ter ramesh

ENCARTE TÉCNICO Setembro / 2005

ESTRUTURAS DE SOLO REFORÇADO COM O SISTEMA TERRAMESH

®

Este encarte tem por finalidade apresentar informações sobre as estruturas em solo reforçado com ênfase para o Sistema Terramesh®. Serão abordados vários temas, desde conceitos bási-cos sobre estabilidade de taludes até a metodologia utilizada para a verificação de estabilidade das estruturas de solo reforçado, passando pelo dimensionamento dos reforços necessários para a constituição destas estruturas.

Serão apresentados os seguintes temas:

1. NOÇÕES BÁSICAS SOBRE ESTABILIDADE DE TALUDES;

2. MÉTODOS PARA A ESTABILIZAÇÃO DE TALUDES;

3. SOLO REFORÇADO COM O SISTEMA TERRAMESH®

A - Conceito de Solo Reforçado;

B - O Sistema Terramesh®;

C - Ensaios realizados;

D - Processo construtivo;

E - Metodologia proposta para o dimensionamento;

F - O programa Macstars 2000;

G - Caso de obra (cálculo manual e com o programa Macstars® 2000) - EXEMPLO DE APLICAÇÃO;

H - Fotos da Obra;

4. BIBLIOGRAFIA.

1. NOÇÕES BÁSICAS SOBRE ESTABILIDADE DE TALUDES Compreende-se sob o nome genérico de talude a qualquer super-fície inclinada com relação à horizontal adotada pelas estruturas em terra, tanto de forma natural como pela intervenção humana em uma obra de engenharia [8]. Partindo deste principio, os talu-des se dividem em naturais (encostas, barrancos) ou artificiais (cortes, aterros).

Mesmo os taludes naturais podem apresentar problemas de vital importância, neste encarte serão tratados predominantemente os taludes artificiais porém, serão mencionados alguns problemas que podem ser fonte de preocupação dos taludes naturais. No campo do estudo do comportamento dos taludes existem pioneiros tais como Coulomb (1776) que preconizou a falha pla-na dos taludes, Collin (1845) que falou pela primeira vez em su-perfícies de deslizamento curvas, Petterson (1916) e Fellenius (1927) da escola sueca entre outros.

Atualmente, as pesquisas ainda estão muito longe de solucionar todos o aspectos da análise de taludes e outras teorias e métodos de cálculo estão sendo estudadas. Entre estas podemos citar a teoria da Elasticidade e Plasticidade que oferecem perspectivas bastante interessantes [08].

A verificação da estabilidade de taludes se faz necessária devido à possibilidade da ocorrência de escorregamentos ou movimentos de massa, induzidos pelo aumento das solicitações (tensões cisa-lhantes) ou pela redução da sua resistência. No primeiro caso, o aumento das solicitações é, em geral, devido a: sobrecargas no topo (aterros, construções, etc.), descarregamento na base (cortes, escavações, erosões, etc.), vibrações (terremotos, máqui-nas, etc.). No segundo caso, os fatores mais comuns para a redu-ção da resistência são: intemperismo dos minerais, modificações estruturais (fissuração, amolgamento, etc.), aumento das poro-pressões.

A - Tipos e causas das falhas mais comuns

Qualquer talude esta sujeito a forças naturais que tendem a fazer com que as partículas e porções do solo próximas de seus limites deslizem e caiam; este fenômeno é mais intenso nas proximida-des da superfície inclinada do talude, devido à falta de pressão normal confinante nesta região. Podemos classificar os processos de falha segundo a forma ou tipo do movimento da seguinte maneira:

A.1 - Queda ou desprendimento (falls): Geralmente ocorre em taludes extremamente íngremes e são gerados pela ação da gra-vidade, ocorrendo com velocidades elevadas.

A.2 - Tombamentos: tipo de falha que associa rotação com bas-culamento de placas de material rochoso, causado pela ação da gravidade e/ou pelo efeito da poropressão gerada pela água que se infiltra nas juntas ou fendas dos blocos de rocha.

A.3 - Escorregamentos (slides): Superfícies cisalhantes bem defini-das, podem se formar dentro de maciços de rocha ou solo. Essas superfícies freqüentemente se assemelham a arcos, mas podem ser parcialmente planas. Os tipos de escorregamentos resultantes serão:

a - rotacionais: Em geral ocorrem com materiais homogê-neos, sendo a massa instável considerada rígida;

b - translacionais: Superfícies de ruptura plana, relaciona-da com regiões de baixa resistência (interface solo/rocha, falhas, estratificações, etc.) e com movimento contínuo;

Figura 01 - Queda ou desprendimento de bloco

Figura 02 - Escorregamentos rotacionais. Circular e não circular.

Figura 03 - Escorregamentos translacionais. A figura mostra uma su-perfície plana e paralela ao talude.

c - combinados ou compostos: Ocorrem em taludes natu-rais de solos não homogêneos, com superfícies de ruptura não lineares.

A.4 - Escoamento (flows): É o movimento contínuo de uma massa de solo, rocha e/ou detritos que envolve uma deformação interna muito maior que a de um deslizamento, com zona de ruptura bem definida.

Em solos coesivos a umidade deve estar acima do limite de liquidez caracterizando um comportando viscoso, caso contrário o movimento se caracterizará como escorregamento. Isso não ocorre em solos não coesivos, onde o escoamento pode ocorrer mesmo quando o solo estiver seco. Podem ser subdivididos em:

a - lentos (creep): Também conhecidos como fluência, ocorrem em materiais de comportamento plástico e se caracterizam por movimentos contínuos sem superfície de ruptura definida e sob tensões totais constantes. São ain-da classificados como: Rasos, Profundos, Progressivos, Pós Ruptura.

b - rápidos: São produzidos pela elevação da pressão neu-tra e redução da resistência ao cisalhamento, conhecido também como corrida, geralmente ocorre durante ou após períodos de chuvas. Se apresentam em forma de língua com espalhamento na base, sendo característicos de taludes suaves formados por materiais com comportamento de fluido pouco visco-so e sob condições não drenadas. Podem ser classificados como: Corridas de terra (flow slides), Corridas de lama (mudflow) ou Corrida de detritos (debrisflow).

2. MÉTODOS PARA A ESTABILIZAÇÃO DE TALUDES

A correta realização de um projeto de estabilização deve prever três etapas distintas e complementares, são elas: diagnóstico, solução e monitoramento [9].

Na etapa de diagnóstico deverão ser identificados todas as carac-terísticas do problema, bem como todos os dados necessários para a escolha da melhor solução, incluindo estudos geológicos e geotécnicos.”

É na etapa solução que as informações obtidas durante o diagnóstico serão transformadas em proposta técnica pois, na maioria dos casos, existem várias soluções para um mesmo pro-blema e a escolha entre estas deverá estar baseada em critérios técnicos e na otimização de custos.

Finalmente, após a definição da solução adotada deve-se verifi-car a necessidade de um sistema de monitoramento e para isso, sempre com base na solução adotada, devem ser definidos os instrumentos necessários(1) (pluviômetros, piezômetros, inclinô-metros, células de carga entre outros).

Como já mencionado, várias são as possíveis soluções para os problemas de estabilidade de taludes. A prática mostra que, para

qualquer tipo de problema, uma correta drenagem e a necessária proteção superficial sempre devem estar presentes, sendo em muitos casos a própria solução [9].

Como já mencionado, os projetos de obras de estabilização de taludes devem ser elaborados com base nos ensaios geotécnicos realizados e dados hidrológicos e deverão apresentar todos os elementos necessários à sua execução.

Os seguintes fatores condicionantes devem ser considerados na escolha da solução a ser adotada:

• Acesso;

• Altura do talude;

• Materiais disponíveis;

• Características dos solos;

• Presença de interferências;

• Situações do perfil projetado em relação ao existente;

• Meio ambiente;

• Desapropriações necessárias.

Devem ser previstas a execução de medidas corretivas nas áreas de risco e em locais que, durante o desenvolvimento do projeto geométrico e de terraplanagem, tenham sido consideradas neces-sárias para a obtenção da estabilidade dos maciços [11].

As soluções adotadas podem ser classificadas em uma ou mais das seguintes categorias [11]:

A - Obras de estabilização sem elementos de contenção:

A1 - Modificação da geometria do talude (retaludamento total ou parcial do solo ou rocha, desmonte de partes instá-veis, aterro estabilizante de pé de talude, dentre outros);

A2 - Modificação do regime geo-hidrológico (drenos sub-horizontais profundos, poços ou drenos verticais de rebaixa-mento de lençol freático, galerias de drenagem, trincheiras drenantes, dentre outros);

A3 - Melhoria da resistência ao cisalhamento do solo e de zonas de fraqueza em terrenos rochosos (injeção de calda de cimento com produtos químicos, preenchimento de fendas em talude rochosos com argamassas de cimento, dentre ou-tros);

B - Obras de estabilização com elementos de contenção:

B.1 - Estruturas de alvenaria ou concreto (muros de arrimo de peso, muros esbeltos de paramento inclinado na direção do talude, muros à flexão de concreto armado ou protendido, dentre outros);

B.2 - Estruturas chumbadas ou ancoradas (estruturas ancora-das na fundação, estruturas com ancoragem passivas em blo-cos ou placas verticais, cortinas com ancoragens injetadas e protendidas, dentre outros.); B.3 - Estruturas diversas e dispositivos de reforço e proteção do terreno:

• Telas de aço galvanizadas fixadas com chumbadores;

• Gunitagem com ou sem reforço de malha fixada;

• Chumbadores e tirantes protendidos em taludes rochosos;

• Estacas-raiz;

• Estacas-prancha;

• Gabiões;

• Estruturas em solo reforçado.

Figura 04 - Escorregamentos combinados.

(1) Literatura específica: Hanna (1985) e Dunnicliff (1988) [9].

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MACCAFERRI - Setembro / 2005

C - Obras de proteção contra processos indutores de instabili-dade:

• contra a erosão;

• de prevenção de deslizamentos;

D - Obras e outras medidas proteção contra os efeitos de ins-tabilidade:

• adoção de áreas de segurança junto à locais instáveis;

• estrutura de impacto para circunscrição de áreas de risco;

• anteparos em taludes rochosos;

• cortinas de impacto sucessivas em taludes rochosos. 3. SOLO REFORÇADO COM O SISTEMA TERRAMESH® A - Conceito de Solo Reforçado

A técnica de solo reforçado consiste na introdução de elementos resistentes à tração, convenientemente orientados, que aumen-tam a resistência do solo e diminuem a deformabilidade do maci-ço. Neste método, conhecido como reforço de solos, o comporta-mento global do maciço é melhorado à custa da transferência de esforços para os elementos resistentes (reforços).

Os solos possuem em geral elevada resistência a esforços de com-pressão, porém baixa resistência a esforços de tração. Quando uma massa de solo é carregada verticalmente, ela sofre deforma-ções verticais de compressão e deformações laterais de extensão (tração). Contudo, se a massa de solo estiver reforçada, os movi-mentos laterais são limitados pela reduzida deformabilidade do reforço. Esta restrição de deformações é obtida graças ao desen-volvimento de esforços de tração no elemento de reforço. A Figu-ra 05 ilustra o princípio básico do comportamento do solo refor-çado [9].

B - O Sistema Terramesh®

Com a intenção de diminuir os custos das obras de estabilização e contenção de taludes, a MACCAFERRI direcionou seus esforços na busca de novas técnicas construtivas que permitam utilizar as soluções disponíveis e obter economia com máxima segurança.

Assim nasceu o Sistema Terramesh®, baseando-se no principio do solo reforçado anteriormente exposto e na tecnologia desenvolvi-da no início dos anos 60 pelo Professor Henri Vidal conhecida mundialmente como “terre armée” (terra armada). Esta idéia pode ser encontrada na própria natureza, observando-se como o solo ganha resistência pela presença de raízes (fibras) inseridas ao longo de sua estrutura agindo como tensores. A Maccaferri apresenta a solução Terramesh® em duas formas distintas (Figura 06): Terramesh® System: Composto por reforços em malha hexagonal dupla torção associados a um paramento frontal formado pelas mesma malha e pedras, formando caixas (pode apresentar seu paramento na vertical ou escalonado).

Terramesh® Verde: Composto por reforços em malha hexagonal dupla torção associado a um paramento frontal formado pela associação da mesma malha a uma geomanta ou biomanta tridimensional e estruturada por uma segunda malha eletro-soldada acoplada a triângulos de aço (que definirão a inclinação do paramento - figura 07). É especialmente indicado para a cons-trução de taludes reforçados.

Figura 05 - Deformações em elementos de solo com e sem reforço (Abramento, 1998).

Figura 06 - Terramesh® System e Terramesh® Verde.

Figura 07 - Componentes dos elementos Terramesh® Verde.

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MACCAFERRI - Setembro / 2005

Figura 07 - Componentes dos elementos Terramesh® Verde.

Deformação

(a) Elemento de solo sem reforço.

σ 3

Situação inicial

Solo sem reforço Solo

deformado

σ 1

σ 3

Situação inicial Deformação

Solo com reforço Solo deformado

Reforço

(b) Elemento de solo com reforço

Situação final

Situação final

σ 1

SISTEMA TERRAMESH® TERRAMESH® SYSTEM TERRAMESH® VERDE

ELEMENTO TERRAMESH® SYSTEM ELEMENTO TERRAMESH® VERDE

A utilização de malhas hexagonais a dupla torção garante um reforço contínuo sobre o plano horizontal. Desta maneira se obtém armaduras longitudinais, contínuas e se alcança a mobili-zação não só do atrito contra a superfície do fio metálico, mas sobretudo as propriedades mecânicas de travamento e corte en-tre as partículas do material de aterro. Isto se deve à grande di-mensão da abertura hexagonal da malha quando comparada ao diâmetro do fio, que se traduz num aumento geral da resistência do reforço, o que não ocorre com materiais que fornecem resis-tência somente por atrito.

Além destas características, a estrutura Terramesh®, quando con-cluída, apresenta uma série de vantagens que as tornam únicas:

• A flexibilidade que garante à estrutura a capacidade de acom-panhar os assentamentos do terreno de apoio, mantendo a sua integridade estrutural;

• A permeabilidade do paramento externo que garante a dre-nagem do terreno;

• A simplicidade construtiva que permite que uma estrutura Terramesh® seja executada manualmente, com instalações e equipamentos mínimos (aqueles necessários para a constru-ção de um aterro compactado), mesmo nas regiões mais inós-pitas. O elemento Terramesh® permite a realização do para-mento externo e a armadura de reforço de forma contínua;

• A versatilidade, que permite a construção de estruturas com paramento externo vertical, inclinado ou em degraus segundo a necessidade.

• Buscando minimizar o impacto ambiental é possível inserir, durante a construção da estrutura Terramesh®, mudas de espécies vegetais nativas ou no caso do Terramesh® Verde a aplicação de hidro-semeadura sobre o paramento da estrutu-ra recém construída;

• Segurança estrutural em caso de incêndio nas proximidades da estrutura (devido à presença da malha de aço);

• Fonoabsorvência do paramento externo (18 a 28 decibéis).

É importante destacar que uma detalhada série de provas de tra-ção foram realizadas com o objetivo de obter dados reais sobre a capacidade de ancoragem relacionado com diferentes tipos de solos, camadas de aterro sobrepostas e comprimentos de ancora-gem.

As provas mostraram que a capacidade de ancoragem desenvolvi-da pela malha hexagonal se dá devido à ação combinada do atri-to, corte e travamento mecânico das partículas.

O atrito se manifesta na superfície dos arames e está relacionada com o ângulo de atrito interno do material de aterro, compacta-ção e pressão efetiva.

O corte surge devido ao formato tridimensional da malha, a qual confina em seu interior uma porção do aterro (figura 08). Este fenômeno pode ser observado em caso de movimentos relativos

solo-painel de malha), onde a malha ao deslizar tende a mover o solo, mobilizando assim sua resistência ao corte.

O travamento tem um papel importante quando uma grande porcentagem do aterro esta graduado em uma faixa entre 10 a 15 vezes o diâmetro do arame. Uma vez realizadas as provas de tração com vários tipos de aterros com tais características se ob-servou um notável aumento da capacidade de ancoragem.

É importante assinalar que a resistência à tração na direção das torções é maior do que na direção oposta, por tanto os painéis de malha devem ser sempre colocados de tal forma que a direção das torções forme um ângulo reto com a face frontal da estrutu-ra.

A malha hexagonal a dupla torção, é bem conhecida por sua flexibilidade, mas quando está confinada em um aterro compac-tado, seu comportamento é diferente daquele ao ar livre. Embora mantenha suas características de flexibilidade na direção normal, na longitudinal o solo detém o alongamento da malha. Isto per-mite a colocação da malha sobre superfícies irregulares e também em casos de recalques diferenciais do aterro não há sobrecarga na malha, como se observa nos tensores rígidos e nos elementos soldados. O solo contém lateralmente a malha e não são necessá-rios alongamentos da mesma para que esta desenvolva toda a carga de trabalho.

As provas realizadas demonstraram que, quando a capacidade de ancoragem supera a resistência à tração da malha, a falha por ruptura tem lugar sem deformações significativas do painel de reforço.

É imprescindível que os painéis de malha hexagonal usados como reforço sejam galvanizados e revestidos com PVC (Plastificados). Esta recomendação está baseada no fato de que, embora não exista diferença significativa entre as capacidades de ancoragem de uma malha galvanizada e uma plastificada, esta última garan-te uma durabilidade e segurança muito maior ao Sistema Terramesh® já que assegura uma completa proteção da malha contra eventuais processos de corrosão que poderiam ocorrer. C - Ensaios Realizados Um projeto envolvendo materiais geossintéticos deve considerar três tipos de propriedades: propriedade requerida, propriedade índice e propriedade funcional (Vidal et al, 1999) [14].

A propriedade requerida está associada ao valor da função espe-cificada no projeto para efeito de dimensionamento. Os produtos capazes de atender às propriedades requeridas podem ser poste-riormente submetidos a ensaios, para possibilitar o dimensiona-mento final.

As propriedades índice são obtidas a partir de ensaios de caracte-rização e geralmente são fornecidas pelo fabricante. Estas propri-edades são inerentes ao produto e não consideram as condições de utilização do geossintético. Os ensaios de caracterização têm como objetivo determinar as características básicas do produto e possuem procedimentos estabelecidos em norma, tratando-se, em geral, de ensaios rápidos e simples.

A propriedade funcional deve levar em consideração o tipo de solicitação imposta na obra e as condições de utilização do geossintético. Esta propriedade representa o comportamento do geossintético sob as condições de utilização impostas pela obra e permite considerar a interação com o meio adjacente.

A propriedade funcional (TD) de um determinado geossintético pode ser determinada pela razão entre a propriedade índice (TB) e o fator de redução total (fT). O fator de redução total (fT) é dado pelo produto dos fatores de redução parciais, definidos por fun-ção e tipo de aplicação [12].

Figura 08 - Esquema do Intertravamento da malha com o solo.

MACCAFERRI - Julho / 2005

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Com base nas considerações antes mencionadas, a resistência de projeto dos reforços é dada por:

TD = TB/fT onde: TB = propriedade índice do material a ser usado no projeto; TD = propriedade funcional do material a ser usado no projeto; fT = fator de redução total para o material. Para poder definir as características de resistência e de ancora-gem da malha hexagonal a dupla torção no solo, e ao mesmo tempo o comportamento estrutural da obra Terramesh®, foram efetuadas repetidas séries de testes, seja em amostras de malha (Universidade New South Wales em Canberra - Australia - 1990, STS Consultant Lab. em Chicago - USA - 1989, Bathrust - Clara-but Geotechnical Testing Inc. - Canada - 2001), seja sobre estru-turas de dimensões reais (F.H.W.A - Federal Higway Adminis-tration - Chicago - EUA - 1989, Ismes Geo - Itália - 2002).

As análises consideraram dois aspectos diferentes:

• capacidade de ancoragem;

• resistência da armadura quando confinada.

Nas análises para verificação, cada reforço é simulado através de uma força cuja intensidade é igual ao mínimo entre a carga de ruptura e a de arrancamento do reforço. Na eminência do colap-so, tem-se:

• Se os reforços estão pouco ancorados, o mecanismo cinemá-tico lhes causa o arrancamento e, nesta condição, os reforços são simulados pela sua força de ancoragem;

• Se os reforços estão bem ancorados, o mecanismo cinemático rompe os reforços que, nesta situação, são modelados através de sua resistência à tração reduzida pelo fator de redução total (fT).

C.1 - Ensaio de arrancamento:

A capacidade de ancoragem é obtida experimentalmente através de ensaios normalizados, o que permite que os resultados sejam utilizados de maneira padronizada na análise, verificação e di-mensionamento de estruturas em solo reforçado.

A força máxima necessária para arrancar o reforço Fpo é dada por:

Fpo = 2.σv.L.W.μ.tg.ϕ onde:

ϕ = Ângulo de atrito do aterro estrutural; μ = Fator de interação entre o aterro estrutural e o reforço; L = Comprimento embutido do reforço; W = Largura do reforço; σV = Pressão vertical.

Dos ensaios de arrancamento foram obtidos os seguintes fatores

de μ para a malha do Sistema Terramesh®, quando inserida no solo:

C.2- Ensaio de Carga - Resistência da malha:

Em muros, taludes e certos tipos de fundações reforçadas, a carga de projeto é considerada como sendo constante ao longo da vida da estrutura. Conseqüentemente a resistência de projeto para o reforço (de qualquer natureza) deve estar baseada na resistência necessária ao final da vida útil da estrutura.

A resistência de projeto do reforço pode ser governada pelo estado limite último de colapso ou pelo estado limite de servicea-bilidade.

Uma distinção clara deve ser feita entre reforço de fundação de aterros sobre solos moles e os reforços de muros, taludes e fundações de aterros especiais (ex. reforço de base de aterros estaqueados). Para aterros sobre solos moles a máxima carga de projeto (TB) ocorre ao final da construção na hipótese (crítica) de que não há consolidação do solo de fundação durante esta etapa, a partir daí o ganho de resistência (consolidação) do solo de apoio faz com que a carga de projeto se reduza com o tempo. Já para os muros e taludes, a carga de projeto (TB) deve ser considerada constante ao longo da vida útil da estrutura, sendo igual à resistência de projeto, que prevalece até o final da vida útil da estrutura. C.2.1 - Resistência nominal e Resistência de Projeto do reforço

O valor de TB para o reforço metálico deverá ser calculado com base na resistência última do reforço em sua seção transversal ou por um reconhecido método para ensaio de ruptura a tração. Para o Terramesh® a referencia são os ensaios feitos de acordo com a ASTM A-975 “Gabiões e colchões Reno em malha hexago-nal de dupla torção”, que leva em conta, as características geo-métricas da malha de arame de dupla torção.

Com base nos ensaios de resistência a tração executados no CTC, Denver-USA de acordo com a ASTM A-975, para a malha tipo 8X10 fabricada a partir de arames BTC revestidos com material plástico e no diâmetro 2,70mm, foi encontrado o seguinte valor médio para sua resistência nominal à tração:

TB = 50,11 kN/m Como mencionado anteriormente, para a determinação da resis-tência de projeto do reforço (TD) deve ser imposto um fator de redução total (fT) à resistência nominal do material. Tal fator de redução total (fT) é dado pelo produto de fatores de redução parciais (fm), os quais, para o Terramesh®, serão definidos a se-guir. C.2.2 - Fatores Parciais e de Fluência Fatores parciais (fm) são atribuídos ao material de reforço, redu-zindo sua resistência; além disso, deve ser considerado o fenôme-no de fluência dos materiais (creep). Portanto, um fator de fluên-cia deve também ser aplicado à resistência nominal do reforço (TB), tem-se então:

TD = TB / (fcreep . fm)

onde: TB = resistência nominal do material de reforço; TD = resistência de projeto; fcreep = fator de fluência (creep); fm = fator de redução parcial para o material.

ARGILA SILTE AREIA AREIA GROSSA

0.30 0.50 0.65 0.90 ARGILA SILTE AREIA AREIA GROSSA

0.30 0.50 0.65 0.90

Figura 09 - Simulação dos reforços no Sistema Terramesh®.

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1 - Fator de fluência (creep), fcreep

A fluência pode ser definida como a aptidão de um material ao alongamento, quando submetido a um carregamento estático de longa duração [12]. A magnitude das deformações por fluência depende da composição do material que forma o reforço e da sua estrutura molecular.

O reforço, quando submetido a uma carga de tração constante, leva um determinado intervalo de tempo para atingir a ruptura por fluência.

A resistência do reforço a ser utilizada no dimensionamento de um aterro reforçado deve ser baseada na expectativa da resistên-cia do material ao final da vida útil da obra.

Em geral, o fator de redução por fluência é definido pela razão entre a carga de ruptura convencional (obtida em ensaios de tração simples) e a carga que leva à ruptura do reforço por fluên-cia.

O nível de fluência de um material está diretamente relacionado à porcentagem de carga máxima a que ele está submetido e à tem-peratura ambiente (Bush, 1990). Para muitos polímeros, tempera-turas ambiente (10° a 30°) coincide com sua fase visco-elástica, assim, o creep se torna uma consideração significante na avalia-ção da capacidade de carregamento dos geossintéticos poliméri-cos a longo prazo.

Para o aço, cuja temperatura de transição (em que o comporta-mento visco-elástico começa) é maior que 500° C, o creep é des-prezível e se pode então assumir:

fcreep = 1,0 2 - Fator parcial para o material, fm O fator parcial para o material de reforço fm, é composto por vários subfatores, a saber:

fm = fm11 x fm12 x fm21 x fm22

onde: fm11 = fator relacionado ao processo de fabricação; fm12 = fator relacionado à extrapolação de dados; fm21 = fator relacionado aos danos causados durante o processo

de instalação; fm22 = fator relacionado aos efeitos ambientais no produto.

As considerações, a seguir, estão baseadas na norma britânica BS 8006. Descrevem-se, a seguir, os subfatores e seus valores para o Sistema Terramesh®. 2.1 - fm11 - Fator relacionado à fabricação do produto Este fator é uma combinação de situações:

• Se existe ou não uma norma para: especificação, fabricação e ensaio controlado da matéria-prima usada na fabricação do reforço (fm111).

• Se existe ou não uma norma para fixar as dimensões e tole-râncias do produto fabricado (fm112).

2.1.1 - fm111

Seguindo o processo requerido para reforços poliméricos (para levar em conta a real distribuição dos resultados), a referência é feita para a resistência nominal (correspondendo ao 95º valor percentual).

A resistência nominal média, fm111 é determinada da seguinte forma:

fm111 = 1 + 1,64.σ μ - 1,64.σ

onde: μ = resistência base média do reforço = 50,11 kN/m; σ = desvio padrão da resistência base do reforço = 2,301.

Determina-se então:

fm111 = 1,081

Adicionalmente, são empregados controles e procedimentos apropriados que garantam a qualidade. A Maccaferri é certificada pela ISO 9001:2000.

2.1.2 - fm112

Como a resistência nominal do reforço depende das tolerâncias na seção transversal nominal, e também da tolerância do diâme-tro do arame, um fator maior que a unidade tem que ser usado.

Como as tolerâncias no arame de diâmetro 2,7mm são + 0,06mm (como mostrado na ABNT 8964 e EN 10223-3 Tabela 1), a taxa correspondente entre a área nominal (5,72mm2 para um diâmetro 2,7mm) e a área mínima (5,47mm2 para um diâmetro 2,64mm) é 1,04 e finalmente se obtém:

fm112 = 1,04

Deste modo, tem-se:

fm11 = fm111 x fm112 = 1,081 x 1,04 = 1,124 2.2 - fm12 - Fator relacionado à extrapolação de dados

Este fator é considerado devido à necessidade da extrapolação dos dados ensaiados e cobre a combinação referente a:

• Avaliação de dados disponíveis a fim de se obter um valor estatístico (fm121);

• Extrapolação deste valor estatístico acima do tempo de vida de serviço requerido (fm122).

2.2.1 - fm121

Representa uma medida da confiabilidade nos dados disponíveis que deverão ser subseqüentemente extrapolados. Para grandes quantias de dados disponíveis ao longo de um grande intervalo de tempo, uma análise estatística permitiria o uso de um valor unitário 1,0 para fm121.

Para os reforços Terramesh®, devido aos testes extensos e com-pletos levados a cabo durante muitos anos e devido ao processo de qualidade industrial, pode-se assumir:

fm121 = 1,0 2.2.2 - fm122

Envolve a extrapolação dos dados disponíveis (ensaiados) ao longo de um grande intervalo de tempo (além do período de ensaio), alcançando a vida de serviço exigida para a estrutura.

Para os reforços Terramesh®, pode ser adotado um valor de 1,05, devido aos mais de 100 anos de experiência na aplicação de ma-lha metálica hexagonal de dupla torção.

fm122 = 1,05


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2.3 - fm21 – Fator relacionado aos danos de instalação

Este fator parcial, relacionado com os danos de instalação, visa prever as seguintes situações:

• Efeitos de curto prazo gerados por danos ocorridos antes e imediatamente depois da instalação, fm211

• Efeitos de longo prazo gerados pelos efeitos dos danos de curto prazo, fm212

2.3.1 - fm211

O revestimento Galfan® dos arames de aço normalmente não são danificados durante o processo de construção, não gerando efei-tos de curto prazo, sempre que o material utilizado para o aterro estrutural estiver de acordo com as normas para este tipo de es-trutura.

A proteção oferecida pelo revestimento Galfan® é um processo químico que afeta o metal a proteger e não um revestimento como o epoxi ou uma pintura; este tipo de revestimento cria um processo eletroquímico para se auto regenerar.

Além disso, os reforços do Terramesh® são providos de um reves-timento em material plástico que é extrudado na superfície dos arames de aço.

Devido a este revestimento, de dupla proteção, nos arames de aço, pode-se assumir um valor igual à unidade (1,0) como fator parcial.

fm211 = 1,0

2.3.2 - fm212

Efeitos de longo prazo podem ser evidentes ao longo do tempo, onde os danos de curto prazo tenham causado concentração de tensões nos reforços. Tais efeitos podem ser ampliados em ambi-entes quimicamente agressivos.

Ensaios para avaliar danos durante a instalação(2) têm sido exten-sivamente executados com diferentes tipos de solo.

Um valor máximo de 1,165 pode ser adotado para os reforços Terramesh®, associando a este valor a pior graduação de solo para um aterro estrutural (0-60mm) normalmente considerado nestes ensaios. Valores além desses (até 0-200mm) são aceitáveis desde que camadas de proteção sejam colocadas antes e logo em seguida à colocação do reforço revestido em PVC, para evitar danos a este revestimento. Um resumo dos resultados dos ensai-os são mostrados na tabela que segue.

Para solos graduados dentro da faixa citada, podem ser adotados valores intermediários entre 1,05 e 1,165:

fm212 = 1,05 até 1,165

Assim, tem-se:

fm21 = fm211 x fm212 = 1,0 x (1,05 ou 1,165) = 1,05 ou 1,165

2.4 - fm22 - Fator relacionado aos efeitos ambientais ao produto

Fator parcial que considera qualquer efeito prejudicial que possa

ser gerado pelo solo no qual o reforço foi inserido, com atenção especial para ações químicas.

O revestimento plástico, presente nos reforços Terramesh®, usados para proteger os arames de aço não esta sujeito a esfor-ços de tração particulares, porque é muito mais deformável que a alma de aço do arame. O plástico é desenvolvido para ser quimi-camente inerte, não sendo atacado mesmo quando usado em ambientes caracterizados por pH maior que 2,5. Sob essas condi-ções, pode-se então assumir um valor de 1,05 para os reforços do Terramesh® com relação aos problemas de agressividade do meio em que esta inserido.

fm22 = 1,05 3 - CONCLUSÃO: A tabela a seguir resume os fatores parciais adotados pela Maccaferri nos cálculos de verificação e dimensionamento das estruturas em solo reforçado com o sistema Terramesh® e que também está implementado no programa Macstars® 2000:

Portando a resistência de projeto a longo prazo será (de acordo com a norma BS 8006 – Anexo A) igual a: Para argila, silte, areia: TD = TB / fcreep.fm = 50,11/1,30 = 38,5 kN/m Para areia grossa: TD = TB / fcreep.fm = 50,11/1,44 = 34,8 kN/m

TERRAMESH® 8x10/2.7 mm

Fator Relativo a Valor OBS.

fcreep Creep

(fluência) 1,0

Comportamento do aço não consi-

dera Creep

fm111 Controle de qualidade 1,081

Resistência base média

fm112 Tolerância na industrializa-

ção 1,04 Tolerância da seção

transversal

fm121 Confiança nos dados disponí-

veis 1,00 Certificado ISO

9001:2000

fm122

Confiança na extrapolação para vida de

projeto

1,05 Dados avaliados para 100 anos

fm211

Efeito a curto prazo para

danos de ins-talação

1,00

Não considera efei-to a curto prazo

para danos de ins-talação

fm212

Efeito a longo prazo para


1,05 - 1,165 Revestimento em

PVC

fm22 Degradação

química, bioló-gica e UV

1,05

Alta estabilidade do revestimento PVC

fT 1,30 - 1,44

TERRAMESH® 8x10/2.7 mm

Fator Relativo a Valor OBS.

fcreep Creep

(fluência) 1,0

Comportamento do aço não consi-

dera Creep

fm111 Controle de qualidade 1,081

Resistência base média

fm112 Tolerância na industrializa-

ção 1,04 Tolerância da seção

transversal

fm121 Confiança nos dados disponí-

veis 1,00 Certificado ISO

9001:2000

fm122

Confiança na extrapolação para vida de

projeto

1,05 Dados avaliados para 100 anos

fm211

Efeito a curto prazo para


1,00

Não considera efei-to a curto prazo

para danos de ins-talação

fm212

Efeito a longo prazo para


1,05 - 1,165 Revestimento em

PVC

fm22 Degradação

química, bioló-gica e UV

1,05

Alta estabilidade do revestimento PVC

fT 1,30 - 1,44

Aterro Tamanho da

partícula (mm) # danos (por m2) fm212

Siltes e argilas < 0,06 0 1,050 Areias 0,06 – 2 0 1,050

Areias grossas 2-60 4 1,165

(2) Recomenda-se consultar a BS 8006:1995, em seu Anexo D.

7


D - Processo Construtivo

A montagem e o enchimento dos elementos Terramesh® é execu-tado de acordo com as instruções indicadas nos anexos:

01 - Como colocar o Terramesh® System (pg. 25 e 26);

02 - Como colocar o Terramesh® Verde (pg. 27).

Quando uma camada de elementos Terramesh® é preenchida e fechada (seguindo os mesmos procedimentos utilizados para o enchimento dos gabiões), novos elementos Terramesh® vazios (camada subseqüente) são posicionados sobre estes, interpondo seu pano de malha de reforço entre as camadas de solo compac-tado, com seu comprimento se estendendo desde a face externa da estrutura até estar suficientemente ancorado na zona resisten-te do maciço estrutural.

Os elementos Terramesh® superior e inferior se vinculam seguin-do um procedimento regular de costura. Tal costura deverá ser realizada ao longo de todas as arestas em contato de maneira contínua (apenas no paramento frontal).

É importante recordar que a malha deve ser colocada com as torções na direção normal à face da estrutura.

Para evitar a perda o material fino do aterro através dos vazios dos elementos Terramesh®, se recorre a um filtro de solo gradua-do ao tardoz destes, que deve ser executado durante o lança-mento do aterro. Como alternativa pode-se utilizar um filtro geo-têxtil não-tecido nesta interface.

O aterro estrutural deverá ser constituído por solo de boa quali-dade (bem selecionado), com ângulo de atrito e poder drenante elevados, e sobretudo, devem ser previstas obras complementares que garantam que suas características se manterão inalteradas ao longo do tempo.

O lançamento e a compactação do aterro são efetuadas empre-gando as técnicas, equipamentos e mão de obra tradicionais e de acordo com as especificações locais para construções do gênero.

Com base nos resultados obtidos nas provas executadas junto ao Transport & Research Laboratory (D.O.T. - UK) e em Chicago (EUA) pela F.H.W.A (Federal Higway Administration, 1989), iden-tificou-se um campo de valores granulométricos mínimos e máxi-mos aconselhável para o aterro estrutural. Os valores de granulo-metria examinados vão desde os materiais mais finos, com granu-lometria inferior ou igual a 0,02mm (percentual Não superior a 10%), a pedras de maiores dimensões (até 200mm).

Os resultados obtidos nas provas mostraram que uma granulome-tria variável de 0,02mm até 6mm (percentual que passa de 100%) representa, em geral, valores ótimos para o material de aterro.

A utilização de materiais granulares selecionados com as especifi-cações mencionadas a princípio garantem as características de ancoragem da malha mesmo nos casos de variação da umidade do solo. De qualquer maneira são admissíveis materiais que não correspondam à classificação apresentada anteriormente, porém com capacidade de garantir as características de ancoragem e durabilidade para os reforços.

Além disso é importante avaliar a possibilidade de se utilizar, para o aterro, materiais do próprio local, eventualmente misturando-os com outros de melhores qualidades (areias, pedriscos, estabilizan-tes químicos, etc.) sempre que este seja parcialmente idôneo.

O elemento determinante para a avaliação da resistência e do poder de ancoragem da malha é o ângulo de atrito interno do solo a ser utilizado no aterro, o qual se aconselha que não seja inferior aos valores mínimos de 28º a 30º.

A adoção de práticas adequadas na execução dos aterros garanti-rão que as características e comportamento esperados para o maciço reforçado sejam aqueles estimados na fase de projeto, de forma geral a constituição do aterro, deve contemplar as seguin-tes etapas [16]:

• correta escolha da jazida, que deve ser função do tipo de solo, volume a ser extraído e localização;

• tratamento prévio dos solos na jazida, ou seja, os solos devem apresentar umidades próximas à faixa especificada, destorroa-dos e homogeneizados;

• limpeza do terreno no preparo da fundação com remoção da vegetação e suas raízes, eventuais entulhos ou “bota-foras” e retiradas de solos com matéria orgânica, turfosos e solos mui-to micáceos;

• estocagem do solo superficial e do solo com matéria orgânica para posterior utilização na fase final da execução do aterro, de forma a tornar o aterro mais fértil e menos susceptível às erosões superficiais;

• preparação da superfície de contato entre o terreno natural e o aterro, quando inclinado (inclinação superior a 1 V:3 H) em forma de degraus, de modo a garantir perfeita aderência, impedindo a formação de superfícies preferenciais de desliza-mento;

• implantação de um sistema de drenagem (superficial, sub-superficial e profundo quando necessário) evitando que sur-gências d’água, superfície freática elevada ou a possibilidade de que infiltrações significativas venham a produzir a satura-ção do maciço;

• execução do aterro, compactando-se o solo em camadas de espessuras compatíveis com o equipamento utilizado (sapos, placas, rolos compactadores, etc.), geralmente não superiores a 25 cm e espalhadas ao longo de toda a superfície. A com-pactação da faixa de solo em contato com os elemento Terra-mesh® (faixa de 1,0m medida a partir da face posterior dos elementos) deve ser realizada usando-se compactadores ma-nuais (tipo sapo, placas, etc.). Para a compactação da parte restante, devem ser usados compactadores maiores e proces-sos convencionais.

• especificamente para a solução Terramesh Verde®, a camada de solo em contato com o paramento frontal deverá apresen-tar características que permitam o crescimento da vegetação;

• controlar a qualidade das camadas compactadas, consideran-do basicamente três itens que são: controle visual, controle geométrico de acabamento e um controle que permita medir desvio de umidade e o grau de compactação;

• implantar o sistema de drenagem e proteção superficial.

O aterro deve ser realizado à medida que a estrutura de conten-ção é construída, ou seja, à medida que a estrutura sobe (camada sobre camada de elementos) o aterro deve ser lançado e compac-tado ao seu tardoz.

O aterro, como já mencionado, é lançado em camadas até atingir a altura dos elementos já instalados e preenchidos, isto feito é retomada a montagem e instalação dos elementos Terramesh® segundo os critérios descritos nos anexos 01 e 02. Tal seqüência é repetida até completar a altura total da estrutura prevista no projeto.


8

E - Metodologia proposta para o dimensionamento.

A seguir será demonstrada a metodologia de cálculo para a verifi-cação de uma estrutura em solo reforçado com o Terramesh® System, tendo como principal fonte de dados as características intrínsecas desta solução.

No dimensionamento de estruturas de contenção, os empuxos laterais de solo são os elementos mais significativos para uma análise de estabilidade, sendo estes gerados pelo peso próprio do solo ou pelas sobrecargas aplicadas sobre ele.

Os empuxos podem ser de três tipos bem distintos: ativo, passivo e em repouso, porém no caso de análises de estruturas de con-tenção os empuxos relevantes do ponto de vista de projeto são: o ativo e o passivo. A fim de entender claramente a atuação de cada um desses esforços, pode-se definir:

Empuxo Ativo: É a pressão limite entre o solo e o muro produzido quando existe uma tendência de movimentação no sentido de “expandir” o solo horizontalmente.

Empuxo Passivo: É a pressão limite entre o solo e o muro produzi-do quando existe uma tendência de movimentação no sentido de “comprimir” o solo horizontalmente.

Considerando que a estrutura de contenção funciona como um paramento que confina o solo, tem-se que a situação mais crítica ocorrerá quando houver o mínimo deslocamento desse paramen-to e a máxima mobilização da resistência do solo, ou seja, a situa-ção em que ocorre a aplicação do empuxo ativo sobre o muro (Figura 10). Existem vários métodos para a determinação do empuxo entre eles:

• Método de Rankine;

• Método de Coulomb;

• Análise do equilíbrio limite;

• Métodos Numéricos.

Dentre os métodos citados a análise do equilíbrio limite se desta-ca pelo fato de utilizar parâmetros conhecidos e de fácil determi-nação, além de abranger as limitações dos métodos de Rankine e de Coulomb.

O método do equilíbrio limite consiste na consideração de várias posições para a possível superfície de ruptura e para cada uma delas determina o valor do empuxo pelo equilíbrio de forças (figura 11). Com isso é possível determinar a posição crítica da superfície de ruptura e o empuxo máximo correspondente (figura 12).

Para se determinar o ângulo crítico (ρcrit), segundo o máximo Empuxo ativo atuante sobre a estrutura, deverá ser respeitado o equilíbrio de forças de acordo com o diagrama mostrado na figura 13.

A partir do equilíbrio de forças é possível obter a seguinte equa-ção:

(1)

Figura 10 - Gráfico Tensão x Deslocamento.

β =

ρ

Figura 11 - Variação da superfície de ruptura em função do ângulo crítico.

Figura 12 - Variação do Empuxo Ativo em função do ângulo crítico.

Figura 13 - Diagrama que mostra o equilíbrio de forças do sistema.

( ) ( )( )φδρα

ϕρ−−+

−+=

cossin.QPEa

9


ρ−φ−α

90−φ

−α

90−δ+α+φ−ρ

α φ

δ

Onde o valor de ρ varia em função do segmento BC do triângulo ABC. O mesmo acontecendo com o valor P (peso da massa de solo) que varia de acordo com a área desse triângulo. A partir daí é possível obter as seguintes equações:

(2)

(3)

Na análise proposta, estima-se a presença de uma sobrecarga uniformemente distribuída sobre o terrapleno e pelo método do equilíbrio limite, deve ser adicionada, ao peso da cunha de solo formada pela superfície de ruptura, a porção da carga distribuída que se encontra sobre ela (figuras 14 e 15).

Quanto ao ponto de aplicação do empuxo, pode-se obtê-lo sepa-rando o efeito do solo do efeito da sobrecarga. Através de linhas paralelas à superfície de ruptura, uma passando pelo centro de gravidade da massa de solo e outra pelo ponto de aplicação da força resultante da carga distribuída, obtém-se o ponto de aplica-ção do empuxo devido ao solo e a carga, respectivamente (figura 15).

A partir do ponto de aplicação do empuxo devido à carga e ao solo é possível, através de uma média ponderada, determinar o ponto de aplicação do empuxo ativo resultante.

Com relação ao empuxo passivo sua contribuição ocorrerá nos casos em que a estrutura se apresentar engastada, porém deverá ser empregado com critério, pois caso seu valor entre como con-tribuinte na estabilização da estrutura de contenção, sua presen-ça deverá ser assegurada ao longo do tempo. Isso porque, nos casos em que esse engaste acidentalmente seja removido, haverá comprometimento da estabilidade da estrutura de contenção.

Como o empuxo passivo, em geral, corresponde a solicitações bem inferiores àquelas dos empuxos ativos, admite-se a utilização de métodos mais simples (Rankine) para sua determinação, sem o comprometimento da acurácia dos resultados :

(4)

onde: Kp é o coeficiente de empuxo passivo:

(5)

De posse da componente do empuxo ativo atuante, seu valor e posição, é possível realizar as verificações externas:

• Verificação contra o deslizamento;

• Verificação contra o tombamento;

• Pressões aplicadas à fundação. Verificação contra o deslizamento

A estrutura tende a deslizar em relação à fundação sobre a qual esta apoiada, no sentido do carregamento, devido a aplicação do empuxo ativo (figura 16). Nesse caso haverá uma força resistente disponível atuante na base da estrutura contraria a tal movimen-to, mais a componente do empuxo passivo, caso a estrutura este-ja engastada, a fim de contrapor o deslizamento.

A força resistente disponível é definida como: T = N.tanδ* (6) onde: N = componente normal ao sistema de forças; δ* = ângulo de atrito entre solo de fundação e a base da estrutu-

ra. A Normal é a somatória das forças verticais existentes no sistema. Sendo assim, tem-se:

(7)

onde: L = comprimento de reforço da estrutura de contenção; W = peso próprio do bloco reforçado (paramento frontal + massa

de solo reforçado); q = carga distribuída sobre o terrapleno.

2.

____BCHP ⋅

= γ

⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛

⋅+=

αρ

tanarctan ____

HBC

H

Figura 14 - Diagrama que mostra a inserção da carga ao equilíbrio de forças do sistema.

Figura 15 - Diagrama que mostra as retas paralelas que determinam o ponto de aplicação do empuxo devido ao solo e à carga, respectivamente.

pp KHE ...21 2γ=

ϕϕϕπ

sin1sin1

24tan 2

−+

=⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +=pK

( )αδ −+⋅+= sin.aELqWN

Figura 16 - Deslizamento do bloco reforçado sobre a fundação.


90−φ

−α

90−δ+α+φ−ρ

ρ−φ−α

α φ

δ

10

Para uma estrutura em solo reforçado é possível adotar δ* = φ (ângulo de atrito do solo de fundação) e obter o valor da força resistente disponível T.

De posse de todas as forças atuantes no sistema, pode-se definir o fator de segurança contra o deslizamento, como sendo a razão entre a somatória das forças estabilizantes e aquelas desestabili-zantes do sistema.

Somatória das forças estabilizantes:

ΣFest = T + Ep (8)

Somatória das forças desestabilizantes:

ΣFdes = Ea.cos(δ−α) (9)

Fator de segurança contra o deslizamento:

FS = ΣFest / ΣFdes (10) Verificação contra o tombamento

O tombamento da estrutura de contenção poderá ocorrer quan-do o bloco reforçado tender a rotacionar em relação a um ponto de giro (A) posicionado na parte frontal inferior da estrutura (figura 17) ou seja, o momento do empuxo ativo em relação ao ponto “A” situado no pé do muro supera o valor do momento do peso próprio da estrutura somado ao momento do empuxo passivo. Esse tipo de análise considera o bloco de solo reforçado como um maciço rígido e como se a fundação não se deformasse no momento do giro. Isso em verdade não ocorre porque, para que haja uma rotação do bloco reforçado, é necessário que a fundação entre em colapso devido às cargas aplicadas .

Define-se fator de segurança contra o tombamento como a razão entre a somatória dos momentos estabilizantes e aqueles desesta-bilizantes determinados em relação ao ponto “A” chamado “fulcro de tombamento”[17].

Para determinar os braços de giro das forças atuantes sobre a estrutura é necessário conhecer o ponto de aplicação de cada uma delas, em geral o centro de gravidade.

Somatória dos momentos estabilizantes:

ΣMest =PG.XG + PB.XB + Ea.sen(δ−α).XEa + q.L.XQ + Ep.yEp (11)

onde: PG = peso do paramento frontal (elementos Terramesh®); XG = coord. X do centro de gravidade do paramento frontal; PB = peso do maciço de solo reforçado; XB = coord. X do centro de grav. do maciço de solo reforçado; XEa = coord. X do ponto de aplicação do empuxo ativo; q = carga distribuída;

L = comprimento do reforço; XQ = coord. X da resultante da carga distribuída nos reforços; Ep = empuxo passivo; yEp = coord. Y do ponto de aplicação do empuxo passivo.

Somatória dos momentos desestabilizantes: ΣMinst = Ea.cos(δ−α).yEa (12) onde:

yEa = Coord. Y do ponto de aplicação do empuxo ativo Fator de segurança contra o tombamento:

FS = ΣMest / ΣMinst (13) Pressões aplicadas à Fundação Esta verificação é necessária para analisar as pressões que são aplicadas na fundação pela estrutura de arrimo. As pressões não devem ultrapassar o valor da capacidade de carga do solo de fundação, evitando seu colapso (figura 18).

Através do equilíbrio de momentos atuantes sobre a estrutura de contenção, pode-se determinar o ponto de aplicação da força normal “N” .

e = B / 2 - [ ( Mest ) - ( Mdesest ) ] / N (14)

Esta força normal é a resultante das pressões normais que agem na base da estrutura de arrimo. Para que estas pressões sejam determinadas, a forma da distribuição delas deve ser conhecida. No caso da estrutura em solo reforçado, pode-se admitir uma distribuição de pressão constante, devido a ao fato de possuir uma fundação flexível e passível de suportar pequenas deforma-ções. Portanto, determina-se a base sobre a qual atuará essa pressão segundo as seguintes condições:

Br = B e < 0

Br = B – 2 e e > 0

Então, é possível calcular a pressão média equivalente (pmeq) atu-ante na fundação, pela equação:

pmeq = N / Br (15)

De posse da pressão última que suporta o solo de fundação, de-termina-se o fator de segurança, que será a relação entre a pres-são última e a pressão média equivalente gerada pela estrutura: FS = pu / pmeq (16) Figura 17 - Giro do bloco reforçado em relação a um ponto fixo.

Figura 18 - Pressão do bloco de reforço aplicado sobre a fundação.

A

11


Verificação da estabilidade interna

Nas análises de estruturas em solo reforçado podem ocorrer soli-citações internas, impostas aos reforços, superiores àquelas que os mesmos podem suportar, levando-os à ruptura ou ao seu arrancamento da massa de solo resistente, por insuficiência de ancoragem.

Para que isso não ocorra o valor da tensão máxima atuante Tmáx não deverá ser superior ao menor valor esperado para a resistên-cia de projeto do geossintético Td (levando em conta os devidos fatores de redução). Da mesma maneira, deve existir um mínimo de ancoragem do reforço na chamada zona resistente, para que o mesmo nível de tensão seja mobilizado por atrito e adesão en-tre solo e reforço e não haja seu arrancamento.

Tais mecanismos podem ser controlados mediante a correta espe-cificação dos espaçamentos entre os reforços e os comprimentos de ancoragem apropriados.

Dentre os vários métodos existentes será abordado o método de Janbu simplificado, que em verdade é um método utilizado em estabilidade de taludes, porém pode ser empregado na análise interna de um maciço reforçado. Conceitualmente pode-se consi-derar superfícies não circulares de escorregamento dividas em várias lamelas cruzando o bloco de reforço (figura 19). As lamelas que tiverem a contribuição do reforço terão uma componente horizontal que será o menor valor entre a força de ancoragem do reforço e sua resistência de projeto. Esse método determinará iterativamente qual é a superfície crítica de ruptura e com isso seu fator de segurança mínimo.

A opção pelo método de Janbu deve-se ao fato de que tal méto-do é um dos mais indicados para análise de solos reforçados, pois emprega em sua metodologia o equilíbrio de forças e não o de momentos. Isto é bastante aceitável, do ponto de vista matemáti-co, tendo em vista que os reforços não entram no processo itera-tivo de análise e que sua aplicação se dá no meio da base da lamela (momento zero em relação ao centro), sendo o mais indi-cado para o cálculo de equilíbrio estático.

Janbu recomenda que o fator de segurança obtido do equilíbrio de forças, deva ser multiplicado por um fator de correção f0 que esta relacionado com a profundidade e o comprimento da super-fície de ruptura, como mostrado na figura 20:

O fator de segurança quanto a ruptura pode ser obtido da se-guinte relação:

(17)

(18)

Como FS aparece em ambos os membros da equação 17, o cálculo do fator de segurança é feito da seguinte maneira:

• toma-se para FS do segundo termo da equação um valor a-proximado (por exemplo, obtido pelo método de Fellenius), e recalcula-se o segundo membro da fórmula;

• se o valor obtido para FS, no primeiro termo da equação, diferir muito do valor aproximado, repete-se o cálculo até que o valor obtido para FS seja aproximadamente igual ao assumi-do.

Verificação da estabilidade global

A análise de estabilidade global se refere a estabilidade do bloco reforçado como um todo, ou seja, a superfície crítica engloba todo o maciço reforçado e parte de sua fundação através de uma superfície circular. Pode-se utilizar também neste caso a metodo-logia de Janbu porém buscando simplificar ainda mais o caso será utilizado o método de Bishop simplificado, que a exemplo do método de Janbu, também apresenta a variável FS como passível de análise iterativa, necessitando de um valor inicial aproximado como ponto de partida para a análise, diferindo apenas pela con-sideração de superfícies circulares.

O fator de segurança quanto a ruptura pode ser obtido da se-guintes relações:

(19)

(20)

Figura 19 - Forças atuantes na lamela.

Figura 20 - Fator de correção para superfície não circular.

( )

∑

∑⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡−+

=α

φα

tan

1tan).(.

0 WN

buWcbfFS

( ) ⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +=

FSN φααα

tantan1cos 2

( )

∑

∑⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡−+

=α

φα

WsenM

buWbcFS

1tan).(

( ) ⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +=

FSM φααα

tantan1cos


12

F - O programa Macstars® 2000.

O programa Macstars®, versão 2000, foi desenvolvido para anali-sar a estabilidade de solos reforçados, isto é, estruturas que pro-movem a estabilidade de taludes usando unidades de reforços capazes de absorver os esforços de tração. Além disso, permite ao usuário conduzir a análise de estabilidade usando o Método do Equilíbrio Limite considerando também situações de taludes sem reforços.

O Macstars® 2000 permite ao usuário realizar os seguintes tipos de análises:

• Taludes não reforçados (perfis de solo existente);

• Taludes (ou muros) reforçados com o sistema Terramesh®;

• Taludes reforçados com geogrelhas;

• Taludes reforçados (ou muros) com o sistema Terramesh + Geogrelhas;

• Estruturas de contenção em solo reforçado com paramento em blocos de concreto (Segmental Retainning Wall);

• Aterros sobre solo mole.

Permite ainda incluir nas análises as seguintes condições:

• Pressão de poros;

• Condições Sísmicas;

• Sobrecargas uniformemente distribuídas e pontuais;

• Vários tipos de reforços;

• Geometria complexa de solos. Apresentando finalmente valores para:

• Análise de estabilidade interna;

• Tensões nos reforços;

• Análise de estabilidade global;

• Verificações Externas (como muro de contenção);

• Análise de estabilidade contra o deslizamento;

• Cálculo de recalque. F.1 Verificação de estabilidade global

A verificação de estabilidade global é a analise de estabilidade de talude reforçado ou não, executado pelo método do equilíbrio limite. (figura 21).

F.2 Verificação de estabilidade interna

A verificação de estabilidade interna permite que o usuário defina o projeto de estruturas de contenção, isto é, as unidades de re-forço requeridas (figura 22).

F.3 Verificação de estabilidade da estrutura como muro

Ao realizar este tipo de análise de estabilidade, a estrutura de contenção completa, ou parte dela, é considerada como um mu-ro monolítico composto por blocos, que formam a estrutura de contenção propriamente dita (figura 23).

A verificação de estabilidade da estrutura como um muro de con-tenção consiste nas três análises clássicas de estabilidade realiza-das em muros de contenção:

• verificação contra o Deslizamento (A);

• verificação contra o Tombamento (B);

• verificação da capacidade de suporte da fundação (C). F.4 Verificação dos recalques

O Macstars® 2000 permite ao usuário calcular os recalques indu-zidos pela instalação de uma estrutura de solo reforçado.

Estabilidade InternaEstabilidade Interna

Estabilidade GlobalEstabilidade Global

Figura 21 - Tela de verificação da estabilidade global no Macstars®.

Figura 22 - Tela de verificação da estabilidade interna no Macstars®.

S

A- Deslizamento B- Tombamento C- Pressões na Fundação

Figura 23 - Ilustração da tela de verificação da estrutura como muro.

A B C

13


Os solos de construção (aterro estrutural, aterro de cobertura) são considerados como cargas que induzem uma mudança na distri-buição de tensão.

Algumas das características de cálculo adotadas pelo Macstars® 2000 são descritas a seguir. F.5 Métodos usados pelo Macstars® 2000

A metodologia de cálculo do Macstars® emprega os métodos simplificados de Bishop e Janbu.

Ambos os métodos se referem ao critério de ruptura de Mohr – Coulomb:

τ = c + ( σ – u ).tan( φ’ )

onde: τ = tensão máxima tangencial; c = coesão; σ = pressão normal total; u = poro pressão; φ’ = ângulo de atrito.

A - Características do método de Bishop simplificado

• Pode ser aplicado somente para superfícies circulares ou qua-se circulares, isto é, aquelas superfícies que são consideradas como superfícies de ruptura circulares adotando um centro fictício de rotação;

• As forças que interagem entre as fatias têm apenas uma dire-ção horizontal;

• O coeficiente de segurança é calculado pelo equilíbrio contra rotação em torno do centro da circunferência;

• Não satisfaz o equilíbrio global na direção horizontal.

B - Características do método de Janbu simplificado

• Pode ser aplicado a qualquer tipo de superfície;

• As forças que interagem entre as fatias têm apenas uma dire-ção horizontal;

• O coeficiente de segurança é calculado pelo equilíbrio contra a translação vertical e eventualmente horizontal;

• Permite levar em consideração as forças cortantes verticais de interação entre as fatias aplicando ao coeficiente de seguran-ça anterior um fator de correção que depende da geometria do problema e do tipo de solo;

• Não satisfaz o equilíbrio global da cunha de solo contra rota-ção.

Dependendo do comportamento das unidades de reforço uma verificação de estabilidade pode ser conduzida pelo método rígi-do ou pelo método dos deslocamentos.

1. Método Rígido

É baseado na suposição que as unidades de reforço se comportam como estruturas rígidas.

2. Método dos Deslocamentos (Displacement Method)

É baseado na suposição que as unidades de reforço se comportam como estruturas sujeitas a deformações que dependem de sua rigidez linear.

Este método pode ser aplicado no caso de uma forma rotacional da superfície de deslizamento. Portanto, ele pode ser usado em ambos os métodos de Bishop e Janbu (pelo menos para uma dada superfície de deslizamento quase-circular).

O método dos deslocamentos será ativado futuramente quando os testes em obras construídas servirem como validação para o método já implementado no programa. Tal validação será obtida depois de completada as análises de estruturas com reforços não uniformes diferentes (malhas metálicas e geogrelhas plásticas), variáveis em suas geometrias, condições de carregamento e pa-drões de reforço.

F.6 Geração das superfícies de falha

O usuário pode executar o Macstars® 2000 para verificar uma possível superfície de deslizamento, fornecendo as coordenadas dessa superfície (este procedimento pode ser adotado quando a informação sobre a posição da superfície de deslizamento estiver disponível) ou solicitar que o programa procure randomicamente pela superfície potencial de deslizamento, isto é, uma superfície que tem o menor fator de segurança e é a mais provável superfí-cie que pode induzir a ruptura do talude.

As superfícies geradas podem ser:

- Superfícies circulares;

- Superfícies poligonais randômicas.

F.7 Como obter o programa Macstars® 2000

A Maccaferri fez o lançamento do software MAC.ST.A.R.S® 2000, durante o 5º Simpósio Brasileiro de Aplicação de Informática em Geotecnia – INFOGEO 2005 realizado em Belo Horizonte nos dias 19 e 20 de Maio de 2005.

Para a obtenção do referido programa o profissional deve cadas-trar-se no site http://www.maccaferri.com.br e aguardar o recebi-mento de um CD que contendo:

a. O programa Macstars®;

b. Manual do usuário (em formato PDF);

c. Manual de referência (em formato PDF);

d. Notas Técnicas (em formato PDF);

e. Relação de perguntas freqüentes e suas respostas.

Sobre o programa é necessário esclarecer:

• Tal versão trará somente o método rígido habilitado (dependerá de uma chave para acionar o método das defor-mações);

• A personalização será feita pelo próprio profissional mediante uma senha que virá com o programa;

• O PROGRAMA TEM VALIDADE DE UM ANO!!!! (após este período o profissional deverá contatar novamente a MACCA-FERRI, com sua senha expirada e revalidá-la).

Subdivisão do solo de fundação

Incremento da tensão vertical (Teoria Elástica)

Recalque

Figura 24 - Ilustração da tela de verificação dos recalques.


14

EMPUXO POSIÇÃO

X Y Ea = 141.42 kN/m 8.51 m 2.44 m

EMPUXO POSIÇÃO X Y

Eaq = 36.03 kN/m 8.59 m 3.25 m Eas = 105.39 kN/m 8.48 m 2.17 m

AB [m] ρ [graus] (eq. 3) W [kN/m] (eq. 2) Ea[kN/m] (eq. 1) 0.50 79.68 29.25 46.26 1.00 75.48 58.50 79.83 1.50 71.43 87.75 103.94 2.00 67.57 117.00 120.77 2.50 63.91 146.25 131.91 3.00 60.46 175.50 138.51 3.50 57.24 204.75 141.42 4.00 54.23 234.00 141.30

G - Caso de obra (cálculo manual e com o programa Macstars® 2000) - EXEMPLO DE APLICAÇÃO Com a finalidade de exemplificar a metodologia de cálculo usada para o dimensionamento de estruturas em solo reforçado e im-plementada no programa Macstars®, a seguir, será realizado um cálculo de verificação passo a passo que, será repetido com o uso do referido programa desenvolvido e utilizado pela Maccaferri.

O exemplo utilizado é um caso real de uma obra de contenção no pátio de uma indústria de embalagens, construída na cidade de Piracicaba no estado de São Paulo. Abaixo apresenta-se os parâ-metros utilizados no dimensionamento da referida estrutura de contenção:

Elementos Terramesh® System: Peso específico da rocha de enchimento: γp = 2,43 tf/m3; Porosidade: n = 30%.

Aterro: Peso específico do solo: γ = 18 kN/m3; Ângulo de atrito interno: ϕ = 30°; Coesão: c = 0 kN/m².

Solo de Fundação: Peso específico do solo: γ = 18 kN/m3; Ângulo de atrito interno: ϕ = 20°; Coesão: c = 0 kN/m²; Pressão última na fundação: pult = 250 kN/m2.

Rachão para a Base: Peso específico do solo: γ = 18 kN/m3; Ângulo de atrito interno: ϕ = 40°. Coesão: c = 0 kN/m².

Carga atuante: Carga atuante sobre o terrapleno: q = 20 kN/m2.

Para determinação da superfície de aplicação do empuxo ativo será utilizado o método do equilíbrio de limite.

Variando o ângulo que determinará a superfície crítica, varia-se também o comprimento do trecho AB e dessa maneira é possível obter a massa de solo a qual a estrutura de contenção será sub-metida ao máximo empuxo ativo.

Tabela 1 - Valores do empuxo em função do ângulo da superfície de ruptura.

Graficando os valores obtidos da tabela 1, determina-se o Empuxo ativo máximo (figura 26).

Para a determinação do ponto de aplicação de “Ea“, o efeito da sobrecarga deve ser separado do efeito do solo. Considerando apenas a carga: Considerando apenas o peso do solo: Traçando-se uma linha paralela a superfície crítica passando pelo centro de gravidade do maciço que a compreende e outra pas-sando pelo ponto de aplicação resultante da carga (figura 28), pode-se determinar os pontos de aplicação do empuxo devido ao solo e devido a carga, respectivamente: Através de uma média ponderada dos valores acima é possível determinar o ponto de aplicação do empuxo total:

β =

Figura 25 - Esquema ilustrativo da seção a analisar

Figura 27 - Ângulo que determina a superfície crítica.

β =

ρ = 57.24

0.00

20.00

40.00

60.00

80.00

100.00

120.00

140.00

160.00

0.00 2.00 4.00 6.00 8.00 10.00

Posição [m]

Figura 26 - Gráfico dos valores empuxo ativo X comp. do trecho AB.

( )( )φδρα

φρ−−+

−=

crít

crítaq QE

cossin.

( )( )30624.576cos

3024.57sin.5.320

−−+

−⋅=aqE

( )( )φδρα

φρ−−+

−=

crít

crítas PE

cossin.

( )( )30624.576cos

3024.57sin.75.204

−−+

−=asE

15


Empu

xo A

tivo

Como o maciço de solo definido pela superfície crítica apresenta a forma geométrica triangular, por geometria analítica, emprega-se a média aritmética das coordenadas dos vértices desse triângu-lo para a determinação do centro de gravidade do mesmo.

Definido como coordenada (0,0) o fulcro da estrutura de conten-ção, obtém-se da figura 29:

Geometricamente, também é possível determinar todas as coor-denadas dos centros de gravidade para o paramento frontal em gabiões (Pb), bloco reforçado (Pb), carga atuante sobre o terraple-no (Q), como mostrado na figura 29.

Definido o ponto de aplicação do empuxo ativo, é necessário determinar seu ângulo em relação a superfície de aplicação. Por um critério de segurança, adotou-se tal ângulo igual à inclinação (δ = 6o) dada ao paramento frontal da estrutura, tornando-se a direção do empuxo ativo paralela ao solo de cobertura.

G.1 - Verificações para a estabilidade externa

Definido o valor e o ponto de aplicação do Empuxo Ativo, e todos os pontos de aplicação das cargas atuantes sobre a estrutura (fig. 29), pode-se verificar a estabilidade externa do bloco reforçado.

Verificação contra o deslizamento

Somatória das forças estabilizantes: ΣFest = T + Ep

Calculando o peso do bloco:

Para o paramento frontal em gabiões:

Pg = γg x H x 1.00 = 18 x 6.5 x 1.00 = 117 kN

Para o maciço reforçado: Pb = γg x H x L = 18 x 6.5 x 4 = 468 kN

O peso total do bloco reforçado será:

W = Pg + Pb = 585 kN

Determina-se então a componente normal:

N = W + q x L + Ea x sen(δ−α)

N = 585 + 20 x 4 + 141.42 x sen (6o-6o) = 665 kN

Daí, é possível obter a força normal atuante na base da estrutura através da equação 6: T = N x tanδ* Adotando d* como igual ao ângulo de atrito interno da funda-ção, tem-se: T = 665 x tan (40o) = 558 kN

Na verdade essa força corresponde a única parcela estabilizante da estrutura contra o deslizamento.

Somatória das forças desestabilizantes: ΣFinst = Ea.cos(δ−α)

A única parcela desestabilizante atuante sobre a estrutura será a componente horizontal do empuxo ativo:

Finst = Ea x cos (δ−α) = 141.42 x cos (6o-6o) = 141.42 kN

Fator de segurança contra o deslizamento:

FS = ΣFest / ΣFinst = 558 / 141.42 = 3.95

Verificação contra o tombamento

Somatória dos momentos estabilizantes: ΣMest =PG.XG + PB.XB + q.L.XQ Como na figura 29 se encontram todas as coordenadas do centro de gravidade de cada força em relação ao fulcro, cada parcela estabilizante já tem o seu braço de giro definido. Então, calculam-se as parcelas que comporão os momentos estabilizantes: PG.XG = 117 x 0.84 = 98.28 kN.m PB.XB = 468 x 3.34 = 1563.12 kN.m q.L.XQ = 20 x 4 x 3.68 = 294.40 kN.m ΣMest = 1955.80 kN.m

Figura 28 - Ponto de aplicação do empuxo

δ

Figura 30 - Ângulo de aplicação do empuxo

62.63

)18.968.500.5(=

++=Xcg

33.43

)50.650.600.0(=

++=Ycg

Figura 29 - Ponto de aplicação das cargas.


16

Somatória dos momentos desestabilizantes: ΣMinst = Ea x cos(δ−α) x yEa

Da figura 30, tem-se o braço de giro para a componente horizon-tal do empuxo ativo: ΣMinst = 141.42 x cos(6o-6o) x 2.44 = 345.06 kN.m Fator de segurança contra o tombamento: FS = ΣMest / ΣMinst = 1955.80 / 345.06 = 5.66 Pressões na fundação Nesta verificação será analisada a capacidade de suporte da fun-dação do muro com base na pressão última do solo de fundação.

Determinando-se a excentricidade da resultante das forças aplica-das sobre a estrutura, tem-se: e = B / 2 - (Mest - Minst) / N = 5 / 2 - (1955.80 - 345.06) / 665 e = 0.08 m Levando em conta que o diagrama de pressão terá uma distribui-ção constante na base, determina-se uma base equivalente pela equação: Br = B - 2 x e = 4.84m , e logo em seguida a pressão média na base da estrutura: pmeq = N / Br = 665 / 4.84 = 137.39 kN/m2 De posse da pressão última que suporta o solo de fundação, de-termina-se o fator de segurança com relação à pressão atuante na fundação: FS = pu / pmeq = 250 / 137.39 = 1.82 Verificação da estabilidade interna Como citado anteriormente, será utilizado o método de Janbu para determinar a superfície de deslizamento crítica, capaz de solicitar ao máximo o maciço reforçado. Como tal analise é feita através de um processo interativo, ou seja, são necessárias várias análises para se determinar o FS mínimo, optou-se por demons-

trar o procedimento de cálculo apenas da superfície crítica pré-determinada.

A estrutura em questão foi dividida em dois blocos de análise para que haja uma otimização dos reforços, portanto, serão anali-sadas duas superfícies críticas, uma para o bloco inferior e outra para o bloco superior (Figuras 31 e 32).

Será obtido um fator de segurança aproximado pelo método de Fellenius e, em seguida, tal fator será aplicado na equação de equilíbrio definida por Janbu.

Figura 31 - Superfície de deslizamento crítica - bloco 01

Figura 32 - Superfície de deslizamento crítica - bloco 02

17


Realizando agora as analises para o Bloco 2:

Com o valor inicial para o FS através do método de Fellenius, foi possível através de duas iterações encontrar o FS mínimo para o méto-do de Janbu, em ambos os blocos.


18

Verificação da estabilidade global Como já mencionado, será utilizado o método de Bishop para determinar a superfície de deslizamento crítica. Como tal analise é feita através de um processo iterativo, ou seja, são necessárias várias análises para se determinar o FS mínimo, optou-se por demonstrar o procedimento de cálculo apenas para a superfície crítica pré-determinada. Será obtido um fator de segurança aproximado pelo método de Fellenius e, em seguida, tal fator será aplicado na equação de equilíbrio definida por Bishop. A figura 33 mostra a divisão em lame-las adotada para a análise da superfície crítica.

Figura 33 - Superfície de deslizamento crítica.

19


Com o valor inicial para o FS, obtido através do método de Fellenius, foi possível com uma iteração encontrar o FS mínimo para o méto-do de Bishop.

Resolução com o uso do programa Macstars®. A seguir será repetida a verificação da mesma estrutura porém, com o uso do programa Macstars® 2000. Tela que apresenta o modelo considerado.

Figura 34 - Modelo definido no programa Macstars® 2000.


20

Tela que apresenta as verificações externas, como muro de contenção.

Resultados fornecidos pelo MacStars® 2000: Resultados calculados manualmente: FS contra o deslizamento = 3.924 FS contra o deslizamento = 3.950 FS contra o tombamento = 5.018 FS contra o tombamento = 5.660 FS contra ruptura da fundação = 1.765 FS contra ruptura da fundação = 1.820 Tela que apresenta o resultado da verificação da estabilidade interna para o bloco 01.

Figura 36 - Superfície de deslizamento crítica - análise de estabilidade interna: BLOCO 01.

Figura 35 - Superfície de deslizamento crítica - Verificação como muro de contenção.

21


Tela que apresenta o resultado da verificação da estabilidade interna para o bloco 02.

Resultados fornecidos pelo Macstars® 2000: Resultados calculados manualmente:

FS estabilidade interna - bloco 01 = 1.553 FS estabilidade interna - bloco 01 = 1.560 FS estabilidade interna - bloco 02 = 2.182 FS estabilidade interna - bloco 02 = 1.920

Tela que apresenta o resultado da verificação da estabilidade global da estrutura.

Re

Resultados fornecidos pelo Macstars® 2000: Resultados calculados manualmente: FS estabilidade global = 1.294 FS estabilidade global = 1.310

Figura 38 - Superfície de deslizamento crítica - Análise de estabilidade global

Figura 37 - Superfície de deslizamento crítica - Análise da estabilidade interna: BLOCO 02


22

23

A seguir, pode-se ver a seção crítica da estrutura, utilizada para os cálculos de verificação, conforme foi construída. Na seqüência são apresentadas algumas fotos da obra durante e após a sua construção. Estão detalhados importantes elementos construtivos:

• Afastamento entra as camadas de elementos Terramesh®, para obtenção dos seis graus (6°) de inclinação do paramento frontal;

• Canaleta de drenagem;

• Substituição da camada superior do solo de apoio por rachão;

• Correto posicionamento dos filtros geotêxteis atrás dos elementos Terramesh®.

Figura 39 - “As Built” da estrutura analisada.


FOTOS DA OBRA

Figura 39 - Durante a construção - Dezembro de 2001

Figura 40 - Obra concluída (Maio - 2005).


24

25

Desdobre os elementos Terramesh Systemsobre uma superfície rígida e plana, tirando

as eventuais irregularidades. posicione as laterais paralelamenteLevante o painel posterior e

ao plano de base.

no elemento e costure-oPosicione o diafragma

ao plano de base.

Levante o painel frontal e a tampae costure as laterais ao pano de base

e ao painel frontal, alternando-se voltassimples e duplas a cada malha.

forma que os painéis.Costure o diafragma da mesma local definitivo. Costure os elementos entre

Posicione cada elemento em seu

si ao longo de todas as arestas em contato.

OBS.: o terreno deverá ser previamenteregularizado e nivelado.

© MACCAFERRI DO BRASIL LTDA. 2004 By Central de Estudos

Como colocar o Terramesh System

®

®

1 2

3 4

5 6

TampaEsperial

Cauda PainelFrontal

PosteriorPainel

Lateral

Espiral

Plano de base

Tampa

PainelFrontal

ANEXO 01 - FRENTE


7 8

9 10

11 12

13 14

LEMBRE-SENão encha um elemento sem

que o do lado estejaparcialmente preenchido.

Encha3 etapas.

1/3

1/3

2/3

31

2

Encha até 1/3da capacidade total.

Coloque novamente os tirantes eacabe de encher com até 3 ou

5 cm da altura.

Coloque os tirantes e enchaaté 2/3 da capacidade total.

IMPORTANTE No Terramesh de 0.50m de altura faça o enchimento em 2 etapas.®

Dobre as tampas e amarre com omesmo tipo de custura.

Para facilitar o lançamento de aterro, fixeas caudas com alguns grampos.

Fixe o filtro geotêxtil junto ao painelposterior da caixa. Esse filtro deve ser

maior que o painel para permetiro envelopamento do solo de aterro.

Proceda com o aterro.

O aterro deve sercompactados em camadas

de 20 a 30 cm.

Os equipamentos pesados de compactaçãodevem manter uma distância mínima de

um metro do paramento frontal.

Dobre o geotêxtil sobre o terrenocompactado e repita todas as operações

para as camadas seguintes.

OBS.: costure os elementos da camada superioraos elementos da camada inferior ao longo de

todas as arestas em contato.

A compactação próximaao paramento frontal deve

ser feita manualmenteou com equipamentos leves.

Para obterum bom

acabamentodo paramentofrontal, utilizeum gabaritode madeira. Cauda

Grampos

geotêxtil

30cm

30cm

30cm

30cm

10cm

10cm

© MACCAFERRI DO BRASIL LTDA. 2004By Central de Estudos

ANEXO 01 - VERSO


26

27

Cauda

a cada malha.alternando voltas simples e duplasCosture os painéis frontais entre si,

Prossiga com o aterro.

70°Máximo

Os equipamentospesados de

compactaçãodevem manteruma distância

mínima de1 metro

do parametrofrontal.

aproximadamente 20cm.em camadas de

O aterro deve ser compactado

A compactação próximaao parametro frontal deveser feita manualmente oucom equipamentos leves.

superior deixando-o na posição horizontal.Finalizada a compactação, dobre o painel

1 a 6.passos derepita os

superiores,das camadasos elementosPara instalar

Costure os elementos da camada superioraos elementos da camada superior

ao longo de todas as arestas em contato.

20cm

© MACCAFERRI DO BRASIL LTDA. 2004 By Central de Estudos

®

1 2

3 4

5 6

7 8

no local definitivo.regularizado, posicione cada elementoCom o terreno previamente nivelado e

FrontalPainel

Arme o elemento Terramesh Verdeposicionando os triângulos de suporteperpendicularmente ao painel frontal.

Fixe com arame os triângulos na cauda.

®

O ângulo do paramento frontal doelemento e, portanto, da estrura, édado pelos triângulos de suporte.

Como colocar o Terramesh Verde

ANEXO 02


4. BIBLIOGRAFIA [1] GUIDICINI, G. & NIEBLE M.C. - Estabilidade de taludes naturais e de escavação, Edgard Blücher, 2o reimpressão, 2000. [2] KOERNER, R. M. , Designing with Geosynthetics (4th Edition), Prentice Hall, USA, 1998. [3] FIORI, P.A. & CARMIGNANI, L. - Fundamentos de mecânicas dos solos e das rochas - aplicações na estabilidade de taludes, Editora da UFPR, 2001. [4] VERTEMATTI, C.J. - Manual Brasileiro de Geossintéticos, Edgard Blücher, 2004. [5] BOWLES, E. J.- Foundation Analysis and Design - Fifth edition, McGraw-Hill, 1996. [6] VARGAS, M. - Introdução à Mecânica dos Solos, McGraw-Hill do Brasil ltda., 1979. [7] TERZAGHI, K. - Mecánica Teorica de los Suelos, Acme Agency, Soc. Resp. Ltda., 1949. [8] BADILLO, J. & RODRÍGUEZ, R. - Mecánica de Suelos “Teoría y aplicaciones de la mecánica de suelos”, Tomo 2, Noriega Editores - 2003. [9] SAYÃO, A. & ORTIGÃO, J.A.R. (coord.) - Coleção Manual Técnico de Encostas - Análise e Investigação, Volume 1, Rio de Janeiro: Georio, 1999. [10] MASSAD, F. - Obras de Terra “Curso básico de geotecnia”, São Paulo: Oficina de Textos, 2003. [11] PREFEITURA MUNICIPAL DE VITÓRIA – SEDEC DPU, Especificação para elaboração do projeto de estabilização de encostas, Vitória: 2002. [12] SAYÃO, A. & SIEIRA, A. C. F. - Manual Técnico sobre Reforço de Solos, Maccaferri do Brasil Ltda. - São Paulo, 2005. [13] BRITISH STANDARD - Code of practice for “Strengthened / Reinforced soils and others fills”, BS 8006:1995. [14] VIDAL, D. M. (Org.); CAMPOS, T. (Org.) - Anais do 4º Congresso Brasileiro de Geotecnia Ambiental - REGEO'99. - S. José dos Cam-pos: ABMS, 1999. v. 1. 544 p. [15] BARROS, P. L. A. - Obras De Contenção - Manual Técnico, Maccaferri do Brasil Ltda. - São Paulo, 2005. [16] Carvalho, P. A. S. (Coord.); DER - Departamento de Estradas de Rodagem do estado de São Paulo - Taludes de Rodovias / Orienta-ção para diagnóstico e soluções de seus problemas, São Paulo, 1991. ___________________________________________________________________________________________________________________ Trabalho elaborado pelo departamento técnico da Maccaferri América Latina: Engenheiros Jaime da Silva Duran e Petrúcio Santos Junior

28

ter ramesh

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