UNIVERSIDADE FEDERAL DE CAMPINA GRANDE- UFCG

CENTRO DE TECNOLOGIA DE RECURSOS NATURAIS- CTRN

UNIDADE ACADÊMICA DE MINERAÇÃO E GEOLOGIA- UAMG

CURSO DE ENGENHARIA DE MINAS

DISCIPLINA: ESTABILIDADE DE ESCAVAÇÕES EM ROCHAS

II ESTÁGIO: ESCAVAÇÕES SUBTERRÂNEAS

Alunos: Igor Henry Cavalcante de Almeida Mat.: 111110682

Mozart Manfrinni Dantas de Figueiredo Mat:. 109110672

Rafael Chagas Silva Mat:. 111110011

Professor: Alexandre José Buril de Macêdo

Turma: 01 - Período: 2014.1

Campina Grande-PB, 31 de julho de 2014

2

Suporte de túneis de acordo com a classificação geomecânica

1. Objetivos

O seguinte trabalho visa desenvolver dois textos explicativos relacionados aos aspectos de suporte de túneis de acordo com a classificação geomecânica e os

critérios geomecânicos de ruptura. Em seguida, será feita uma aplicação dessas classificações com relação ao

tipo de suporte requerido para um dado tipo de rocha.

2. Introdução

A construção de túneis subterrâneos vem incorporando nas últimas décadas um crescimento considerável, sobretudo no desenvolvimento de suporte provisório e

definitivo utilizando como base critérios empíricos de classificação de maciços rochosos e a sua posterior modelação a partir de modelos numéricos de cálculo

através do método dos elementos finitos, procurando-se analisar a influência que exercem alguns fatores sobre o comportamento dos túneis, tais como: o estado de tensão inicial do maciço, a dimensão das aberturas, e os modelos usados na

representação do comportamento mecânico dos diversos materiais [1,2]. Neste sentido, os métodos de classificação geomecânicas empíricos para

suporte de túneis permitem uma primeira aproximação do tipo de suporte necessário para uma dada obra, e uma previsão plausível do seu desempenho. Estes métodos levam em consideração um número limitado de parâmetros geotécnicos, em geral,

passíveis de serem determinados à custa de ensaios simples de laboratório e a partir de observações da superfície e do estudo da amostragem efetuada nas

sondagens mecânicas, permitindo, assim, divisão dos maciços rochoso em várias classes e, com isso, o seu zoneamento em termos de comportamento geomecânico, possibilitando a escolha do suporte adequado, de acordo com as características

avaliadas no maciço rochoso [1,2]. Com o surgimento do NATM- New Austrian Tunelling Method- em 1960,

novos parâmetros e conceitos geotécnicos referentes a estabilidade dos maciços começaram a ser adotados em obras subterrâneas. Com a aplicação deste método, além de inovações quanto aos tratamentos objetivando à estabilidade das frentes de

serviço, ocorreu uma grande evolução das técnicas de escavação subterrânea e dos equipamentos até então utilizados, com toda a segurança possível e reduzindo de

forma direta os custos [1]. As investigações geológicas preliminares em um projeto passaram a ter uma

importância ainda maior para as escavações subterrâneas. O quadro geológico-

geotécnico identificado por elas permitirá uma correta projeção das metodologias a serem empregadas, dos tratamentos necessários para garantir a estabilidade dos

maciços a serem escavados, além do correto dimensionamento prévio dos recursos humanos, materiais e equipamentos a serem disponibilizados para as obras [1].

3. Fundamentação teórica

O NATM introduziu a aplicação de tratamentos específicos para cada classe de maciço, sendo estes preliminarmente definidos na fase de projeto [1].

3

Para a escavação de um túnel, por exemplo, a partir do quadro geológico-

geomecânico revelado pelas investigações, os maciços a serem escavados podem ser classificados em até cinco classes de rocha, como previsto pelo NATM:

Classe I: maciços de rocha sã, sem alterações, autoportantes e coesos, com

ausência de planos de fraturas ou diaclases que, no entanto, podem ocorrer de forma isolada;

Classe II: maciços de rocha sã, sem alterações, autoportantes e coesos,

porém já apresentando no mínimo uma família de fraturas ou diaclases; Classe III: maciços de rocha sã, fraturada, com certo grau de autossuporte e

coesão, porém entrecortado por famílias de fraturas segundo diferentes direções e mergulhos, podendo ocorrer faixas de alterações nessas fraturas,

relacionadas a maiores concentrações de água subterrânea. Classe IV: maciços de rocha mais fraturada e apresentando faixas

intercaladas de rocha alterada, com menor coesão, autossuporte e estabilidade temporária, sendo que o quadro que pode se agravar na presença de água subterrânea;

Classe V: maciços formados por solo de alteração ou rocha totalmente

alterada, com pouca ou sem nenhuma coesão, ausência de autossuporte e

estabilidade quando escavados; na presença de água subterrânea esses maciços são classificados como Classe VI.

Uma das primeiras classificações geomecânicas conhecidas, adaptável a rochas e solos, foi elaborada por Terzaghi. Nesta classificação, os terrenos foram

englobados em nove classes, sendo indicada para cada uma a carga transmitida ao suporte. Todavia esta classificação possui divergências quanto à eficiência da

escolha adequada dos suportes de túneis, tendo em vista que não leva em consideração o estado de tensão inicial no maciço, limitando a previsão das cargas transmitidas ao suporte após a formação do vazio [3]. Além do mais, Terzaghi limita

a escolha do suporte em túneis a cambotas metálicas. Por este motivo, surgiram outros sistemas de avaliação geomecânicas para classificação e dimensionamento

de suportes em túneis que englobavam critérios quantificáveis e que forneciam indicações mais precisas no que se dizia respeito às propriedades intrínsecas do maciço [3].

A partir dos anos 1970, graças a um maior e melhor detalhamento da geologia local e de seus condicionantes geotécnicos, os maciços estão sendo

mapeados e classificados pelo RMR (Rock Mass Rating- Bieniawski) e pelo sistema Q de Barton (NGI). Estas classificações são mais rigorosas e precisas que uma primeira classificação pelo NATM e deverão ser sempre bem fundamentadas,

ajustadas e até refeitas corretamente já na fase das escavações subterrâneas, quando as frentes de avanço devem ser acompanhadas e mapeadas por geólogos

experientes [1, 3, 4].

3.1. Classificação pelo RMR de Bieniawski

A classificação geomecânica proposta por Bieniawski, bastante versátil e de

fácil utilização, surgiu logo após a necessidade de quantificar com maior precisão parâmetros geológicos no maciço frente à necessidade de dimensionamento de suporte em aberturas subterrâneas [3,4].

4

O sistema RMR (Rock Mass Rating), assim intitulado por Bieniawski, analisa

uma série de parâmetros geológicos e geotécnicos no maciço e ponderam uma pontuação frente estes parâmetros. A partir do valor obtido para o RMR pode-se

estimar uma série de informações úteis, como o vão autoportante, o tempo de autossustentação, a pressão de suporte para uma dada abertura, e também, ajudar na escolha do método de escavação [4]. Também, pode-se estimar: a coesão, o

ângulo de atrito interno, o módulo de deformação do maciço rochoso e a pressão de suporte máxima variando conforme a classe do maciço. No entanto, estas

informações só deverão ser utilizadas para estudos de viabilidade e projetos preliminares. Ensaios in situ e modelagens numéricas para definições de suportes permanentes serão sempre essenciais, principalmente para o caso de cavernas ou

grandes aberturas, em que as condições geológicas apresentam uma grande variação [1,4].

Para determinar o RMR de um dado maciço rochoso, alguns parâmetros geomecânicos devem ser analisados e receberão uma pontuação crescente, quanto mais favorável for à estabilidade na frente de escavação [1,4]:

Resistência à compressão simples (de 0 a 15 pontos);

RQD= Índice de Qualidade das Rochas (de 3 a 20 pontos);

Maior ou menor espaçamento entre as fraturas mapeadas (de 5 a 20

pontos);

Condições das fraturas (de 0 a 30 pontos);

Posição, orientação das fraturas em relação às escavações (de -60 a 0 ponto);

Presença ou ação de água subterrânea (de 0 a 10 pontos).

O somatório destes pontos irá determinar o valor do RMR e, assim, a classe do maciço. Baseado no valor do RMR é possível projetar o vão autoportante, o

tempo de autossustentação, a pressão de suporte para uma dada abertura de um maciço, a dimensão e a geometria mais adequada para as seções de escavação e, também, projetar os tratamentos primários a ser aplicado, estimar a coesão, o

ângulo de atrito interno, o módulo de deformação do maciço e a pressão de suporte máxima variando conforme sua classe [1,4]:

Tabela 1- Classe do maciço pelo RMR [1].

Classes I II III IV V

PONTOS 110/81 81/61 60/41 40/21 < 20

DESCRIÇÃO Ótimo Bom Regular Pobre Muito pobre

SUSTENTAÇÃO 10 anos 6 meses 1 semana 5 horas 10 minutos

VÃO/SEÇÃO 15 m 10 m 5 m 2,5 m 1 m

Bieniawski estabeleceu recomendações quanto ao modo de escavação e tipo

de suporte a adaptar para túneis com cerca de 10 metros de vão, tensão vertical

inferior a 25 [MPa] e escavados com explosivos.

3.2. Sugestão de Suporte de túneis de Romana

Romana estabeleceu recomendações quanto ao modo de escavação e tipo de suporte em túneis com vão entre 10 e 14 metros. Para tal, buscou complementar

5

novos parâmetros à classificação de Bieniawski. Todavia, Romana estabeleceu

estas novas recomendações com base em estudos geológicos na construção de túneis na Península Ibérica, por esta razão os parâmetros descritos podem não ser

representativos para outras regiões [3]. A classificação de Bieniawski divide o índice RMR em cinco classes (I, II, III,

IV e V) variando entre “Muito boa” a “Muito má”. Romana propõe então a

substituição do sistema de cinco classes por um sistema de 10 subclasses. Tendo cada subclasse uma amplitude de 10 pontos, e para manter certo grau de correlação

com a classificação de Bieniawski, denomina-se com a numeração romana de Bieniawski (I, II, III, IV e V) seguido de uma letra, a para a metade superior e b para

a metade inferior de cada classe [3].

3.3. Classificação de suporte de túneis pelo índice Q (Barton)

Baseado em mais de 200 casos históricos de problemas em obras subterrâneas, Barton et. al. desenvolveram esse sistema de classificação, pelo NGI- Instituto Geotécnico da Noruega. Esse índice é determinado a partir do

levantamento de seus parâmetros geomecânicos e é calculado pela expressão: Q= (RQD/Jn) x (Jr/Ja) x (Jw /SRF), onde [1,4]:

RQD (de 10 a 100);

Jn= nº de famílias de fraturas (de 0,5 a 20);

Jr= rugosidade das paredes das fraturas (de 0,5 a 4);

Ja= grau de alteração das paredes das fraturas (de 0,07 a 20);

Jw = influência da água subterrânea (0,05 a 1);

SRF= (Stress Reduction Factor), estado de tensões do maciço no entorno da seção da escavação.

Em suma: o maciço será classificado numa classe inferior, com valor do

índice Q reduzido, na medida em que o RQD for baixo (<50); o nº de famílias de fraturas for alto (Jn>1); a rugosidade das paredes das fraturas for baixa, ou paredes lisas (Jr<1); as paredes das fraturas forem mais alteradas ou preenchidas com rocha

alterada (Ja>1); ocorrer uma maior quantidade de água subterrânea na frente (Jw <1) e/ou SRF alto (>1), adotado quando há presença de minerais expansivos ou de

maciços sujeitos a fenômenos geológicos como rockbursting [1]. Em princípio, uma classificação geomecânica de maciços rochosos baseado

neste índice pode ser assim expresso [1]:

Tabela 2- Classificação pelo índice Q

CLASSE I II III IV V VI

INDICE Q

>20 10<Q<20 4<Q<10 1<Q<4 0,1<Q<1 <0,1

4. Tratamentos de acordo com a classificação geomecânica

A partir das classificações geomecânicas dos maciços pelo NATM, e ajustes pelo RMR ou Q, para cada classe de maciço deverão ser previstos os tratamentos a

serem aplicados, acompanhando o avanço da frente de escavação. Estes se constituem nos tratamentos primários, ou até definitivos, que irão proporcionar uma

6

maior estabilidade nas frentes de escavação, evitando-se problemas acidentais

como queda de blocos, por exemplo, além de inibir a iniciação de processos de relaxamento-deformação do maciço, que podem ocorrer em função do avanço das

escavações [1]. Para classes de maciços com menor autossuporte e coesão (maciços de

classe inferior a IV) poderão, também, ser indicados e quantificados tratamentos

especiais, a serem aplicados preliminarmente às escavações subterrâneas, de modo a dispor uma maior estabilidade temporária. Isso favorecerá as escavações na

frente, além de propiciar a aplicação de tratamentos primários posteriores, seguindo passo a passo o avanço das escavações [1]. Os principais tratamentos referentes a suportes nas escavações, a partir do advento do NATM são segundo Geraldi [1]: Tratamentos preliminares especiais:

Enfilagens mecânicas;

Enfilagens tubulares injetadas;

Pregagem da frente de escavação;

Injeções de consolidação do maciço;

Consolidação temporária do maciço por congelamento.

Tratamentos primários e revestimentos:

Chumbadores de aço, tipo monobarra, ancorados com calda de cimento ou

resinas epóxicas;

Telas metálicas soldadas;

Tirantes de aço, tipo monobarra, ancorados com resinas epóxicas e pós-tensionados;

Concreto projetado;

Concreto moldado;

Cambotas metálicas, feitas de perfis metálicos ou com barras de aço soldadas, as chamadas cambotas “treliçadas”;

Concreto projetado reforçado com fibras metálicas ou de polipropileno.

Além destes, algumas classes de maciços podem exigir tratamentos prévios e/ou durante a escavação da frente, como a drenagem da água subterrânea nas frentes e rebaixamento do lençol freático [1].

Nos projetos, estas metodologias permitem ao técnico um maior controle, e consequentemente, uma maior segurança nas escavações subterrâneas, podendo

ser previstos e quantificados com grande precisão, a partir de uma correta classificação geomecânica preliminar dos maciços [1].

Devido às condições geomecânicas mais favoráveis em maciços de classes I

e II, a aplicação de tratamentos primários poderá até ser desnecessária ou acompanhar o avanço da frente com certa defasagem, de modo a não interferir os

ciclos de escavação. Entretanto, para maciços de classes III e IV, maciços rochosos com condições geomecânicas variadas, a cada avanço devem ser aplicados os tratamentos necessários, após a conclusão dos serviços de limpeza da rocha

detonada [1]. De acordo com o grau de alteração do maciço e suas condições de

autossustentação, as escavações da frente serão sempre acompanhadas da aplicação de suportes e revestimentos primários, tratamentos específicos para se conseguir uma maior estabilidade da frente escavada, sendo que, no final das

7

escavações o túnel deverá ser revestido com concreto moldado ou mesmo com

camada mais espessa de concreto projetado aplicado sobre armadura metálica, ou concreto projetado reforçado com fibras [1].

Como dito antes, com o surgimento do NATM e da classificação dos maciços rochosos, foram projetados suportes, revestimentos e tratamentos, a serem aplicados durante as escavações de túneis. Os maciços rochosos, classificados

como uma das classes I, II ou III, contemplam rochas duras e autoportantes quando escavadas. Todavia, nos maciços rochosos de classe IV, a presença de

descontinuidades atuantes como falhamentos, planos de xistosidades, fraturas e água subterrânea, podem criar zonas de instabilidade ao longo do traçado do túnel, de forma isolada ou em conjunto [1]. Poderão ocorrer acidentes geotécnicos durante

as escavações, tais como quedas de blocos ou de lascas de rocha, além de ser iniciados processos de instabilização mais amplos.

Por isso se faz necessário a execução de tratamentos durante as escavações, com a aplicação de suportes e revestimentos primários, seguindo a evolução, avanço da frente, inibindo esses processos de instabilização e, portanto,

propiciando maior segurança para os trabalhos. O NATM recomenda a aplicação dos seguintes suportes e revestimentos

primários, para a escavação de túneis em rocha [1]:

4.1. Chumbadores monobarra ou ancoragens passivas

Aplicados de forma isolada ou segundo uma distribuição regular na seção de

escavação de um túnel e visam à fixação de blocos e cunhas de rocha ou mesmo como reforço de abóbadas e paredes rochosas provenientes das escavações em

maciços mais fraturados. São os principais suportes primários para tratamentos localizados em trechos de túneis escavados em maciços rochosos de classes I e II, permitindo a continuidade normal das escavações e melhorando as condições de

segurança. Esses chumbadores são fabricados, normalmente com barras de aço CA-50,

diâmetros de 7/8” a 1”, comprimento variando de 2 a 6m (monobarra ou interconectados com luvas especiais) e devem receber uma pintura anticorrosiva. Sua fixação nos furos é feita com a utilização de argamassas de cimento, com

aditivos especiais, ou cartuchos de resinas epóxicas, que deverão preencher todo o espaço anular entre o furo e a barra de aço.

Segundo Geraldi, 2011 [1]: “Os chumbadores não receberão nenhuma carga ou protensão após a sua colocação no furo e seu princípio de funcionamento pode ser assim explicado: ocorre inicialmente uma tração natural, inicial e instantânea da

barra de aço ancorada, provocada pelo relaxamento do maciço rochoso em escavação, seguida da posterior reação da barra tracionada, que exercerá uma

força de compressão contra o maciço”.

4.2. Tirantes monobarra

Estes tirantes são fabricados com barras de aço CA-50 ou de aços especiais,

com maior resistência a tração, em geral com comprimentos de 2 a 6m e diâmetro de 1” a 1 ¾”, também com pintura anticorrosiva. Entretanto, uma vez aplicados, estes receberão cargas de tração-protensão, variando de 8 a 20 ton, de modo a

exercer sobre o maciço esforços de compressão quase que imediatos, inibindo de

8

forma rápida qualquer processo de movimentação, ruptura ou deformação do

maciço na frente de escavação. Sua utilização é indicada para maciços de classes III e IV, que envolvem rochas sãs a medianamente alteradas, com grau de

faturamento elevado [1]. Sua aplicação será sempre em conjunto, com os tirantes distribuídos

radialmente ao longo do trecho de túnel, em fileiras ou malhas geometricamente

demarcadas, normalmente na abóbada ou nas paredes do túnel, com espaçamentos e afastamentos adequados a cada situação, criando um arco de maciço sob forte

compressão, de modo a conferir à seção escavada, por completo, uma maior estabilidade, o chamado efeito “arco colaborante” (vide Figura 1).

Figura 1- Aplicação de chumbadores e/ou tirantes radiais em abóbada de túneis escavados em rocha, e revestimento com concreto projetado de acordo com a classificação geomecânica dos maciços.

Retirado de Geraldi, 2011:pág 222, [1].

Para aplicação da protensão, os tirantes serão colocados nos furos já preenchidos com cartuchos de resina epóxicas. Em geral, na extremidade do furo

serão colocados dois cartuchos de resina de pega-rápida (40 a 60 minutos, quando a protensão deverá ser aplicada), sendo o restante do furo preenchido com cartuchos de resina de pega-lenta. Esses tirantes têm sua extremidade rosqueada e

são equipados com placas de aço especiais, uma cunha para posicionamento e duas porcas. A protensão será conferida apertando-se a primeira porca contra a

placa, utilizando-se ferramentas especiais, como chaves de impacto. A carga de tração conferida ao tirante deverá ser checada depois com torquímetros [1].

Assim como nos chumbadores, os tirantes deverão ser aplicados em furos da

ordem de 1,5 vez o diâmetro da barra de aço. Também são fabricados os tirantes de coquilha expansiva, que poderão receber cargas de protensão da mesma ordem dos

tirantes de resina. O baixo custo somado à facilidade de colocação dos tirantes de resina, entretanto, tem sido decisivos para a adoção deste tipo de tirante na grande maioria das obras de mineração subterrâneas.

Segundo Geraldi, 2011 [1]: “Para a utilização de tirantes, não poderá ser empregada argamassa de cimento para sua incorporação ao maciço, uma vez que

iria ocorrer o completo aprisionamento da barra de aço, impossibilitando a execução do seu giro para se aplicar a tração-protensão desejada”.

O atirantamento em maciços de classes III e IV será sempre sistemático,

acompanhando sempre os avanços da frente de escavação. Sua aplicação com

9

maior defasagem em relação ao avanço da frente poderá ser totalmente inofensiva,

visto que o maciço mais fraturado já pode ter entrado em estado de relaxamento, com desprendimento inicial de blocos e cunhas de rocha. Sua correta aplicação

proporcionará à escavação uma estabilidade quase que permanente; todavia, sempre é aconselhável proceder a um revestimento final, com concreto projetado, do trecho já reforçado com tirantes (vide figura 2) [1].

Figura 2- Aplicação de enfilagens tubulares e cambotas em abóbada de túneis escavados em rocha alterada;

revestimento com Concreto Projetado Reforçado com Fibras (CPRF). Fonte: Geraldi, 2011. Pág 223 [1].

4.3. Tela metálica

A aplicação de telas metálicas é ainda muito utilizada em túneis escavados

em rocha, onde o maciço se encontra mais fraturado e, principalmente, em tuneis escavados em solo e rocha alterada. No geral, a superfície rochosa deverá ser limpa

e receber a projeção de uma primeira camada de concreto projetado de espessura reduzida (<3cm) [1]. A tela metálica, geralmente eletrossoldada, será assim aplicada com a utilização de chumbadores curtos, recebendo em seguida a projeção de

novas camadas de concreto projetado até a sua completa cobertura e incorporação ao maciço.

Com o surgimento do Concreto Projetado Reforçado com Fibras (CPRF), a tela metálica foi sendo substituída aos poucos nos túneis em rocha como suporte primário, uma vez que sua utilização apresenta as seguintes desvantagens se

comparadas às do CPRF:

Flexibilidade e rapidez

A projeção de concreto sobre a tela metálica é muito demorada e complexa, visto que a colocação da tela exige um tempo considerável,

paralisando praticamente as outras atividades na frente da escavação. Há de se considerar, inclusive, que o maciço já poderá apresentar alguma relaxação

até que se termine o revestimento com tela e concreto projetado.

Volumes de concreto

A projeção de concreto sobre a tela será sempre de maior volume que o volume previsto em projeto, em função das maiores perdas por reflexão

provocadas pela própria estrutura da tela e por sua fixação contra o maciço.

10

Há de se considerar inclusive a necessidade de se cobrir totalmente com o

concreto projetado a área com tela aplicada. No geral, caso se trate de um maciço mais fraturado, a superfície rochosa será sempre mais irregular,

surgindo os overbreaks provocados nas escavações. Desse modo, maiores volumes de concreto poderão ser necessários para “tapar” estes buracos e cobrir totalmente a tela, sem nenhuma função estrutural.

4.4. Concreto projetado

Com o advento do NATM, este suporte passou a ser amis utilizado nas obras subterrâneas, uma vez que, após sua aplicação com altras pressões contra a superfície rochosa, o concreto projetado atingirá resistências elevadas, da ordem de

até 3 kg/cm2 em no máximo duas horas, passando a atuar como suporte imediato a seção em escavação ou escavada [1].

Esta propriedade fundamental aliada à evolução dos equipamentos e aditivos diversos para a aplicação de concreto projetado fez deste revestimento, primário o principal recurso técnico para a abertura de trechos de maciços em condições

geomecânicas adversas, aumentando quase instantaneamente as condições de autossuporte do maciço e “inibindo os processos de relaxação e deformação que

podem se instalar na frente recém-escavada” [1]. A mistura das fibras metálicas com o concreto projetadas, convenientemente

aplicadas no contorno da seção escavada, substituiu, com vantagens, a utilização de

telas metálicas eletrossoldadas. Antes, as telas eram prefixadas no maciço mais fraturado que, em seguida, receberia o revestimento de concreto projetado simples. O Concreto Projetado Reforçado com Fibras Metálico, prontamente aplicado contra

o maciço recém-escavado, atinge rapidamente resistências ainda mais altas (até 6 kg/cm2 em 3 horas) e se apresenta atualmente no principal artifício de tratamento

primário nas escavações de túneis em maciços muitos fraturados ou alterados, que apresentam condições variadas de suporte e estabilidade [1].

Para a correta aplicação do concreto projetado, deverá ser feita

preliminarmente uma correta limpeza da superfície rochosa, com a completa remoção de fragmentos de rocha soltos e uma criteriosa lavagem da área de

aplicação. De acordo com um maior ou menor grau de faturamento da rocha no local de aplicação, a camada inicial de concreto irá variar de 5 a 10 cm de espessura [1].

Em áreas ou faces de maciço com uma maior presença de água subterrânea,

é necessário fazer drenagens e condução dos cursos de água, evitando-se maiores perdas por reflexão de concreto, graças à baixa aderência que será provocada pela

presença de água [1]. OBS: Geraldi, 2011 [1], afirma que desde o ano 2000 as fibras plásticas de

polipropileno estão substituindo as fibras metálicas com os mesmos resultados com

relação à resistência do concreto projetado, já que as fibras metálicas causam grande desgaste nos equipamentos de projeção de concreto e tubulações.

Com o desenvolvimento das modernas metodologias de escavação de túneis e tratamento dos maciços, estas obras podem ser desenvolvidas hoje em dia atingindo grandes avanços mensais, vencendo desafios de engenharia que, até

então, eram considerados quase impossíveis de serem superados [1].

4. Tratamentos para a escavação de túneis em maciços de classe V

As técnicas usualmente empregadas para tratamentos preliminares em

maciços de classe V são [1]:

11

4.1. Enfilagens tubulares injetadas

Consistem na execução prévia de furos acompanhando o contorno da seção

da escavação do túnel, em toda sua extensão ou na abóbada. Nesses furos serão colocados tubos de aço tipo Schedulle de 2” a 2 ½”, que serão injetados com caldas

de cimento, formando um arco de proteção mais resistente englobando toda a seção de escavação do túnel ou, no mínimo, seu teto.

Poderá ser necessário executar mais de um lance de enfilagens ou até

mesmo se empregar sistematicamente esse tratamento ao longo de todo o traçado do túnel, em maciços com baixo grau de autossuporte.

Os furos terão de 3” a 4” de diâmetro, com profundidade de 10 a 12m, de acordo com as condições locais do maciço. Uma vez concluídas as injeções, procede-se o avanço gradual do túnel, com a colocação de cambotas metálicas e

projeção de concreto, até se chegar a 8 ou 10m de penetração, permanecendo um trecho de 2m de enfilagens como uma proteção à frente, para a execução de mais

um lance de enfilagens, se for preciso [1].

4.2. Enfilagens mecânicas

Caracterizam-se na perfuração e colocação nos furos de barras de aço, normalmente de aço CA-50 de 1”, que serão colocadas no maciço com resina

epóxica ou argamassa, seguindo o contorno da escavação. Normalmente essas enfilagens são colocadas principalmente na escavação da abóboda, onde o maciço se apresentar com baixas condições de estabilidade temporária [1].

4.3. Colunas de CCPH (Jet Grounting)

Trata-se do principal tratamento para escavações em maciços mais frágeis,

de baixa coesão, sem qualquer estabilidade temporária. De modo geral, esse método consiste na “fabricação” de colunas justapostas de concreto no interior do

maciço a escavar, dispostas de modo a envolver a seção de escavação formando um arco de proteção com grande resistência (vide figura 3) [1].

A fabricação das colunas é feita a partir da perfuração de um furo piloto com

diâmetro de 4” a 6”, utilizando uma perfuratriz rotativa especial. Atingida a profundidade projetada, geralmente entre 8 e 12m, a coluna de perfuração passará a

atuar como ferramenta de injeção de calda de cimento com altas pressões, que no seu giro e recuo irá desintegrando o maciço, misturando-o com cimento injetado, formando a coluna em diâmetros de 0,4 até 1 m [1].

Sua limitação se encontra na menor ou maior resistência do material que forma o maciço. Sendo um maciço mais consistente, mesmo que alterado, não será

possível a sua desagregação e formação da coluna, impedindo do método ser aplicado.

12

Figura 3-Aplicação de Jet Grouting e escavação preliminar de sidedrifts para túneis em terrenos de baixa coesão; aplicação posterior de cambotas metálicas e revestimento com concreto projetado, inclusive a construção de

arco invertido. Fonte Geraldi, 2011, Pág:237.

4.4. Agulhamento ou pregagem da frente

A utilização sistemática do “jet grounting” como agulhamento da frente de

escavação será de alto custo e até inviável em alguns tipos de rochas mais heterogêneos. Normalmente, visando uma maior estabilidade temporária da frente de escavação, é utilizado o agulhamento ou pregagem da frente. Isso consiste na

perfuração, seguida da instalação de tubos de PVC rígido com diâmetro de 64 a 100mm, com até 15m de profundidade. Os furos são horizontais, dispostos em

malhas de perfuração adequadas a maior ou menor instabilidade da frente e serão injetados com calda de cimento, promovendo o “enraizamento” ou pregagem da frente [1].

Sem maiores riscos de ocorrência de abatimentos para o interior do túnel, a pregagem vai facilitar e muito as escavações, a colocação de cambotas e a projeção

de concreto.

4.5. Injeções de consolidação do maciço

Estas irão proporcionar uma maior coesão intergranular, consolidar e até impermeabilizar o maciço em tratamento, melhorando suas condições de

autossustentação e estabilidade temporária para as futuras escavações subterrâneas [1].

5. Suportes e revestimentos primários para a escavação de túneis em maciços de classe V

Além dos tratamentos descritos anteriormente, algumas técnicas foram

desenvolvidas com o surgimento do NATM e são muito utilizados em escavações de túneis e galerias de maciços de classe V, sendo os principais:

13

5.1. Cambotas metálicas

São normalmente constituídas de duas ou mais peças que serão montadas e

aparafusadas no local da aplicação, formando uma moldura metálica, um arco de sustentação de forma ajustada à abóbada e paredes da seção de escavação,

apoiando-se de forma direta no piso do túnel, através de placas de concreto pré-moldado [1].

Antes, o ajuste entre a cambota e o maciço era feito de forma lenta com o uso

de pranchas e cunhas de madeira. Atualmente, a cambota será posicionada, ajustada e incorporada rapidamente ao maciço com a utilização de concreto

projetado, passando a atuar de forma ativa, inibindo os processos de deformação na frente da escavação.

5.2. CPRF

Esse tipo pode ser considerado o principal artifício a ser utilizado para que se

alcance, de forma rápida, atingir as condições de estabilidade nas frentes de escavação subterrânea. O autor ainda destaca: “Para as escavações em maciços de classe V, o concreto projetado é de vital importância e, sem ele praticamente não

seria possível a escavação de túneis pelo método NATM” [1].

5.3. Arcos invertidos com concreto projetado ou moldado

Em maciços pouco consolidados, de baixa coesão, onde ocorrem esforços laterais provenientes de movimentações do maciço em escavação, os arcos

invertidos tornam-se necessários. Essas estruturas são construídas nas soleiras dos túneis, com concreto armado ou projetado, se constituindo em uma estrutura auxiliar do escoramento na fase de escavação ou mesmo como parte integrante do

revestimento final do túnel proporcionando:

Melhores condições de fundação para o apoio do escoramento do túnel, formado de cabotas metálicas e revestimento com concreto

projetado;

Travamento dos pés das cambotas, impedindo movimentações laterais

e consequentemente o fechamento da seção escavada.

A construção do arco invertido, devidamente incorporado ao

revestimento do túnel, paredes laterais e abóbadas, proporciona uma melhor distribuição dos esforços que atuam sobre o contorno da seção escavada.

5.4. Drenagens

A água subterrânea poderá se tornar um problema em função de seu maior

volume e gradiente de pressão, gerando problemas diretos como inundações da frente, trazendo diversos materiais para o interior das escavações ou até atuando sobre a estabilidade da frente ou das paredes de escavação, sendo necessárias

medidas como rebaixamento do nível de água e dreno horizontal profundo. Onde, normalmente, os drenos serão instalados nas laterais do túnel (fora da área da

seção), na direção do eixo só que com leve divergência e com profundidades chegando até 20m [1].

14

6. Critérios Geomecânicos de Ruptura

Para avaliação do estado de tensão e deformação do maciço rochoso,

devem-se considerar dois aspectos: primeiro, antes da execução de uma obra em

rocha existe um estado de tensão decorrente das condições naturais dos maciços; o

segundo aspecto é que após a execução da escavação o estado de tensão

preexistente sofrerá uma redistribuição em função da forma da escavação e sua

disposição espacial. Em outras palavras, é necessário se identificar os valores de

tensão e deformação que levarão o material a uma ruptura. Esses valores são

obtidos através de ensaios experimentais para os diversos possíveis esforços

presentes nas estruturas, como tração, compressão, os mais conhecidos e

executados, e os de cisalhamento, torção e flexão, utilizados para finalidades

específicas [2,3,4].

Os parâmetros geomecânicos de ruptura são obtidos através de ensaios de laboratório e no campo, bem como da experiência dos profissionais envolvidos, que fornecem os dados de coesão, ângulo de atrito interno, módulo de deformabilidade

do maciço, etc. Os resultados de uma classificação normalmente não são universalmente aplicáveis, restringindo-se, a priori, àqueles casos para os quais a

classificação foi originalmente determinada [3]. Critérios de ruptura são relações entre as tensões correspondentes ao estado

de ruptura de um material.

No caso de rochas é muitas vezes difícil de definir o que seja um estado de ruptura. No entanto, é comum se associar este estado às tensões correspondentes

ao pico da curva tensão-deformação. Cabe lembrar que após o pico da curva tensão-deformação, a rocha não perde completamente sua capacidade de resistência, podendo atingir um estado de tensões denominado residual [3,4].

Vários critérios têm sido introduzidos na definição de resistência da rocha intacta. Temos como principais critérios: Mohr-Coulomb; Griffith; e Hoek e Brown

[3,4,5].

6.1. Critério de Mohr-Coulomb

O critério de Mohr-Coulomb é o mais simples e conhecido dos critérios de

ruptura para materiais granulares foi proposto por Coulomb em 1773, que sugeriu que a resistência ao cisalhamento seria composta de duas parcelas: a coesão e o atrito do material [3].

Aplicando estas parcelas no círculo de Mohr, obtemos uma envoltória de ruptura linear a todos os círculos de Mohr que representem combinações críticas de

tensões principais. Em outras palavras, o critério de Coulomb pode ser convenientemente descrito por uma linha reta no espaço de Mohr, com µ representando sua inclinação e ϕ o ângulo de inclinação, cuja ruptura ocorrerá

quando a resistência interna ou coesão (c) for excedida [4,5]. Logo, a resistência ao cisalhamento é composta da coesão e do ângulo de

atrito do material. Deste modo, pode ser escrito em termos das tensões de tensão de cisalhamento (𝜏) e normal (σ) atuantes no plano de ruptura, que é representado

pelo ponto de tangencia de um círculo de Mohr crítico com a envolvente de Coulomb Figura 4, ou seja [3,4,5]:

𝜏 = 𝑐 + 𝜎𝑛 𝑡𝑔𝜙 = 𝑐 + 𝜎𝑛 µ

15

Em que:

𝜏 - resistência ao cisalhamento; 𝜏 =2𝑐 𝑐𝑜𝑠∅

1+𝑠𝑒𝑛∅

c - coesão aparente da junta; 𝜎𝑛 - Tensão normal ao plano de ruptura;

ϕ – ângulo de atrito interno do material; µ - Coeficiente de atrito interno.

O critério de Mohr- Coulomb pode também ser definido com relação às tensões principais, na seguinte forma:

𝜎1 = 𝜏 + 𝜎3 𝑡𝑎𝑛𝛽

Onde, 𝜎1 − 𝑡𝑒𝑛𝑠ã𝑜 𝑝𝑟𝑖𝑛𝑐𝑖𝑝𝑎𝑙 𝑚á𝑥𝑖𝑚𝑎 𝜎3 − 𝑡𝑒𝑛𝑠ã𝑜 𝑝𝑟𝑖𝑛𝑐𝑖𝑝𝑎𝑙 𝑚í𝑛𝑖𝑚𝑎

𝑡𝑎𝑛𝛽 = 𝑡𝑎𝑛2 (45 + ∅

2 )

Figura 4-Envoltória Linear de Mohr-Coulomb. Fonte: [3], p. 36

Neste sentido, o esforço de cisalhamento necessário para início de uma

fratura de cisalhamento também depende do esforço normal através do plano de cisalhamento em potencial: quanto maior for o esforço normal, maior será o esforço de cisalhamento necessário para produzir uma fratura de cisalhamento. Caso o

esforço normal aplicado a rocha supere sua resistência interna, o círculo de Mohr tocará a envoltória (limite de estabilidade e início de instabilidade), ocasionando a

ruptura da rocha [3]. Os parâmetros do material, c e ϕ, podem ser obtidos a partir de ensaios

triaxiais na rocha intacta, c pode ser interpretado como uma resistência ao

cisalhamento inerente ao material, independente do nível de tensões atuantes [3,4].

6.2. Critério de Griffith

No critério de Griffith é descrito o que acontece com o material

microscopicamente. Griffith (1921) observou que há uma grande diferença entre os materiais

perfeitamente isotrópicos e a resistência real de rochas naturais determinada em

16

laboratório. Ele baseou seu estudo teórico sobre a resistência ao fraturamento rúptil

extensional uniaxial de uma rocha sem defeitos [4,5]. Desta forma, a resistência à tração de amostra de rocha de comportamento

frágil, medida em laboratório, era menor que os valores calculados teoricamente através da determinação das forças intermoleculares. Essa diferença sugeriu a hipótese de que as fraturas da rocha sejam provocadas por concentrações de

tensões nas extremidades de pequenas fissuras preexistentes no material de forma elíptica (Figura 5) [4,5].

Figura 5-Microfraturamento causado pela aplicação de tensão nas extremidades de pequenas fissuras. Fonte [5],

p. 177

Daí, ele postulou que, para materiais frágeis, a fratura inicia-se quando é ultrapassada a resistências à tração do material nas extremidades de defeitos microscópicos, onde há concentração de tensões e por isso, as rochas e os minerais

estão longe da perfeição. As rochas contêm abundancia de defeitos microscópicos e microfraturas, cavidades vazias, poros e limites de grãos [5].

Ao contrário de Coulomb, Griffith encontrou uma relação não linear entre esforços principais em uma rocha entre esforços principais em rocha submetida a um esforço critico (próximo a ruptura). Essa relação, denominada critério de

fraturamento de Griffith, é dada pela equação [5]: 𝜏 2 + 4𝑇𝜎𝑛 − 4𝑇2 = 0

Essa equação define uma parábola no diagrama de Mohr, no qual a resistência a tração T é a intersecção com o eixo horizontal. A intersecção entre a parábola de Griffith e o eixo vertical é encontrada ao considerar 𝜎𝑛 = 0, o que resulta

em 𝜏 = 2𝑇, que corresponde a c, ou coesão interna do material. Ou seja, a

resistência coesiva de uma rocha é duas vezes maior que a sua resistência a tração,

o que se aproxima com os dados experimentais [5]. 𝜏 = 2𝑇 + 𝜎𝑛 𝑡𝑔𝜙

Essa relação permite uma combinação simples do critério de Coulomb para regime compressional com o de Griffith para o regime extensional.

No entanto, uma fratura irá se estender apenas quando a energia potencial total do sistema de forças aplicada e material decresce ou permanece constante com o aumento da fratura.

Uma contribuição importante do critério de Griffith foi à percepção de que a resistência rúptil da rocha é controlada por microfraturas intragranulares

aleatoriamente orientadas e distribuídas. As microfraturas orientadas próximas ao esforço de cisalhamento máximo possivelmente irão crescer mais rapidamente que

17

as outras e, então, conectar-se e formar fraturas que atravessarão a rocha como um

todo [4,5]. O critério estabelece o início de fratura para (Figura 6):

Figura 6-Representação gráfica do critério de Griffith. Fonte: [5], p. 178.

(σ1 - σ3)2 = 8 T0 (σ1 + σ3), se σ1 + 3σ3 > 0

σ3 = -T0, se σ1 + 3σ3 < 0 Onde :

σ1 , σ3 = Tensões principais maior e menor respectivamente T0 = resistência à tração uniaxial

A essência do critério de Griffith é que para um material quebrar sob tensão, a

presença de micro-trincas pré-existentes exige que seja liberada energia suficiente que seja capaz de permitir a formação e propagação de novas superfícies [5].

Neste contexto, Griffith demonstrou, que quando uma trinca de comprimento

2a se forma (Figura 7) a tensão elástica agindo sobre o material relaxa liberando uma energia UE = -(a2.T2)/E (para uma espessura unitária da amostra), onde E é o

módulo de Young e T é a tensão de tração aplicada ao corpo; em compensação é despendido um trabalho de criação de duas novas superfícies livres de US = 4.a. ,

onde é a energia de superfície. A energia total é UT = UE + U [5].

Figura 7-Placa plana carregada uniaxialmente, promovendo o inicio da propagação da fratura unitária. Fonte [5],

p. 178.

Griffith propõe que a trinca cresce espontaneamente apenas se um aumento infinitesimal σa na trinca provocar uma variação nula ou negativa na energia a ela

associada, ou seja:

18

Ocorrerá ruptura se: 𝝈 ≥ (𝟐𝜸𝑬

𝒂 )

𝟎,𝟓

O critério de Griffith pressupõe que o raio na ponta da trinca seja fino o

suficiente para que a tensão local exceda a energia de coesão do material, causando a ruptura.

Neste sentido, para uma determinada rocha, a resistência a tração irá variar inversamente com o quadrado do comprimento inicial da trinca. Isto permite emitir uma explicação mecânica mais simples e direta sobre o efeito de tamanho: a

resistência à tração diminui com o aumento no comprimento da trinca, e espécimes mais espessos tendem a conter trincas maiores.

6.3. Critério de Hoek-Brown

O critério foi derivado a partir dos resultados de pesquisas de rupturas

frágeis em rocha intacta e em modelos de maciços rochosos fraturados. Inicialmente é realizada uma análise das propriedades de resistência da rocha intacta, e são

introduzidos fatores que visam minorar estas características baseado nas descontinuidades do maciço. Os autores tentaram estabelecer uma ligação entre o critério empírico e as observações geológicas, através das classificações

geomecânicas. Com isso montaram uma expressão adimensional fazendo uma relação empírica entre as tensões principais na ruptura definida pela equação [2, 3,

4]:

𝜎1

𝑐0

= 𝜎3

𝑐0

+ √𝑚 + 𝜎3

𝑐0

+ 𝑠

Onde: 𝜎1= tensão principal efetiva na ruptura; 𝜎3= tensão principal menor efetiva na

ruptura; c0 = Resistência à compressão uniaxial da rocha intacta; m = constante para maciço rochoso; e s = constante empírica, que é função do grau de fraturamento do

maciço rochoso [2,3]. Em seguida, sugeriram uma função potência para condição de ruptura, que

pode também ser aplicadas a rochas anisotrópicas e fraturadas. No espaço das

tensões principais efetivas, essa condição conhecida como critério de Hoek-Brown original, é expressa por [2,3]:

𝜎1 = 𝜎3 + √𝑚𝑐0𝜎3 + 𝑠𝑐02

Para estimar, por exemplo, a resistência a tração de maciços rochosos, faz-se tensão principal máxima igual a zero e a tensão principal mínima igual a tensão

total, obtendo-se [2, 3]:

𝜎𝑡 = 𝑐0

2 (𝑚 − √𝑚2 + 4𝑠 )

Dentre os critérios de ruptura disponíveis, o de Hoek e Brown é o único que

leva consideração a resistência da rocha intacta e do maciço rochoso (através das constantes m, s, c0) [2,3].

Os valores do parâmetro m podem ser estimados através de uma relação

aproximada entre a resistência à compressão e a resistência à tração da rocha intacta, onde [2]:

Altos valores de m (15-25) tendem a se associar a rochas ígneas e metamórficas (frágeis).

19

Baixos valores de m (3-5) tendem a se associar a rochas cabornáticas mais

dúcteis. O parâmetro s caracteriza o grau de alteração das rochas, onde:

Para rochas intactas que tenham resistência a tração finita, s assume o valor máximo, 1 (s=1).

Para rochas muito fraturadas para as quais a resistência à tração é nula e a resistência de coesão do maciço é zero quando a tensão efetiva é zero, o valor de s=0.

Apesar do critério de resistência de Hoek & Brown para maciços rochosos ser

grandemente aceito e ter sido aplicado num vasto leque de projetos, há algumas incertezas e imprecisões que podem tornar o critério inconveniente ao ser aplicado e incorporado em modelos numéricos e programas de análise por equilíbrio limite. Em

particular, a dificuldade em se estimar valores “equivalentes” aceitáveis do ângulo de atrito e da coesão para um determinado maciço rochoso, parâmetros estes que são

diretamente estimados com o critério de Mohr-Coulomb [4].

7. Estudo de Caso

Visando aplicar os conhecimentos adquiridos quanto ao tipo de suporte de

acordo com a classificação geomecânica, e o possível tipo de ruptura proveniente num determinado tipo de maciço, nos foi dado o seguinte problema:

“Estimar a estabilidade de escavação com 10m de vão, desenvolvida de Leste para Oeste, utilizando-se dos sistemas RMR e Q: trata-se de um maciço de xisto argiloso escavado a profundidade de 200m que contém três famílias de

descontinuidades:

1. Família 1: consiste em planos de acamamento, fortemente alterados, com superfícies levemente rugosas, contínuos com orientação 180/10.

2. Família 2: juntas levemente alteradas e rugosas, orientação 185/75. 3. Família 3: juntas, também levemente alteradas e rugosas e orientação

090/80.

A resistência da rocha intacta foi definida em 55 Mpa. Para o valor do RQD e espaçamento médio de fraturas, assumir 60% e 0,4m,

respectivamente”.

Para a classificação deste maciço, utilizou-se primeiramente o método de

classificação do RMR, de Bieniawski. Como não foram dadas as condições sobre a presença de água em torno do maciço, logo, realizou-se o estudo tanto para um

maciço completamente seco, como para um maciço com graves problemas de água, onde se chegou as seguintes conclusões:

20

Tabela 3 - Classificação do maciço rochoso por Bieniawski, com a condição de completamente seco.

Parâmetros Pesos

Resistência à compressão uniaxial =

55MPa

7

RQD= 60% 13

Espaçamento das juntas= 0,4m 20

Condição das juntas = Superfícies levemente rugosas.

Separação <1mm. Paredes Macias

12

Presença de água =

Completamente seco

10

RMR 62

Portanto, obtendo o RMR com valor igual a 62, o maciço rochoso será

classificado na CLASSE II-ROCHA BOA.

Tabela 4 - Classificação do maciço rochoso por Bieniawski, com graves problemas de água.

Parâmetros Pesos

Resistência à compressão uniaxial = 55MPa

7

RQD= 60% 13

Espaçamento das juntas = 0,4m 20

Condição das juntas =

Superfícies levemente rugosas. Separação <1mm. Paredes Macias

12

Presença de água= Graves problemas de

água

0

RMR 52

Sendo assim, nas condições em que o maciço encontrar graves problemas de

água, e posteriormente obter o RMR com valor igual a 52, o maciço rochoso será

classificado na CLASSE III: ROCHA REGULAR.

A partir do mergulho das descontinuidades, assim como da disposição das

mesmas quanto à direção do túnel, chegou-se a conclusão que o mergulho das

descontinuidades trará condições favoráveis ao desenvolvimento do túnel. Dessa

forma, o fator de correção devido à orientação das descontinuidades, por ser

favorável, será subtraído “-2” dos valores do RMR.

Sendo assim, teremos:

62 - 2 = 60 (p/ maciço sem a presença de água) e 52 - 2 = 50 (p/ maciço com

forte presença de água em torno da escavação)

Com essa correção, o maciço é classificado em ROCHA DA CLASSE III

descrita como REGULAR, para os dois casos.

21

Levando em conta essa classificação, maciço de Classe III, temos as

seguintes características e recomendações (tabela 5 e 6):

Tabela 5- Classes de maciços rochosos para túneis e valores de parâmetros de resistência. Retirado de Azevedo

[4].

Classe III

Descrição da qualidade Regular

RMR 60 - 41

Coesão do maciço rochoso 150-200KPa

Ângulo de atrito do maciço 35°- 40°

Período da estabilidade sem revestimento

1 semana para um vão de 3m

Tabela 6- Recomendações de escavação e suporte com base nas classes do sistema RMR. Retirado de

Azevedo [4].

Classe do maciço Escavação Suporte

Pregagens (20 mm diâmetroenvolvidas em

Grout)

Betão projetado

Cimbres

III Seção parcial (frente e rebaixo), avanço

1,5-3m. Início do suporte após cada

fogo. Suporte completo a 10m

Pregagens de 3m de comp., espaçadas de

2,5m, ocasionalmente com malha em certas

zonas do teto.

50-100 mm no

teto; 30 mm nas

paredes

Nenhum

Além disso, para um maciço desta classe, como dito no início do trabalho, será recomendado o uso de tratamentos especiais visando o suporte da rocha, tais

como:

Chumbadores de aço;

Telas metálicas soldadas;

Tirantes de aço,

Concreto projetado e/ou moldado;

Cambotas metálicas.

Lembrando que o maciço caracterizado com presença de água no entorno da escavação será necessário realizar a drenagem dele.

Após ter utilizado todos os critérios estabelecidos por Bieniawski para classificação do tipo de rocha neste estudo, utilizou-se também o método de classificação Q de Barton.

Através da orientação das famílias de descontinuidades, foi possível no programa stereonet [6], ver um esboço quanto ao comportamento do

desenvolvimento do túnel, já que se dá de leste para oeste, em relação a cada família. E observou-se que o desenvolvimento do túnel só intercepta duas das três famílias de descontinuidades, como visto abaixo:

22

Figura 8- Atitude dos planos e pólos das descontinuidades. Fonte Stereonet [7].

Assim como na utilização do método de Bieniawski, no critério de Barton

teremos que levar em consideração um corpo com percolação de água mínima, e

um corpo com grande percolação de água. Veremos abaixo as duas situações

dispostas:

Onde através dos dados obtidos, e possivelmente utilizados na formulação

obtiveram-se as seguintes informações:

𝑄 = 𝑅𝑄𝐷

𝐽𝑛

𝐽𝑟

𝐽𝑎

𝐽𝑤

𝑆𝑅𝐹

Tabela 7- Parâmetros de classificação do indicie Q (maciço sem presença de água).

Parâmetros Valores

RQD = 60% 60

Jn = 2 famílias de descontinuidades 4

Jr = Fraturas ásperas ou irregulares,

planas

1,5

Ja = Paredes levemente alteradas, com partículas arenosas e rochas desintegradas não-brandas

2

Jw = caudal nulo ou pequeno (< 5 l/min),

pressão de água aproximada <1.0kg/cm²

1

SRF = C – Zona alterada com argila ou rocha quimicamente desintegrada

(profundidade de escavação > 50m.

2,5

𝑄 = 60

4 1,5

2

1

2,5

𝑸 = 𝟒,𝟓

23

Após a obtenção dos valores relativos a cada um dos parâmetros analisado,

como sendo um maciço em que não há a presença de água, e obtendo o valor de Q

= 4,5, o maciço é classificado como sendo da CLASSE V – MACIÇO DE

QUALIDADE REGULAR.

Tabela 8- Parâmetros de Classificação do índice Q (Maciço com presença de água).

Parâmetros Valores

RQD = 60% 60

Jn = 2 famílias de descontinuidades 4

Jr = Fraturas ásperas ou irregulares, planas

1,5

Ja = Paredes levemente alteradas, com

partículas arenosas e rochas desintegradas não-brandas

2

Jw = caudal excepcionalmente grande ou pressão contínua, sem decaimento

notável. P>10kg/cm²

0,05

SRF = C – Zona alterada com argila ou rocha quimicamente desintegrada

(profundidade de escavação > 50m.

2,5

𝑄 = 60

4 1,5

2 0,05

2,5

𝑸 = 𝟎,𝟐𝟐𝟓

Por conseguinte, ao analisarmos o maciço diante há presença de água, e o

valor do Q = 0,225, o maciço é classificado como sendo da CLASSE VII – MACIÇO

DE MUITO MÁ QUALIDADE.

Depois de determinado o valor obtido da classificação do Q de Barton, e

relacionando o tamanho do vão com a razão de suporte de escavação (ESR),

encontrando o De, como a seguir [7]:

𝐷𝑒 = 𝑉ã𝑜, 𝐷𝑖â𝑚𝑒𝑡𝑟𝑜 𝑜𝑢 𝑎𝑙𝑡𝑢𝑟𝑎 𝑑𝑎 𝑒𝑠𝑐𝑎𝑣𝑎çã𝑜 (𝑚)

𝑅𝑎𝑧ã𝑜 𝑑𝑒 𝑠𝑢𝑝𝑜𝑟𝑡𝑒 𝑑𝑎 𝑒𝑠𝑐𝑎𝑣𝑎çã𝑜 (𝐸𝑆𝑅)

Onde o numerador, como dito antes, apresenta 10m de vão.

24

A partir do gráfico abaixo é possível notificar se será necessário, ou não,

algum tipo de suporte mediante a escavação através do gráfico De x Q:

Figura 9-Relação entre De de uma escavação subterrânea não-suportada e o índice Q. Por Bieniawski [7]. Pág 82.

Para isso é necessário que se realize os cálculos para diferentes ESR, já que o caso não especifica qual o tipo de obra a ser realizada. Para tal, escolhemos

quatro valores arbitrários com intuito de mostrar que dependendo do valor ESR escolhido (consequentemente do tipo de obra- a partir da tabela 8), para o mesmo

maciço poderá se definir a necessidade ou não de suportes. Os valores escolhidos foram: 5; 3; 1,6 e 1,3.

Tabela 8 - Valores de ESR de acordo com o tipo de escavação. Por Azevedo [4].

Tipo de escavação ESR

A – Aberturas mineiras temporárias 3,0 – 5,0

B – Aberturas mineiras permanentes, túneis d´água de

hidrelétricas (exceto para alta pressão), túneis pilotos, desvios,

galerias de avanço

1,6

C – Salões de armazenamento, plantas de tratamento de água,

túneis rodoviários e ferroviários menores, túneis de acesso

1,3

D – Estações de força, túneis rodoviários e ferroviários

maiores, abrigos de defesa

1,0

E – Estações nucleares subterrâneas, estações ferroviárias,

salões públicos e de esporte, fábricas

0,8

𝑃𝑎𝑟𝑎 𝐸𝑆𝑅 = 5,0: 𝐷𝑒 = 10

5,0= 2

𝑃𝑎𝑟𝑎 𝐸𝑆𝑅 = 3,0: 𝐷𝑒 = 10

3,0= 3,333

Para 𝐸𝑆𝑅 = 1,6: 𝐷𝑒 = 10

1,6= 6,25

25

𝑃𝑎𝑟𝑎 𝐸𝑆𝑅 = 1,3: 𝐷𝑒 = 10

1,3= 7,6923

Considerando o Q= 4,5 (maciço sem a presença de água):

Figura 10- Variação dos Valores "De" de acordo com os valores do ESR escolhidos, levando-se o índice Q= 4,5. Por Bieniawski [7]. Pág 82.

Como mostrado na figura 10, percebe-se que dependendo do valor do ESR

atribuído, o mesmo maciço passa de uma condição de autossuportado para uma

condição de necessidade de suporte específica.

Obs: os números indicados na figura 10, representam o tipo de suporte

necessário para o maciço de acordo e suas especificações: para o nº17 no gráfico,

recomenda-se utilizar sistema de aparafusamento de 1-1,5m. Para o nº18

recomenda-se sistemas de aparafusamento, também, de 1-1,5m auxiliado da

presença de telas metálicas [7].

26

Considerando o Q= 0,225 (maciço com forte presença de água) o gráfico irá

se dispor da seguinte forma:

Figura 11- Variação dos Valores "De" de acordo com os valores do ESR escolhidos, levando-se o índice Q=

0,225. Por Bieniawski [7]. Pág 82.

Da mesma forma, dependendo do valor ESR escolhido, o maciço nesta

condição, exigirá sempre um suporte para sua estabilidade. Para o nº 29, recomenda-se sistema de aparafusamento de 1m reforçado com concreto projetado com espessura de 2-3 cm; para o nº 30 recomenda-se sistema de aparafusamento

de 1m reforçado com concreto projetado com espessura de 2,5-5 cm; e para o nº 31 recomenda-se sistemas de aparafusamento de 1m reforçado com concreto

projetado de espessura de 5 a 12,5 cm com malha reforçada [7].

27

8. Referências

1. Geraldi, J. L. P. O ABC das Escavações de Rocha. Rio de Janeiro: ED.

Interciência, 2011. Págs: 169-175, 182, 183, 193, 218-228, 235-246. 2. Fiori, A. P. Carmignani, L. Fundamentos de mecânica dos solos e das

rochas: aplicações na estabilidade de taludes. Rev e ampl. Curitiba: ED. UFPR, 2009. Págs: 395, 396, 398, 399.

3. AGUIAR, J. C. N. M. Calibração de uma Classificação de Suportes de Túneis com o Obtido em Modelo. Faculdade de Engenharia- Universidade

do Porto, Mestrado Integrado em Engenharia Civil, p. 5-42. Porto, Portugal,

2010. 4. AZEVEDO, I. C. D.; MARQUES, E. A. G. Introdução a Mecânica das

Rochas. Universidade Federal de Viçosa, Minas Gerais: Editora UFV, p. 90-

105, 2006. 5. FOSSEN, H.. Geologia estrutural. Tradução Fábio R. D. de Andrade. São

Paulo: ED Oficina de Textos, 2012. p. 172-179. 6. Stereonet. Disponível em: www.app.visiblegeology.com/stereonet.html.

Retirado em <28 de julho de 2014>. 7. Bieniawski,Z.T. Engineering rock mass classification: A complete manual

for engineer and geologists in mining, civil, and petroleum engineering

/Ed: Wiley – Interscience 1989. Cáp 5 – 73 – 88.