ruptura ϕ Ângulo de atrito interno
NSPT Índice de resistência à penetração Dr Densidade relativa
NSPT60 Índice de resistência à penetração corrigido para uma energia de 60% σ'vo Tensão vertical efetiva
TD Resistência de projeto
α Ângulo da base da lamela com a horizontal TB Resistência nominal do material de reforço fcreep Fator de fluência
SUMÁRIO INTRODUÇÃO ... 12 1.1 OBJETIVO GERAL ... 13 1.2 OBJETIVOS ESPECÍFICOS ... 13 1.3 JUSTIFICATIVA ... 14 FUNDAMENTAÇÃO TÉORICA ... 16 2.1 ESTABILIDADE DE TALUDES ... 16 2.2 PROJETO DE ESTABILIZAÇÃO ... 18 2.3 PROPRIEDADES DO SOLO ... 19
2.4 ESTIMATIVA DE PARÂMETROS DO SOLO ... 22
2.5 MÉTODOS DE ANÁLISE DE ESTABILIDADE ... 24
2.6 MÉTODOS DE ESTABILIZAÇÃO... 26 2.6.1 Muro de gravidade ... 27 2.6.2 Solo reforçado ... 31 2.6.3 Terra Armada ... 34 2.6.4 Terramesh® System ... 34 2.6.5 Drenagem ... 40 2.7 SOFTWARE DE DIMENSIONAMENTO ... 41 2.8 ORÇAMENTO ... 42 METODOLOGIA ... 44 3.1 ESTRUTURA EXECUTADA ... 44 3.2 MATERIAIS ... 44 3.3 MÉTODOS ... 45 3.3.1 Distribuição Granulométrica ... 45 3.3.2 Limites de Atterberg ... 45
3.3.3 Massa Específica Real dos Grãos ... 46
3.3.4 Compactação Proctor Normal ... 46
3.3.5 Cisalhamento Direto ... 47
3.3.6 Estimativa de Propriedades para o Solo de Fundação ... 47
3.3.7 Análise de Estabilidade ... 47
3.3.8 Orçamento ... 48
PROJETO ORIGINAL ... 50
5.1 CARACTERIZAÇÃO DO SOLO DE ATERRO ... 54
5.1.1 Distribuição Granulométrica ... 54
5.1.2 Massa específica real dos grãos ... 56
5.1.3 Limites de Atterberg ... 56
5.1.4 Ensaio de Compactação ... 58
5.1.5 Ensaio de Cisalhamento Direto ... 59
5.2 CARACTERIZAÇÃO DO SOLO DE FUNDAÇÃO ... 60
5.3 CÁLCULO DE ESTABILIDADE ... 61
5.3.1 Estabilidade do Talude sem Contenção ... 62
5.3.2 Estabilidade da Estrutura Executada... 63
5.3.3 Estabilidade da Estrutura Idealizada ... 67
5.4 ORÇAMENTO ... 72
CONSIDERAÇÕES FINAIS ... 75
6.1 CONCLUSÕES ... 75
6.2 SUGESTÕES ... 76
REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ... 77
APÊNDICE A – Análises de estabilidade do talude sem contenção ... 80
APÊNDICE B – Análises de estabilidade da estrutura idealizada ... 84
ANEXO A – Parâmetros médios do solo ... 90
ANEXO B – Encargos sociais apresentados no SINAPI ... 91
INTRODUÇÃO
Existem diversas formas de se estabilizar um talude de aterro que apresente fatores de segurança inferiores ao desejado. Uma opção é o solo reforçado, que é um sistema de contenção em que se adiciona um ou mais elementos de reforço ao solo, com o objetivo de inserir resistência à tração ao maciço e reduzir deslocamentos horizontais.
O Terramesh® System é um sistema de solo reforçado composto por gabiões na face do paramento, isolados do solo por uma manta geotêxtil não-tecido. Cada caixa de gabião deste sistema apresenta uma cauda, composta pela mesma malha metálica que compõe o gabião, com comprimento suficiente para aumentar os fatores de segurança até níveis desejáveis. Esta malha é composta por um arame de aço com baixo teor de carbono revestido uma vez com uma liga de Zinco/Alumínio e outra com polímero. Este duplo revestimento fornece maior resistência do arame à abrasão e corrosão, que pode ocorrer em toda a estrutura e principalmente no reforço, que fica em contato constante com o solo e umidade.
Há a opção de se adicionar geogrelhas ao sistema, posicionadas sob as caudas, para fornecer mais resistência, em casos que apenas o reforço metálico não é o suficiente para atingir fatores de segurança desejáveis, ou também aumentar o comprimento do reforço metálico, de forma a mobilizar um volume de solo maior.
Assim como os muros de contenção em gabião, o Terramesh® System é uma solução flexível, que acompanha deslocamentos no terreno de apoio, e também permeável, permitindo a drenagem de água do terreno.
Esta é uma opção para casos em que um muro de contenção em gabião – contenção a gravidade – precisaria ser muito robusto e consequentemente custoso. Isto ocorre por diversos fatores, entre eles, um solo de fundação de baixa qualidade.
No Brasil, uma das primeiras obras de reforço de solo com Terramesh® System ocorreu em 1988, na cidade de São Bernardo do Campo, São Paulo. O sistema tem sido utilizado desde então em obras de encontro de pontes e viadutos, contenções em condomínios e residências, contenções rodoviárias de grandes alturas, entre outros (ANANIAS; DURAN; TEIXEIRA, 2009).
Para que esta solução garanta a estabilidade do maciço, é necessário conhecer a topografia da região, as propriedades do solo de fundação e de aterro, cargas que serão aplicadas próximas ao muro, geometria desejada para o terreno e quaisquer outras informações que influenciem no dimensionamento da estrutura.
System com as laterais em muro de gravidade em gabião, em que as propriedades do solo de fundação e aterro foram estimadas a partir de uma análise sobre sondagens do terreno e análises visuais. Além disso, as cotas finais do terreno foram alteradas após o dimensionamento, e um trecho do muro foi executado de forma diferente à que está definida em projeto.
Quando uma estrutura é dimensionada para certos parâmetros, e estes são alterados posteriormente (altura de contenção é aumentada, ou o solo utilizado é diferente do previsto), o fator de segurança calculado deixa de condizer com a realidade. Ao recalcular este fator para as condições reais, é possível que este esteja inferior ao desejável e que a estrutura que deveria estabilizar o maciço entre em colapso e cause acidentes com perdas ambientais, patrimoniais e até mesmo de vida humana. Por isso, quando as condições às quais a estrutura estará submetida se agravam, o reforço precisa ser alterado para que volte a atender aos requisitos mínimos. Na situação inversa, em que a contenção é menos solicitada e os coeficientes de segurança aumentam, também é importante redimensionar o sistema, evitando superdimensionamento e, consequentemente, custos desnecessários. Estas alterações, quando ocorrem quando a estrutura já está em execução, podem gerar também atrasos no cronograma da obra, resultando em mais gastos.
1.1 OBJETIVO GERAL
Este trabalho teve como objetivo: otimizar a geometria de uma estrutura em solo reforçado e muro de gravidade executada em Terramesh® System e gabiões, a partir de investigações geotécnicas, analisar os fatores de segurança e comparar os custos das estruturas executada e otimizada.
1.2 OBJETIVOS ESPECÍFICOS
A fim de alcançar o objetivo geral, este trabalho teve como objetivos específicos: • Caracterizar o solo utilizado no aterro da estrutura de solo reforço;
• Estimar o peso específico, ângulo de atrito e coesão do solo de fundação da estrutura existente a partir de sondagens do local da obra;
• Simular um talude semelhante ao executado, porém sem contenção, com o auxílio de um software e verificar a estabilidade do mesmo, para confirmar se há necessidade de contenção.
• Simular a estrutura que foi executada em uma obra em Almirante Tamandaré, Paraná, no mesmo software, sob as mesmas condições;
• Dimensionar uma estrutura de solo reforçado com Terramesh® System e/ou gabião com o programa computacional a partir dos parâmetros encontrados; • Analisar os fatores de segurança obtidos;
• Estimar o custo total de execução das estruturas executada e idealizada e • Comparar os custos das duas estruturas.
1.3 JUSTIFICATIVA
A escolha do sistema de contenção de um talude leva em conta diversos fatores. O custo dificilmente fica fora desta lista, e comumente é o item mais importante para o dono da obra.
Muitas vezes, devido a um cronograma de obra restrito e busca de redução de custos, investigações necessárias para se dimensionar a estrutura são deixadas de lado, a exemplo da caracterização do solo.
Para o correto dimensionamento de uma estrutura de contenção, é necessário conhecer o solo no qual a estrutura estará apoiada, e também o material do aterro. Os cálculos de fatores de segurança levam em conta, dentre diversos fatores, o peso específico, ângulo de atrito e coesão dos diversos solos localizados próximos ao muro.
Apesar destes parâmetros serem necessários, comumente não são realizados ensaios de caracterização do solo a ser utilizado como fundação ou aterro da estrutura. Para reduzir custos e agilizar o calendário, utiliza-se os resultados de uma sondagem à percussão (SPT) da obra para estimar estes dados, o que pode tornar a estrutura insegura ou superdimensionada, caso haja divergência dos fatores estimados com os reais.
Uma vez que os dados necessários para calcular os fatores de segurança são determinados, é possível definir o comprimento mínimo da cauda do gabião, assim como a necessidade, ou não, de geogrelhas e seus respectivos comprimentos.
Desta forma, a geometria final desejada do terreno e os parâmetros dos solos devem estar definidos antes do dimensionamento, pois caso um destes dados mude, os esforços solicitantes serão outros e por consequência os comprimentos dos reforços outros também.
A alteração de qualquer dado de entrada após o início do dimensionamento torna necessário o recálculo da estrutura, ou seja, gera retrabalho. Caso esta alteração seja feita na
fase de execução, além de um novo dimensionamento, peças de Terramesh® System que já tenham sido compradas podem se tornar inadequadas para a nova estrutura, assim como geogrelhas que já tenham sido cortadas.
Como a tampa, face e cauda do gabião são formados por um único pano (cortado na fábrica), aumentar o comprimento do reforço requer calcular o comprimento mínimo de transpasse para emenda, que varia a cada camada, pois depende da tensão vertical. Em relação às geogrelhas (fornecidas em bobinas e cortadas só no local da obra), a mesma prática deve ser adotada para aquelas que já foram cortadas em uma extensão inferior à necessária.
Estas correções podem causar atrasos no calendário da obra e aumento de custos, devido ao material adicional de transpasse e à mão-de-obra que irá executar a emenda. Por isso, apesar de necessárias, estas correções são, às vezes, descartadas.
Quando uma estrutura é dimensionada para uma certa situação, e na verdade esta é mais exigente do que aquilo que foi considerado em projeto, os fatores de segurança previamente calculados não condizem com a realidade. Isto ocorre, por exemplo, quando no cálculo é considerado um solo mais resistente do que realmente é, ou uma altura de contenção menor do que será necessário conter.
A estrutura idealizada com os parâmetros errôneos, portanto, pode não mais atender aos fatores de segurança mínimos definidos em projeto, pois os esforços solicitantes estão muito próximos de superar os esforços resistentes. Caso isto ocorra, a estrutura pode entrar em colapso, podendo causar perdas patrimoniais, ambientais e de vida humana.
Tanto o uso de dados estimados divergentes da realidade quanto a alteração da geometria do terreno após o início do dimensionamento podem gerar gastos e riscos adicionais à obra. Desta forma, este trabalho é justificado pela necessidade de se verificar em um estudo de caso o impacto que a alteração de alguns parâmetros de cálculo – altura da contenção e propriedades do solo de aterro e fundação – após o início da execução de uma estrutura (de elementos Terramesh® System e gabiões nos fundos de um empreendimento residencial) tem na segurança e no custo final da estrutura.
FUNDAMENTAÇÃO TÉORICA
2.1 ESTABILIDADE DE TALUDES
Talude é uma superfície inclinada que limita um maciço de terra, rocha ou ambos, podendo ser natural – encosta ou vertente – ou artificial (FIORI; CARMIGNANI, 2015). O talude natural é originado por agentes naturais, e é chamado assim mesmo que tenha sofrido alguma ação antrópica, como cortes, desmatamentos, entre outros. Já o talude artificial refere-se a declives de aterro construídos a partir de vários materiais, como argila, silte, areia, cascalho e rejeitos industriais ou de mineração. O talude de corte, portanto, é um talude natural, mas que é resultante de um processo de escavação promovido pelo homem (CUNHA et al., 1991 apud FERNANDES, 2004).
Um talude deve ter sua estabilidade verificada sempre que sua ruptura possa causar perdas de vida, ambientais ou de patrimônio. Fiori e Carmignani (2015) justificam a importância desta análise pelos diversos e frequentes acidentes que ocorrem em todas as épocas e partes do mundo, não raramente contemplando perdas de vidas humanas e prejuízos materiais. Segundo Braja (2011), para verificar a estabilidade de um talude, o engenheiro responsável deve obter e analisar o fator de segurança, definido pela razão entre a resistência média do solo ao cisalhamento pela tensão de cisalhamento média atuante ao longo da superfície potencial de ruptura (Equação 1).
FS = τf
τd (1)
A análise do FS encontrado pode ser feita pela comparação deste com os valores de referência de normas brasileiras, a exemplo da ABNT NBR 11682:2009 (ASSOCIAÇÃO..., 2009). Para isto, é necessário avaliar o nível de segurança desejado contra perda de vidas humanas, conforme a Tabela 1, e também contra danos materiais e ambientais, conforme a Tabela 2. A partir destas duas avaliações, pela Tabela 3 é possível determinar o FS mínimo requerido para o talude ou estrutura de contenção.
Tabela 1 – Níveis de segurança requeridos contra a perda de vidas humanas
Nível de Segurança Critérios
Alto
Áreas com intensa movimentação e permanência de pessoas, como edificações públicas, residenciais ou industriais, estádios, praças e demais locais, urbanos ou não, com possibilidade de elevada concentração de pessoas
Ferrovias e rodovias de tráfego intenso
Médio Áreas e edificações com movimentação e permanência restrita de pessoas Ferrovias e rodovias de tráfego moderado
Baixo Áreas e edificações com movimentação e permanência eventual de pessoas Ferrovias e rodovias de tráfego reduzido
Fonte: ABNT NBR 11682:2009 (ASSOCIAÇÃO..., 2009)
Tabela 2 – Níveis de segurança requeridos contra danos materiais e ambientais
Nível de Segurança Critérios
Alto
Danos materiais: Locais próximos a propriedades de alto valor histórico, social ou patrimonial, obras de grande porte e áreas que afetem serviços essenciais
Danos ambientais: locais sujeitos a acidentes ambientais graves, tais como nas proximidades de oleodutos, barragens de rejeito e fábricas de produtos tóxicos Médio Danos materiais: Locais próximos a propriedades de valor moderado
Danos ambientais: Locais sujeitos a acidentes ambientais moderados Baixo Danos materiais: Locais próximos a propriedades de valor reduzido
Danos ambientais: Locais sujeitos a acidentes ambientais reduzidos
Fonte: ABNT NBR 11682:2009 (ASSOCIAÇÃO..., 2009)
Tabela 3 – Fatores de segurança mínimos para deslizamentos
Nível de segurança contra
danos materiais e ambientais
Nível de segurança contra danos a vidas
humanas Alto Médio Baixo
Alto 1,5 1,5 1,4
Médio 1,5 1,4 1,3
Baixo 1,4 1,3 1,2
Fonte: ABNT NBR 11682:2009 (ASSOCIAÇÃO..., 2009)
O FS obtido na Tabela 3 refere-se à análise de estabilidade interna e externa do maciço. Segundo a ABNT NBR 11682:2009, além deste valor, quando se analisa um tipo específico de contenção, deve-se atentar à existência de normas específicas para este, que podem elevar o FS mínimo requerido (ASSOCIAÇÃO..., 2009).
Esta norma define fatores de segurança maiores para situações de compressão em fundações superficiais, conforme apresentado na Tabela 4 (ASSOCIAÇÃO..., 2010), e é aplicada neste trabalho analisando o solo de fundação da contenção analogamente ao solo sob uma fundação superficial.
Tabela 4 – Fundações superficiais – Fatores de segurança para solicitações de compressão Métodos para determinação da resistência última Fator de segurança global
Semi-empíricos a Valores propostos no próprio processo e
no mínimo 3,00
Analíticos b 3,00
Semi-empíricos a ou analíticos b acrescidos de duas ou mais
provas de carga, necessariamente executadas na fase de projeto [...]
2,00
a Atendendo ao domínio de validade para o terreno local.
b Sem aplicação de coeficientes de minoração aos parâmetros de resistência do terreno. Fonte: adaptado de ABNT NBR 6122:2010 (ASSOCIAÇÃO..., 2010)
Neste caso, além de avaliar o risco à vida humana e a danos materiais ou ambientais, também é necessário verificar a forma como foi determinada a resistência última.
2.2 PROJETO DE ESTABILIZAÇÃO
Um projeto de estabilização de taludes deve contemplar também o diagnóstico, solução e monitoramento. O diagnóstico é a fase em que se coleta todos os dados necessários para a escolha da solução apropriada (HANNA, 1985 e DUNNICLIFF, 1988, apud DURAN; SANTOS Jr., 2005). Nesta etapa devem ser realizados levantamentos locais, coleta de dados e ensaios in situ e em laboratório, conforme descrito na ABNT NBR 11682 (ASSOCIAÇÃO..., 2009). Segundo Massad (2010), só é possível realizar o projeto de uma obra segura conhecendo-se o solo da região e os mecanismos de conhecendo-seus possíveis escorregamentos.
Na fase de solução estes dados são transformados em uma proposta técnica com a solução escolhida. Como podem haver diversas opções de solução para um mesmo caso, a escolha deve ser feita com base em critérios técnicos ou na otimização de custos (HANNA, 1985 e DUNNICLIFF, 1988, apud DURAN; SANTOS Jr., 2005).
Na fase de monitoramento o projeto deve indicar quais instrumentos e medições são necessários (HANNA, 1985 e DUNNICLIFF, 1988, apud DURAN; SANTOS Jr., 2005). Os
autores atentam para a necessidade de se verificar a drenagem e a proteção superficial, já que em alguns casos podem ser a própria solução.
2.3 PROPRIEDADES DO SOLO
Como diferentes solos podem apresentar enorme diferença de comportamento sob as mesmas condições, estes passaram a ser agrupados em conjuntos distintos, aos quais pode-se atribuir algumas propriedades. Com a classificação de solos, a engenharia busca estimar o provável comportamento do solo ou, pelo menos, direcionar a análise para o correto programa de investigação (PINTO, 2002).
Um mesmo solo pode ser classificado de várias formas diferentes: pela origem, evolução, presença ou não de matéria orgânica, entre outros. Os sistemas de classificação baseados na análise das características dos grãos buscam definir grupos de solos que apresentam comportamento semelhante, sob aspectos de interesse da engenharia civil. Nestas classificações são analisadas a classificação granulométrica e os índices de Atterberg (PINTO, 2002). Apresentam-se adiante outros parâmetros, relevantes para a análise do muro em questão.
A ABNT NBR 6502:1995 (ASSOCIAÇÃO..., 1995) define granulometria como a representação de um solo baseada nas dimensões dos seus grãos e percentagens em massa de cada intervalo granulométrico. As partículas de solo podem ser classificadas como pedregulho, areia, silte ou argila, dependendo do diâmetro médio do grão, porém não existe um consenso universal para os limites de tamanho de cada classe. A Figura 1 apresenta alguns dos diferentes intervalos definidos por diversas organizações.
Figura 1 – Classificações granulométricas Fonte: Braja, 2011
A ABNT NBR 6502:1995 (ASSOCIAÇÃO..., 1995) define como pedregulho os grãos com diâmetro entre 2,0 mm e 60 mm; areia grossa entre 0,6 mm e 2,0 mm; areia média entre 0,2 mm e 0,6 mm; areia fina entre 0,06 mm e 0,2 mm; silte entre 0,002 mm e 0,06 mm e argila quando os grãos tiverem diâmetro inferior a 0,002 mm.
A importância da classificação granulométrica se dá pela sua relação direta com demais propriedades do solo e, portanto, seu comportamento. Solos argilosos, por exemplo, apresentam maior coesão e plasticidade, enquanto granulares apresentam maior ângulo de atrito e índice de plasticidade nulo (FIORI; CARMIGNANI, 2015).
O solo é um material trifásico, composto pelos grãos de solo, mas também pela água e ar presente em seu volume. A massa específica de um solo se refere à quantidade de massa total existente em um volume determinado, incluindo o volume ocupado por água e ar. Por isso, a massa específica de uma mesma amostra de solo é variável, dependendo de sua umidade e grau de compactação (BRAJA, 2011).
Compactar é aumentar a densidade do solo reduzindo o volume ocupado por ar, aproximando as partículas de solo. Com isto, a superfície de contato de cada partícula aumenta, e os esforços aos quais ela é submetida são mais facilmente distribuídos. O controle da compactação do solo é de interesse da engenharia, pois o solo com alto grau de compactação resiste a maiores tensões e apresenta menores recalques posteriores (BRAJA, 2011).
O grau de compactação de um solo é medido com base no seu peso específico seco – similar à massa específica, refere-se ao peso do solo em um volume, considerando o volume total (solo, ar e água) e o peso apenas dos grãos de solo – (BRAJA, 2011). Outro índice relevante, chamado de densidade real dos grãos de solo, é dado pela razão entre o peso específico apenas dos grãos do solo e o peso específico da água. Esta densidade varia em função do constituinte mineralógico do solo (FIORI; CARMIGNANI, 2015).
A densidade máxima que um solo pode alcançar depende diretamente do seu teor de umidade. A água colabora como um agente de amolecimento de partículas, permitindo que os grãos deslizem com mais facilidade e se encaixem de uma forma mais eficiente (BRAJA, 2011). Conforme adiciona-se água a um solo seco, é possível atingir um peso específico seco maior (se for compactado), até um ponto em que se obtém o peso específico seco máximo e o teor de umidade ótimo. Qualquer adição de água a partir deste ponto irá reduzir o peso específico seco, pois neste estágio a água passa a ocupar o espaço dos grãos (BRAJA, 2011).
Partículas de argila são capazes de absorver água ao seu redor, o que faz com que um solo possa ser remoldado sem desagregar, caso contenha material argiloso e umidade. Dessa forma, o comportamento do solo será diferente dependendo de seu teor de umidade, podendo
passar pelas seguintes fases: sólido, semissólido, plástico e líquido – Figura 2 (BRAJA, 2011). O limite de umidade entre o estado sólido e semissólido é chamado de Limite de Contração (LC), entre o semissólido e o plástico é denominado Limite de Plasticidade (LP), e entre o estado plástico e de liquidez é definido como Limite de Liquidez (LL). Tais limites são também conhecidos como limites de Atterberg (BRAJA, 2011).
Figura 2 – Limites de Atterberg Fonte: Braja, 2011
O índice de plasticidade (IP) é dado pela diferença entre o LL e o LP. A análise destes índices é necessária para se saber a influência que o material fino argiloso terá no comportamento do solo. Solos com maior LL, por exemplo, apresentam maior compressibilidade (PINTO, 2002), e quanto maior o IP da argila, mais plástica ela é e, portanto, maior é a sua compressibilidade. Em geral, quanto maior o IP, mais problemas o solo apresentará se utilizado como suporte de edificações, estradas e outras aplicações da engenharia (FIORI; CARMIGNANI, 2015).
A resistência ao cisalhamento do solo indica o máximo de resistência interna por área unitária que este oferece a rupturas ou deslizamentos em seu interior (BRAJA, 2011). O solo apresenta esta resistência devido a dois fatores: atrito entre as partículas e a atração química entre estas, que pode provocar uma resistência que independe da tensão normal atuante no plano analisado, constituindo uma coesão real (PINTO, 2002). A resistência do solo ao cisalhamento é comumente simplificada à Equação 2, a qual representa o critério de ruptura Mohr-Coulomb (BRAJA, 2011).
τf= c + σ(tg ϕ) (2) sendo:
• τf = resistência ao cisalhamento; • c = coesão do solo;
• σ = tensão normal ao plano de ruptura e • ϕ = ângulo de atrito interno.
Solos argilosos tendem a apresentar coesões superiores a solos granulares – com predominância de areia ou pedregulho (PINTO, 2002) –, enquanto estes apresentam resistência devido a um maior ângulo de atrito interno, que é o ângulo entre o eixo das tensões normais e a tangente (BRAJA, 2011), como pode ser observado na Figura 3.
Figura 3 – Círculo de Mohr Fonte: adaptado de Braja, 2011
Na Figura 3 (BRAJA, 2011), sendo σ a tensão normal ao plano de ruptura e τ a tensão cisalhante máxima à qual o solo é capaz de resistir, nota-se que ao elevar a tensão normal, a resistência ao cisalhamento do solo aumenta, devido ao ângulo de atrito. Porém, mesmo com baixas tensões normais, o solo pode apresentar resistência ao cisalhamento devido à coesão. 2.4 ESTIMATIVA DE PARÂMETROS DO SOLO
Existem diversos ensaios de campo que atendem às necessidades do engenheiro geotécnico. Os ensaios podem ser divididos em duas classes: uma de testes não destrutivos ou semi destrutivos, que são os que causam mínimo impacto no solo, a exemplo dos ensaios sísmicos, e outra com ensaios invasivos destrutivos, em que furos de sondagem são feitos no terreno, a exemplo da sondagem à percussão (SPT) (SCHNAID, 2006).
O SPT combina a medição de resistência dinâmica conjugada a uma sondagem de simples reconhecimento, sendo a ferramenta de investigação geotécnica mais popular, rotineira e econômica, em praticamente todo o mundo. O ensaio consiste em cravar um amostrador no fundo de uma escavação. O número de golpes necessários para que o amostrador penetre 300
mm no terreno, após uma cravação inicial de 150 mm, é denominado NSPT (SCHNAID; ODEBRECHT, 2012).
Segundo Schnaid e Odebrecht (2012), muitas vezes os parâmetros do solo necessários para realização de um projeto geotécnico são estimados a partir do SPT realizado no terreno em questão. Dentre correlações usualmente utilizadas na engenharia, válidas para solos granulares, tem-se o cálculo da densidade relativa do solo pela formulação proposta por Gibbs e Holtz (GIBBS; HOLTZ, 1957), apresentada na Equação 3, e outra por Skempton (SKEMPTON, 1986), na Equação 4. Dr = ( NSPT60 0,23∙σ′ vo+16) 1/2 (3) Dr = ( NSPT60 0,28∙σ′ vo+27) 1/2 (4) sendo: • Dr = densidade relativa e • σ′vo = tensão vertical efetiva;
Ambas formulações utilizam o NSPT corrigido para 60% da energia teórica de queda livre (NSPT60) do ensaio. A partir de uma densidade relativa definida, a fórmula apresentada por De Mello (DE MELLO, 1971), conforme Equação 5, permite estimar o ângulo de atrito interno do solo.
(1,49 − Dr)tg ϕ = 0,712 (5)
Este parâmetro também pode ser estimado diretamente do NSPT, pelas fórmulas propostas por Teixeira (TEIXEIRA, 1996) – Equação 6 – ou por Hatanaka e Uchida (HATANAKA; UCHIDA, 1996) – Equação 7.
ϕ′p ~ 15° + √24 ∙ NSPT (6) ϕ′p ~ 20° + √15,4 ∙ NSPT60 (7) O ângulo de atrito estimado também pode ser encontrado graficamente, a partir da proposição de Peck, Hanson e Thornburn (PECK; HANSON; THORNBURN, 1974) (Figura 4.a), ou por Mitchell, Guzikowski e Villet (MITCHELL; GUZIKOWSKI; VILLET, 1978) (Figura 4.b), segundo Schnaid e Odebrecht (2012).
Figura 4 - Correlações do NSPT: (a) Peck, Hanson e Thornburn e (b) Mitchell, Guzikowski e Villet
Fonte: Schnaid e Odebrecht, 2012
A estimativa da coesão solo, menos abundante na literatura por depender da formação geológica do solo, pode ser feita pela tabela de parâmetros médios dos solos desenvolvida por Joppert (JOPPERT, 2007), conforme Anexo A. Ressalta-se que tais parâmetros são propostos pelo autor para um conjunto de solos de origem distinta do solo de fundação deste estudo de caso e por isso, podem não representá-lo.
No entanto, apesar do equipamento necessário para esta sondagem ser robusto, de fácil utilização e de baixo custo, o processo de instalação é geralmente bastante complexo e, portanto, uma rigorosa interpretação dos resultados do ensaio só é possível em alguns casos. Além disso, existem diversos tipos de instrumentação para o SPT, o que implica numa perda de energia variável conforme o equipamento (SCHNAID, 2006). Sendo assim, a estimativa de parâmetros do solo a partir do ensaio de sondagem à percussão deve ser utilizada de maneira conservadora.
2.5 MÉTODOS DE ANÁLISE DE ESTABILIDADE
Uma vez que o solo do talude foi caracterizado, ou ao menos teve seus parâmetros estimados, podem ser aplicados diversos métodos de estabilidade de taludes, para saber se o talude em questão está estável ou não. Uma vertente apresenta métodos chamados de “métodos
de equilíbrio-limite”, que pressupõem que há equilíbrio numa massa de solo na iminência de entrar em um processo de escorregamento (MASSAD, 2010). Estes métodos apresentam algumas hipóteses simplificadoras (MASSAD, 2010):
• Consideram que o solo sempre terá comportamento de um material rígido-plástico, ou seja, sua ruptura seria brusca e sem deformação prévia.
• Até a iminência da ruptura são consideradas as equações de equilíbrio estático. Só a partir desse momento que o processo passa a ser considerado dinâmico.
• Fenômenos de ruptura progressiva são ignorados, sendo o coeficiente de segurança considerado o mesmo ao longo de toda a linha de ruptura.
A análise pode ser feita considerando a massa de solo como um todo (Método do Círculo de Atrito), ou subdividindo-a em cunhas (Método das Cunhas), ou em lamelas (Método Sueco) (MASSAD, 2010).
O Método Sueco possui diversas variantes, algumas muito utilizadas na prática. Todas elas analisam a seção transversal do talude dividindo a massa de solo em lamelas (Figura 5.a) e verificam cada uma pelo equilíbrio de momentos e/ou forças (Figura 5.b) (MASSAD, 2010).
Figura 5 – Método Sueco: (a) linha de ruptura e (b) forças atuantes na lamela Fonte: Massad, 2010
Dentre os métodos suecos principais, tem-se:
• O método de Fellenius é considerado o mais simples, pois é o único que resulta em uma equação linear para o fator de segurança. Esta formulação assume que as forças de interação entre as fatias podem ser negligenciadas por serem paralelas à base de cada lamela, não satisfazendo ao princípio de Newton, de ação-reação. Seu FS é encontrado pela somatória de momentos em relação a um ponto (FREDLUND;
KRAHN, 1977), por exemplo, o ponto (O) na Figura 5.a, e assumindo que a linha de ruptura é um arco de circunferência. Em situações de alta pressão neutra, este método pode implicar em graves erros no FS (MASSAD, 2010).
• O método de Bishop simplificado é similar ao anterior, assumindo que a superfície de ruptura é circular, porém sua formulação desconsidera apenas as forças cisalhantes entre lamelas (FREDLUND; KRAHN, 1977). Por isso, em casos que a pressão neutra seja elevada, este método apresentará fatores de segurança mais realistas que o primeiro (MASSAD, 2010). Seu FS também é encontrado pela somatória dos momentos em relação a um ponto, porém a definição da força normal é diferente (FREDLUND; KRAHN, 1977).
• O método de Janbu simplificado permite a verificação de superfícies de escorregamento não necessariamente circulares. Ele encontra um FS baseado no equilíbrio de forças horizontais, multiplicado por um fator de correção (que busca contabilizar as forças cisalhantes entre as lamelas), relacionado à coesão, ângulo de atrito e geometria da superfície de escorregamento estudada (FREDLUND; KRAHN, 1977).
• O método de Morgenstern-Price assume uma função matemática arbitrária, para descrever a direção das forças de interação entre as lamelas. Caso esta função seja constante, o método passa a ser igual ao de Spencer. Sua formulação atende a todas as equações de equilíbrio e permite a análise de superfícies de ruptura não circulares (FREDLUND; KRAHN, 1977).
• O método de Spencer assume haver uma relação entre as forças normais e as cisalhantes de cada lamela. Este método resulta em dois fatores de segurança: um verifica a somatória de momentos em relação a um ponto e o outro é baseado no equilíbrio de forças na direção horizontal (FREDLUND; KRAHN, 1977).
2.6 MÉTODOS DE ESTABILIZAÇÃO
Havendo necessidade de estabilizar um talude qualquer (que apresenta fatores de segurança insatisfatórios), deve-se levar em consideração ensaios geotécnicos, dados hidrológicos, altura do talude, materiais disponíveis na região, características do solo, presença de interferências, desapropriações necessárias, meio ambiente, entre outros (DURAN; SANTOS Jr., 2005). Independente do método selecionado para a estabilização, deve-se realizar
uma nova verificação de todas as formas de ruptura possíveis.
A ABNT NBR 11682 (ASSOCIAÇÃO..., 2009) separa os métodos de estabilização do talude em:
• Terraplenagem e elementos de drenagem; • Obras de contenção de solo;
• Obras de contenção de rocha e • Soluções mistas.
Atualmente existem diversos tipos de estruturas que podem ser utilizadas. Este referencial bibliográfico irá se limitar aos tipos de estruturas de contenção de solo relacionadas ao objeto deste trabalho.
2.6.1 Muro de gravidade
As estruturas de contenção de solos de funcionamento mais simples, utilizadas pela humanidade desde a Antiguidade, são os muros gravidade. A estabilidade desse tipo de estrutura se dá pelo alto peso próprio e consequente atrito em sua fundação, que resiste ao empuxo do solo. Dentre exemplos simples, tem-se os muros constituídos por blocos de pedras, ou de tijolos rejuntados com argamassa (CARVALHO, 1991).
Os muros de gravidade foram aprimorados ao longo do tempo e são utilizados até hoje, com diversas opções de materiais para sua estrutura. Descreve-se a seguir seus principais tipos, descritos por Carvalho (1991), ilustrados nas Figuras 6.a, 6.b, 6.c, 6.d e 7.
Primeiramente, tem-se o muro de pedra seca (Figura 6.a), composto por pedras encaixadas manualmente. Ao mesmo tempo que os blocos precisam ter dimensões regulares para se encaixarem melhor, isto faz com que haja pouco atrito entre as pedras. Por isso, sua aplicação é recomendada para muros de até 1,5 m de altura.
O muro de pedra argamassada (Figura 6.b) é semelhante ao item anterior, porém com adição de argamassa de cimento e areia. Este rejuntamento, juntamente com a possibilidade de se utilizar blocos de dimensões variadas, aumenta sua rigidez – se comparado ao muro de pedra seca – e viabiliza sua utilização em taludes de até 3 m de altura. Como os vazios entre as pedras são preenchidos com a argamassa, a água no solo contido não tem mais como atravessar o muro, sobrecarregando a estrutura. Por isso, é necessário instalar barbacãs nesta e em demais estruturas que não permitam a passagem de água, evitando sobrecargas na estrutura decorrentes do peso da água acumulada no solo atrás do muro.
Figura 6 - Muro de gravidade: (a) pedra seca, (b) pedra argamassada, (c) concreto ciclóptico e (d) crib-walls Fonte: Carvalho, 1991
O uso de cimento em muros de gravidade evoluiu também para a criação de muros de concreto ciclópico (Figura 6.c) – indicado para alturas de até 3m – e crib-walls (Figura 6.d) – para alturas de até 20 m.
De outra frente tem-se os muros de gabiões (Figura 7). Gabião é uma caixa de arame galvanizado (Figura 8), preenchida com pedras britadas ou seixos, de diâmetro superior à abertura da malha metálica. Como esta malha está susceptível à corrosão, indica-se o revestimento em PVC do arame ou o argamassamento da superfície externa do gabião, permitindo seu uso em ambientes mais agressivos e como proteção superficial de encostas e proteção de margens de rios (Figura 9). O autor indica o uso de gabião em muros de alturas de alguns metros.
Ao montar as caixas de gabião, é necessário encaixar as suas pedras de forma a reduzir seus vazios e consequentemente aumentar sua densidade. Também é preciso isolar o muro do solo de corte ou de aterro com manta geotêxtil ou uma camada de areia grossa, impedindo a passagem de finos do solo, mas ao mesmo tempo permitindo a travessia de água pelo muro (CARVALHO, 1991).
(a) (b)
Figura 7 – Muro de gabião Fonte: Autoria própria
Figura 8 – Gabião caixa Fonte: Maccaferri, 2011
Figura 9 – Canalização em Gabiões Fonte: Maccaferri, 2018
As estruturas de contenção, incluindo os muros de gravidade, estão sujeitos à pelo menos quatro tipos de ruptura: deslizamento da base, tombamento, inadequação da capacidade de carga da fundação e ruptura generalizada (Figura 10).
Figura 10 – Rupturas do muro de gravidade Fonte: Baroni, Specht e Pinheiro, 2012
O deslizamento refere-se à tendência que a estrutura tem de deslizar em relação ao seu apoio, movimentando-se a favor do carregamento (empuxo ativo). A resistência é dada pelo atrito entre a base da estrutura e o solo de fundação, além da componente de empuxo ativo em casos que a estrutura esteja engastada (DURAN; SANTOS Jr., 2005). Por isso, recomenda-se engastar estruturas de gabiões no mínimo 0,5 m.
O tombamento ocorre quando a estrutura rotaciona em relação a um ponto de giro, devido a um momento de empuxo ativo. A resistência da estrutura é dada pelo momento do peso próprio da estrutura somada ao do empuxo passivo (DURAN; SANTOS Jr., 2005).
A capacidade de carga da fundação não se refere à estrutura de contenção em si, mas sim ao solo de fundação que apoia esta estrutura. O colapso do solo ocorre se as pressões às quais o solo está submetido superam a capacidade de carga do solo (DURAN; SANTOS Jr., 2005).
A ruptura generalizada ou global ocorre quando a estrutura de contenção e o solo se deslocam, como um corpo rígido, por uma superfície circular crítica. O FS da ruptura global
pode ser encontrado aplicando-se qualquer método de equilíbrio limite (EHRLICH et al., 2015).
2.6.2 Solo reforçado
Segundo Duran e Santos Jr. (2005), solos em geral são elementos de alta resistência à compressão, porém com pouca resistência à tração. Quando estes solos são submetidos a carregamentos verticais, eles sofrem deformações verticais, de compressão, e também sofrem deformações laterais de extensão (tração). Como a resistência à tração é baixa, o solo sozinho tende a sofrer grandes deslocamentos laterais, podendo ocasionar o desmoronamento do talude. Quando um elemento resistente à tração é adicionado ao solo, dá-se o nome à técnica de reforço de solos. Neste caso os movimentos laterais tornam-se limitados pela deformabilidade do reforço (DURAN; SANTOS Jr., 2005), de efeito similar ao confinamento lateral, conforme apresentado na Figura 11.
Figura 11 – Elementos de solo com reforço (a) e sem reforço (b) Fonte: Maccaferri, 2013
Uma opção de material a ser utilizado no reforço de solo é o geossintético. Nas últimas décadas, estes têm permitido a realização de soluções mais rápidas e econômicas (VERTEMATTI, 2015), possibilitando a adoção de estruturas com face vertical ou maciços mais íngremes, ambos flexíveis. A minimização do impacto ambiental causado pela obra, a possibilidade de se usar de mão de obra não qualificada e a execução em locais de difícil acesso são alguns atrativos desta opção (EHRLICH et al., 2015).
Geossintéticos são materiais poliméricos que podem exercer diversas funções em obras geotécnicas, sendo suas principais aplicações: controle de erosão superficial, drenagem, filtração, impermeabilização, proteção, reforço e separação (AGUIAR; VERTEMATTI, 2015). Os geossintéticos que melhor atendem aos requisitos do reforço de solos e, portanto, os mais utilizados, são as geogrelhas e os geotêxteis (Figuras 12.a e 12.b). Fibras também são
usadas, mas como elemento adicional (EHRLICH et al., 2015).
Enquanto o geotêxtil é um material têxtil e permeável, capaz de desempenhar as sete funções descritas anteriormente, a geogrelha é uma estrutura polimérica de malha aberta, composta por elementos resistentes à tração, com aberturas maiores que os elementos constituintes (VERTEMATTI, 2015).
Figura 12 – Geossintéticos de reforço de solos: (a) Geogrelhas MacGrid® soldadas e tecidas e (b) Geotêxtil MacTex® não-tecido
Fonte: Maccaferri, 2013
O tipo e as propriedades do geossintético a ser escolhido dependerão dos diversos tipos de solicitações existentes em cada caso, da sua matéria-prima e das condições de contorno (VERTEMATTI, 2015). Como a estabilidade do maciço é dada pela interação solo-reforço, é necessário atentar na fase de dimensionamento principalmente para a resistência à tração do geossintético e às tensões confinantes causadas pelo solo sobrejacente (EHRLICH et al., 2015). Para se dimensionar uma estrutura de solo reforçado, é necessário analisar a seção transversal do sistema. A Figura 13 apresenta as principais propriedades geométricas a serem consideradas no projeto, segundo Ehrlich et al. (2015), sendo:
• (H) a altura do talude reforçado; • (ω) a inclinação da face do talude;
• (α) a inclinação do terreno no tardoz da estrutura; • (L) comprimento do geossintético;
• (S) espaçamento do geossintético; • (q) carregamentos externos;
Figura 13 – Variáveis geométricas Fonte: adaptado de Ehrlich et al., 2015
Também devem ser consideradas as propriedades dos solos de aterro e de fundação, resistência da interface solo/geossintético; condições de compactação do aterro e fatores de segurança de estabilidade (EHRLICH et al., 2015).
Existem diversas recomendações para as propriedades do solo a ser empregado, de forma a aumentar a estabilidade do sistema. Prescrições internacionais recomendam um índice de plasticidade inferior à 4%, o que garante o uso de um solo não plástico, predominantemente granular. No entanto esta indicação descartaria o uso de solos lateríticos, que apresentam potencial para a aplicação em aterro em solos reforçados por ter coesão alta, ao mesmo tempo que não tendem a ter uma alta plastificação ou fluência. Por isso, no Brasil o índice de plasticidade máximo indicado é de 20%. Já o Índice de Suporte Califórnia mínimo recomendado é de 15% e a expansão por saturação na umidade ótima é de no máximo 2% (EHRLICH et al., 2015).
Apesar das diversas recomendações, Ehrlich et al. (2015) também admite que o custo de transporte é um fator decisivo na escolha da jazida para se obter o material de aterro. Uma vez que o custo é priorizado sobre a qualidade do material, uma estrutura com solo inferior pode se tornar inadequada para a situação.
Todas as variáveis citadas anteriormente devem ser trabalhadas de forma a se alcançar fatores de segurança desejáveis tanto para a estabilidade externa como a interna. A análise da estabilidade externa é semelhante a de muros de gravidade convencionais, verificando as quatro formas de ruptura, descritas no item 2.5.1 – Muros de Gravidade. Já a estabilidade interna leva em conta possíveis rupturas no reforço (quando sua resistência é inferior à imposta no sistema) ou na conexão entre o paramento frontal e o reforço, escorregamento do reforço na massa de solo e possíveis instabilidades locais (EHRLICH et al., 2015).
2.6.3 Terra Armada
Terra armada é o nome dado à estrutura de solo reforçado que combina solo de aterro compactado, reforços e um paramento exterior que impeça a ruptura ou erosão do solo na zona do paramento do muro (SILVA, 2012), conforme representado na Figura 14. Os reforços geralmente são fitas de aço galvanizado especial, enquanto o paramento externo é composto por escamas metálicas flexíveis ou placas rígidas de concreto armado (CARVALHO, 1991).
O principal objetivo do reforço na terra armada é mobilizar pelo atrito as tensões tangenciais ao longo de sua superfície e a resistência à tração (SILVA, 2012). Como o solo de aterro fica em contato direto com o material de reforço, diversos critérios devem ser buscados na escolha do reforço. Dentre eles, Silva (2012) cita boa resistência à tração, ruptura do tipo não frágil, pouca fluência, baixa deformabilidade às cargas de serviço, bom coeficiente de atrito com o solo, flexibilidade para se adaptar à assentamento do aterro, fácil implementação, durabilidade e ser econômico.
Figura 14 – Terra armada Fonte: Silva, 2012
A construção é realizada de baixo para cima, com sequências de colocação de materiais resistente e uma seguida compactação do solo de aterro por cima (MASSAD, 2010), até se alcançar a altura de projeto.
O Terramesh® System (Figura 15) é uma solução para estabilização de taludes que combina o conceito de solo reforçado com a terra armada. Seus elementos são compostos por um paramento frontal em gabiões caixa, associado a um reforço metálico, conforme representado na Figura 16 (DURAN; SANTOS Jr, 2005).
Figura 15 - Muro de contenção em Terramesh® System Fonte: Maccaferri, 2011
Figura 16 – Elemento Terramesh® System Fonte: Maccaferri, 2005
Atualmente a malha metálica do Terramesh® System é produzida com arames de aço de baixo teor de carbono, revestidos com uma liga metálica galvanizada denominada G4R, e adicionalmente recobertos com polímero ou Polimac®. A liga metálica G4R respeita os quesitos da ABNT NBR 8964:2013 (ASSOCIAÇÃO..., 2013), sendo composta por 90% de zinco e 10% de alumínio (DURAN; SANTOS Jr, 2005).
Ambos os recobrimentos, polimérico e Polimac®, apresentam espessura mínima de 40 mm. Seu objetivo é dar maior durabilidade à malha, elevando sua resistência à corrosão (DURAN; SANTOS Jr, 2005).
A base, frente e tampa do elemento é composta por um único pano de malha, e o painel posterior e laterais por outro. A base atua como armadura longitudinal do sistema, permitindo a mobilização do atrito entre o solo e a superfície do fio metálico, e também a mobilização das propriedades de travamento entre as partículas do material de aterro.
Uma característica da malha hexagonal de dupla torção é a flexibilidade, que possibilita acomodações do terreno sem sobrecarregar a malha. No entanto, quando ela é utilizada como reforço e está confinada em um aterro compactado, o solo impede o alongamento da malha na direção longitudinal (DURAN; SANTOS Jr, 2005).
Duran e Santos Jr. (2005) indicam que a capacidade de ancoragem da malha hexagonal depende de três parâmetro principais: atrito, corte e travamento. O atrito que ocorre na superfície do arame depende do ângulo de atrito interno do solo utilizado como aterro, da compactação deste e da pressão confinante. O corte se refere à mobilização da resistência do solo ao corte. Como o reforço metálico é um elemento tridimensional, uma pequena parcela do solo de aterro fica confinada entre os vãos da malha. Uma vez que a malha é solicitada e começa a haver movimentos relativos solo-painel de malha, o material confinado tem sua resistência ao corte solicitada também. O travamento tem maior contribuição em situações que grande parte do solo de aterro apresenta diâmetro entre 10 e 15 vezes o diâmetro do arame.
Assim, para o arame revestido com o PVC, que tem 2,4 mm de diâmetro, sabe-se que o uso de um solo com granulometria predominante entre 2,4 e 3,6 cm fornecerá maior travamento, e consequentemente, maior capacidade de ancoragem. Grãos de solo neste intervalo granulométrico são classificados pela ABNT NBR 6502:1995 (ASSOCIAÇÃO..., 1995) como pedregulho grosso, que têm sua resistência ao cisalhamento proveniente de um alto ângulo de atrito.
Desta forma, a principal propriedade a se analisar quando se considera um solo como aterro nestas estruturas é o seu ângulo de atrito. Recomenda-se que este parâmetro seja no mínimo de 29º a 30º. Por isso, a escolha da jazida deve levar em conta as propriedades de seu
solo, e também sua localização e volume a ser extraído (DURAN; SANTOS Jr, 2005).
Dentre as vantagens do sistema em questão, Duran e Santos Jr. (2005) citam a flexibilidade, permitindo que os elementos acompanhem assentamento do terreno de apoio, sem comprometer sua integridade estrutural; a permeabilidade do paramento externo, garantindo a drenagem do terreno e a simplicidade construtiva, por poder ser executada manualmente e só exigir maquinário para a compactação do aterro.
No entanto, além das possíveis instabilidades externas, esta estrutura está sujeita a mecanismos de instabilidade interna. Esta situação ocorre quando existem solicitações internas superiores às que o reforço é capaz de suportar, ocasionando sua ruptura ou ao arrancamento da massa de solo resistente por insuficiência de ancoragem. Tais rupturas são evitadas pelo correto espaçamento entre os reforços e comprimento de ancoragem adequado (DURAN; SANTOS Jr., 2005).
O meio indicado por Duran e Santos Jr (2005) para fazer esta verificação é o método de Janbu – que verifica equilíbrio de forças e desconsidera o equilíbrio de momentos –, pois a aplicação da força resultante do reforço ocorre no meio da base da lamela sendo considerada, conforme representada na Figura 17 como TD, resultando em momento nulo em relação a este ponto (DURAN; SANTOS Jr., 2005).
Figura 17 – Lamela com forças a considerar no método de Janbu Fonte: Maccaferri, 2005
Para que o reforço intercepte o centro da base de uma lamela, esta precisa ter uma largura específica em cada caso, conforme exemplificado na Figura 18. Como está se analisando uma superfície de ruptura, só entrará no cálculo de equilíbrio de forças a resistência de ancoragem daqueles reforços que interceptam a linha de ruptura. Conforme o exemplo apresentado por Duran e Santos Jr. (2005), na situação presente na Figura 18 só é considerada a resistência de ancoragem dos reforços que interceptam o centro da base das lamelas 5, 7 e 9.
Figura 18 – Exemplo de estrutura com reforço dividida em lamelas de diferentes larguras Fonte: Maccaferri, 2005
No exemplo apresentado por Duran e Santos Jr. (2005) a resistência de ancoragem considerada no equilíbrio de forças pode ser calculada pela Equação 8.
Resistência de Ancoragem = TD
cosα × L (8)
sendo:
• TD = resistência de projeto;
• α = ângulo da base da lamela com a horizontal, conforme Figura 17, e • L = comprimento embutido do reforço
Segundo Duran e Santos Jr. (2005) a resistência de projeto é calculada conforme a Equação 9.
TD = TB
(fcreep×fm) (9) sendo:
• TB = resistência nominal do material de reforço; • fcreep = fator de fluência e
• fm = fator de redução parcial para o material
A resistência nominal do material deve ser determinada a partir da resistência última do reforço em sua seção transversal, ou por um método de ensaio de ruptura à tração. Em ensaios normatizados realizados previamente com malha tipo 8x10 de arames BTC revestidos com material plástico, com diâmetro de 2,70mm, obteve-se TB de 50,11 kN/m (DURAN; SANTOS Jr., 2005).
O fator de fluência (fcreep) refere-se à deformação lenta e constante de um material ao ser tracionado, devido ao rearranjo molecular que ocorre. Este valor está relacionado ao material que constitui o reforço, a carga de tração à qual o material está submetido e também a temperatura ambiente. A fluência faz com que um geossintético atinja ruptura, mesmo estando submetido a uma tensão de tração bem inferior à sua resistência máxima. Por isso, no dimensionamento de um aterro reforçado, deve ser considerada a resistência esperada do material no final da vida útil da obra (VERTEMATTI, 2015). O fator de fluência se dá pela razão entre a carga de ruptura convencional do material e a carga que leva o reforço à ruptura por fluência. Para muitos materiais poliméricos este fator é uma consideração essencial no dimensionamento, pois a temperatura ambiente (10ºC a 30ºC) coincide com sua fase visco-elástica. Considera-se para o Terramesh® System fluência igual à do aço. Como a temperatura em que este material começa a ter comportamento visco-elástico é superior a 500º C, muito superior às temperaturas ao qual será submetido, sua fluência é desprezada e, portanto, fcreep = 1,00 (DURAN; SANTOS Jr., 2005).
O fator de redução parcial (fm) para o material é resultado do produto de diversos fatores, referentes a: fabricação normatizada ou não do material; extrapolação de dados de ensaios; efeitos causados por dados – ocorridos antes e imediatamente após a instalação da estrutura – e efeitos prejudiciais que o solo pode causar no reforço (DURAN; SANTOS Jr., 2005). Como neste trabalho todas as análises de estabilidade interna consideram o mesmo material de reforço, julga-se necessário expor apenas os dados do fator relacionado a danos de instalação.
outro ao de longo prazo. Para o primeiro pode-se considerar o valor de 1,00, devido à resistência do material do reforço do Terramesh® System, que é revestido em material plástico. Para o segundo, o efeito a considerar depende do tipo de solo a ser usado no aterro. Para argilas, siltes e areias (diâmetro das partículas de até 2mm), considera-se um fator parcial de 1,050. Já para areias grossas, este fator aumenta para 1,165 (DURAN; SANTOS Jr., 2005).
Por isso, o fm a considerar para solos reforçados com Terramesh® System resulta em valores diferentes dependendo do aterro: para solos com até 2mm, fm = 1,30, e para areias grossas fm = 1,44.
Consequentemente, a resistência nominal do material de reforço a considerar no caso do solo mais fino é TD = 38,5 kN/m, e para a areia grossa TD = 34,8 kN/m.
Então é possível calcular a capacidade de ancoragem do reforço, e prosseguir com os cálculos do equilíbrio de forças pelo método de Janbu, obtendo-se o FS referente à estabilidade interna da estrutura estudada.
2.6.5 Drenagem
A presença de água no talude pode ser a causa de sua instabilidade e ruptura. Eventos de precipitação associados a um fluxo subterrâneo podem iniciar um processo de erosão do solo, ao mesmo tempo que aumenta a pressão neutra no talude e gera uma força de percolação, reduzindo a estabilidade do talude (FIORI; CARMIGNANI, 2015).
Em casos que a presença de água tem forte influência nos fatores de segurança do talude, a implantação de um sistema de drenagem pode ser o suficiente para estabilizar o maciço, por direcionar as águas de escoamento superficial e de percolação interna. A drenagem também pode ser utilizada como complemento de estruturas de contenção, retaludamento ou proteções diversas (CARVALHO, 1991).
A drenagem superficial é realizada por meio de canaletas ou valetas, que irão captar a água e direcioná-las até um meio de condução para um local adequado (canaletas, escadas d’água ou tubulações). Estes sistemas são comumente associados a algum tipo de proteção superficial dos taludes e bermas, por exemplo, revestimento vegetal ou imprimação asfáltica. Desta forma, este conjunto evita processos erosivos superficiais (CARVALHO, 1991).
Enquanto este sistema diminui a infiltração de águas pluviais (MASSAD, 2010), a drenagem profunda permite a retirada de água de percolação interna do maciço, abaixando o nível freático. A vantagem de sua implantação é a redução de vazão de percolação e de pressões neutras intersticiais no talude (CARVALHO, 1991). A drenagem profunda é geralmente
