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UTILIZAÇÃO DE GEOTÊXTEIS COMO REFORÇO
DE ATERROS SOBRE SOLOS MOLES
Ennio Marques Palmeira
TESE SUBMETIDA AO CORPO DOCENTE DA COORDENAÇÃO DOS PROGRA
MAS DE PÔS-GRADUAÇÃO DE ENGENHARIA DA UNIVERSIDADE FECERAL
DO RIO DE JANEIRO COMO PARTE DOS REQUISITOS NECESSÁRIOS
PARA A OBTENÇÃO DO GRAU DE MESTRE EM CIÊNCIAS (M.Sc.)
Aprovada por:
Alberto Ramalho Presidente
Will
Mauro Lucio Guedes
~Q~. acques de Medina
RIO DE JANEIRO, RJ - BRASIL
JULHO DE 1981
----- =
PALMEIRA, ENNIO MARQUES
Utilização de Geotêxtil como Reforço de
Aterros sobre Solos Moles - Rio de Janeiro
1980
VIII, 282 p., 29.7cm (COPPE-UFRJ, M.Sc.,
Engenharia Civil, 1980)
Tese - Univ. Fed. Rio de Janeiro
Engenharia
Fac.
1. Assunto I. COPPE/UFRJ T:ÍTULO (série)
Dedico este trabalho a:
- Fernanda M. Palmeira
- Antonio Marques
- Celeste Marques
- Eloy R. Palmeira
AGRADECIMENTOS
O autor do presente trabalho deixa registrado seus
agradecimentos ao Prof. José Alberto Ramalho Ortigão pela en
tusiasmada orientação da tese, pelas sugestões e correçoes
feitas no trabalho original e pela extensa bibliografia posta
a disposição.
Ao Prof. Willy Alvarenga Lacerda o autor agradece
pelo convite para exerce·r a função que tornou possível a rea
lização deste trabalho bem como pelas sugestões e incentivo
prestados ao longo do mesmo.
São prestados agradecimentos, também, ao Instituto
de Pesquisas Rodoviárias do DNER pelo apoio financeiro prest~
do através da firma TRAFECON-Consultoria e Projetos de Enge
nharia Ltda.
À RHODIA S/A ficam registrados os agradecimentos p~
lo interesse dispensado pela pesquisa e pelo fornecimento do
material geotêxtil necessário.
Aos colegas abaixo, o autor expressa a sua profunda
gratidão e reconhecimento pela colaboração que tornou possí
vel a realização deste trabalho:
Eng9 Adalsino Valentim Gonçalves - pela ajuda nos
ensaios de laboratório com o Perfilômetro de Recal
ques do IPR;
Tecnóloga Ana Kátia Romero Nicolino - pela colabor~
ção no processamento do programa BISPO para análise
de estabilidade de taludes;
Tecnóloga Célia Regina França Guimarães - pela cola
boração na realização dos ensaios de caracterização
do material de aterro da estrada de acesso;
Eng9s Fernando e Bernadete Danziger - pelo auxílio
no processamento de programa LORANE;
Prof. Jacques Medina - pelas sugestões prestadas;
Eng9 Haroldo Braune Collet - pelas sugestões feitas
ao longo do trabalho;
Eng9 José Carlos Vertematti - pelas sugestões e in
formações prestadas;
Eng9 Júlio Verne de Mattos - pelo apoio na tentati
va de utilização do programa de computador NONSAP
da Pontifícia Universidade Católica do Rio de Janei
ro;
Eng9 José Eduardo Mercier Medina - pelas informa-
çoes sobre o andamento das obras da estrada de aces
so;
Tecnólogo Miguel da Silva Grossi - pela entusiasma
da colaboração na instalação da instrumentação, me
dições de campo, cálculo das medições, manutenção
dos instrumentos e ensaios de laboratório realiza
dos no material de aterro da estrada;
Prof. Márcio S.S. Almeida - pelas sugestões na aná
lise teórica por Elementos Finitos;
Prof. Nelson F. Ebeckem - pela colaboração no pro
cessamento do programa LORANE;
Sr. Roberto Augusto - pela colaboração nos
lhos de campo;
traba-
Srta. Sonia Maria Amaral - pela revisão do texto
original, datilografia e ajuda na montagem da tese;
Tecnólogo Sérgio Trotta - pelo desenho da maioria
das figuras da tese;
Eng9 Salomão Pinto - pelas sugestões
nos ensaios de laboratório;
apresentadas
Vilma Alves - pelo serviço de datilografia.
O autor estende os agradecimentos ao pessoal e cor
po de professores da COPPE/UFRJ e ao pessoal do Núcleo de Com
putação Eletrônica da UFRJ (NCE).
i
APRESENTAÇÃO
O presente trabalho se refere a parte do programa
de pesquisas conduzido pelo Instituto de Pesquisas Rodoviá-
rias (IPR)relativo à construção sobre solos moles. Nesse tra
balho, tratou-se do estudo da utilização de mantas geotêxteis
como reforço de aterros rodoviários de baixa altura sobre so
los de elevada compressibilidade. Esse tipo de obra e freque~
te como estradas de acesso para a construção de obras de gr~
de porte, estradas vicinais para escoamento de produção agrf
cola, etc. O desenvolvimento do trabalho envolveu os seguin
tes tópicos: (1) descrição dos diversos tipos de geotêxteis
existentes, (2) revisão bibliográfica a respeito do comporta
mento mecânico dos geotêxteis, (3) previsão do comportamento
de aterros reforçados com geotêxtil por métodos teóricos, (4)
detalhamento das 6 seções instrumentadas na estradas de aces
so para a construção do Aterro II da Pesquisa de Aterros so
bre Solos Compressíveis, (5) discussão e interpretação dos re
sultados obtidos através da instrumentação instalada.
O trabalho foi possível graças ao contrato celebra
do entre o Instituto de Pesquisas Rodoviárias do DNER e a fir
ma TRAFECON-Consultoria e Projetos de Engenharia Ltda. Esse
contrato é supervisionado pelos Engenheiros Pedro Martorell e
Carmem Sylvia Ferreira, da Divisão de Pesquisas do IPR.
ii
SUMÃRIO
No presente trabalho estudou-se a utilização de man
tas geotêxteis como reforço de aterros rodoviários de
altura sobre solos moles.
baixa
Inicialmente, são apresentados os tipos de geotêx
teis usualmente empregados em obras de engenharia sendo, tam
bém, apresentados e discutidos os processos de confecção e as
propriedades fisicas e mecânicas dos geotêxteis relevantes p~
ra esse tipo de problema.
A previsão, por métodos teóricos, da influência da
presença do geotêxtil na interface aterro x fundação, quer se
ja no aumento do fator de segurança contra a ruptura general!
zada, quer seja na redução dos recalques superficiais da fun
dação e, também, analisada.
A seguir, é apresentada e comentada a instrumenta
çao instalada nas seções testes da estrada de acesso para a
construção do Aterro II da Pesquisa de Aterros sobre Solos
Compressiveis, do Instituto de Pesquisas Rodoviárias (IPR/
DNER). Em quatro das seis seções instrumentadas foi utilizado
o geotêxtil do tipo não-tecido da marca Bidim fabricado pela
RHODIA S/A, em diversas formas de instalação sobre a superfi
cie da fundação.
Finalmente, os resultados obtidos através da instru
mentação foram analisados e comparados às previsões teóricas.
Dessa análise pode-se concluir que a influência do geotêxtil
na redução do consumo de material de aterro empregado é mais
marcante quanto maiores forem as condições de ancoragem da
manta geotêxtil. Isto ficou evidenciado pelas economias de
iii
9.6% de material de aterro na seçao com menor capacidade de
ancoragem do geotêxtil e de 22.6% na seção com maior ancora
gem do geotêxtil. Entretanto, constatou-se que, para as condi
ções presentes na estrada de acesso, a utilização de geotêx
til como reforço só seria economicamente viável caso a redu
çao de material de aterro atingisse valores superiores a 26%.
iv
ABSTRACT
This thesis presents a study on geotextile
application for stabilizing low embankment roads constructed
on weak foundation soils.
A bibliography review on the main characteristics
of some commercially available geotextiles, their physical
and mechanical properties, usual manufacturing process and
standard geotextile testing methods is presented. A review
on geotextile application as reinforcement under the base of
low embankment road is also made.
A case history is presented on the construction of
an instrumented field trialto evaluate geotextile efficiency
as reinforcement under the base of an access road on soft
ground. The field trial was carried out along the access road
for the construction of a second large trial embankment on
vertical drains. This experimental program was a part of a
large research program sponsored by the Highway Research
Institute (Brazil). Six text sections, in which geotextile
type and installation method varied, were constructed.
Measurements were compared with a section with no reinforcerrent
and also compared with theorectical predictions.
Measured geotextile performance, expressed in per
cent reduction in volume of fill material consumption, seems
to vary between 9.6% to 22.6%, depending on the way the
geotextile was laterally fixed. An economic evaluation
considering fill material and fabric cost at test site, has
shown that such a geotextile application would note be
economically advantageous unless fill material savings were
in excess 26% in volume.
V
Í N D I C E
PARTE I - REVISÃO BIBLIOGRÂFICA
CAPÍTULO 1 - INTRODUÇÃO
CAPÍTULO 2 - CARACTERÍSTICAS GERAIS DOS GEOT!XTEIS
CAPÍTULO 3 - COMPORTAMENTO MECÂNICO DOS GEOTEXTEIS
3.1 - Resistência à Tração
3.1.1 - Ensaio Monodirecional
3 .1. 2 - Ensaio de Tração Localizada ( "Grab
Tensile Test")
3.1.3 - Ensaio de Deformação Plana Segundo
1
2
6
11
13
13
14
Sissons (1977) 15
3.1.4 - Ensaio Bidirecional Cilíndrico
3.1.5 - Ensaio Hidráulico de Tração
3.1.6 - Ensaio de Deformação Plana Monodi
recional
3.2 - Fluência e Relaxação de Tensões
3.3 - Atrito de Interface
3.4 - Ensaio de Penetração
3.5 - Resistência ao Estouro
3.6 - Resistência ao Rasgo
3.7 - Comportamento Mecânico dos Geotêxteis - Co
mentários Finais
16
18
21
22
23
25
26
27
27
vi
CAPfTULO 4 - UTILIZAÇÃO DE MANTA GEOTtXTIL COMO REFORÇO
DE ATERRO SOBRE SOLOS FRACOS
4.1 - Aumento do Fator de Segurança Contra a RuE
tura Generalizada
4.2 - Utilização de Geotêxteis corno Reforço de
Aterros Rodoviários de Baixa Altura: Abor-
57
58
dagens Teóricas e Observações Práticas 61
4.2.1 - Solução Aproximada de Nieuwenhuis 62
4.2.2 - Previsão do Comportamento pelo Mé-
todo dos Elementos Finitos 74
4.2.3 - Conclusões e Críticas sobre a Pre
visão do Comportamento de Aterros
de Baixa Altura Reforçados com Geo
têxteis por Métodos Teóricos
4.2.4 - Revisão Bibliográfica sobre o Pro
jeto de Estradas Vicinais e Desern
penho de Aterros Reforçados com
82
Geotêxteis 85
CAPfTULO 5 - CONSIDERAÇÕES Ã RESPEITO DA INSTALAÇÃO DE
MANTAS GEOTtXTEIS NA BASE DE ATERROS 130
PARTE II - COMPORTAMENTO DA ESTRADA
INSTRUMENTADA
DE ACESSO
CAPfTULO 6 - CARACTERfSTICAS GEOTeCNICAS DOS MATERIAIS
138
ENVOLVIDOS 139
6.1 - Resumo sobre as Características Geotécni-
cas da Argila Cinza do Rio de Janeiro 140
6.2 - Características Geotécnicas do Material de
Aterro Empregado na Estrada de Acesso 142
vii
6.3 - Características do Geotêxtil Empregado 143
CAPÍTULO 7 - DETALHAMENTO DAS SEÇÕES INSTRUMENTADAS 154
CAPÍTULO 8 - PROJETO DA INSTRUMENTAÇÃO E INSTRUMENTOS
UTILIZADOS NA ESTRADA DE ACESSO 163
8.1 - Projeto e Instalação da Instrumentação 164
8.2 - Descrição dos Instrumentos Utilizados 167
8.2.1 - Extensômetro Magnético Horizontal 167
8.2.2 - Perfilômetro de Recalques 169
CAPÍTULO 9 - SOLICITAÇÕES IMPOSTAS Â ESTRADA DE ACESSO 182
CAPÍTULO 10 - RESULTADOS OBTIDOS NAS MEDIÇÕES DE CAMPO 186
10.1 - Recalques Superficiais da Fundação 187
10.2 - Deslocamentos Horizontais Superficiais da
Fundação 188
10.3 - Deslocamentos Horizontais no Geotêxtil 189
CAPÍTULO 11 - INTERPRETAÇÃO DOS RESULTADOS OBTIDOS NAS
MEDIÇÕES DE CAMPO 196
11.1 - Recalques Superficiais da Fundação
11.2 - Deformações Horizontais Superficiais
Fundação
11.3 - Deformações Horizontais no Geotêxtil
da
11.4 - Comparação Entre a Previsão por Métodos
Teóricos e os Resultados de Campo
197
203
204
205
viii
CAPITULO 12 - RESUMO, CONCLUSÕES FINAIS E SUGESTÕES 229
BIBLIOGRAFIA 238
SIMBOLOGIA 249
LISTA DE FIGURAS 258
DOCUMENTAÇÃO FOTOGRÁFICA 270
1
PARTE I - REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
2
CAPÍTULO 1 - INTRODUÇÃO
3
1 - INTRODUÇÃO
Entende-se por geotêxtil, de maneira geral, o prod~
to resultante de tratamento físico e químico aplicados a mate
riais naturais ou sintéticos e que se assemelha no seu aspec
to visual ou construtivo, aos produtos oriundos da indústria
têxtil.
Até o início da década de 60 a indústria têxtil mun
dial tinha como matéria prima básica de construção as fibras
naturais tais como algodão, lã e seda. Nessa época começou-se
a explorar de maneira significativa as fibras sintéticas como
o nylon, poliéster, acrílico entre outras. Devido à grande va
riedade de características que o precesso sintético admite,
tais fibras vêm se impondo de maneira cada vez mais acentuada
ao longo dos anos. Para se ter uma idéia, atualmente 73% da
produção da indústria têxtil advém da utilização de fibras
sintéticas.
A partir do início da década de 70, a indústria têx
til passa a se voltar diretamente para a aplicação de seus
produtos, oriundos de fibras sintéticas, à indústria de cons
trução. Surgem, então, os geotêxteis. Materiais de uma grande
gama de aplicação, os geotêxteis podem ser aplicados desde c~
mo elementos de decoração até como parte estrutural de obras
de contenção de encostas. Devido, principalmente, à sua faci
lidade de aplicação e versatilidade, as mantas geotêxteis vêm
tomando,gradativamente, o lugar de materiais que, até então,
eram utilizados tradicionalmente em construções
a areia, de filtros). Na figura 1.1 pode-se ver
(por exemplo
o notável
crescimento do consumo de geotêxteis, nas suas diversas áreas
4
de aplicação, nos Estados Unidos a partir de 1970 em que const2
ta-se a importância dada a esse novo material (sintético) de
construção (KOERNER & WELSH, 1980).
Ao longo dos últimos anos, vários fabricantes têm
feito esforços no sentido de suprir os geotêxteis de caracte
rísticas que o tornem um elemento efetivamente ativo quando
instalado em uma obra. No que diz respeito â utilização de
mantas, como elemento de reforço, o requisito de elevados mo
dulos de deformação e elevadas resistências à tração têm se
imposto como desafio básico ao seu emprego. Todavia, atualmen
te já existem geotêxteis especialmente indicados para esta fi
nalidade.
Nos capítulos seguintes serao apresentas as carac
terísticas mecânicas e o comportamento de mantas quando uti
lizadas como reforço de aterros sobre solos moles.
5
1300-,-------------------
U)
l&I
600
'º 500 :e ....1 •·OO-l------:;.,C----t-------+-------1
100
o-----+---+--+--1---.--+--+---+--1911 1972 1973 1974 1975 1978 19n 1978 1979 IHO 1981
F I G. 1. 1 - C O N S U MO
TECIDOS
KOERN ER
ANO
. TOTAL DE G E O T E X TE IS N AO
NOS ESTADOS UNIDOS -APUD
8 WELSH (1980)
6
CAPÍTULO 2
CARACTERÍSTICAS GERAIS DOS GEOTÊXTEIS
7
2 - CARACTERfSTICAS GERAIS DOS GEOTfXTEIS
Para entender-se completamente a fabricação de uma
manta geotêxtil, deve-se tomar conhecimento de todas as par
tes que envolvem o processo, o que será abordado resumidamen
te.
Inicialmente, a substância que dará origem a fibra
sintética, e que se encontra no estado sólido, é transformada
ao estado líquido quer seja por adição de solvente ou aplica
ção de calor. A seguir, a substância viscosa formada é trata
da por um processo de extrusão (semelhante ao processo de pa~
sagem da água por um chuveiro). Os filamentos que emergem des
te processo de extrusão são, então, solidificados ou por apli
cação de ar quente ou por resfriamento. Após a solidificação,
as fibras formadas são tensionadas e com isso seus diâmetros
são diminuidos. Em seguida, as fibras serão arranjadas de ma
neira convenientes a possibilitar a formação do tipo específl
co de geotêxtil desejado. Comumente tais arranjos sao os que
aparecem na fig. 2 .1 (Koerner & Welsh, 1980).
De posse das fibras arranjadas de uma das quatro m~
neiras indicadas na figura 2.1 passa-se à confecção da manta
geotêxtil que, de acordo com o processo de fabricação adota
do, poderá ser enquadrada em um dos seguintes grupos: grupo
dos tecidos ou grupo dos não-tecidos. Estes dois se diferen
ciam na forma de ordenação estrutural dos fios sintéticos. A
manta pertencente ao grupo dos tecidos assume a configuração
estrutural ordenada, semelhante a maioria dos tecidos utiliza-
dos em vestimentas. Os geotêxteis não-tecidos englobam as mag
tas com uma configuração estrutural dos fios totalmente alea
tória.
8
Entre os tecidos, a forma mais simples de arranjo
dos fios é a indicada na figura 2.2. Tal arranjo possibilita
grande variedade de valores de permeabilidade em função does
paçamento entre fios.
Outras configurações de arranjo de fios possíveis nos
geotêxteis tecidos são utilizadas em roupas de sarja de algo
dão (por exemplo, roupas de brim), que resultam em grande po
rosidade e as utilizadas em roupas de seda, que conduzem a
uma grande capacidade filtrante. Sendo assim, a configuração
dos fios da manta de geotêxtil do tipo tecido influencia de
forma marcante várias grandezas físicas e mecânicas da manta
tais como permeabilidade, capacidade filtrante e resistência
ao rasgo.
A manta não-tecido, como já foi dito, se caracteri
za por um arranjo aleatório dos seus fios. Na confecção de
uma manta não-tecido, apos o preparo dos emaranhados sintéti
cos, entra-se na fase de solidarização destes emaranhados que
pode ser feita pelos seguintes processos (Koerner & Welsh,
1980) : agulhagem ( "Needle Punched") , rotativo ou misto ("Spun
Bonded") , derretimento ou calor ("Melt-Bonded") , aplicação de resi
nas ("Resin Bonding"·) e outros.
No processo de agulhagem, os emaranhados passam por
agulhas especialmente projetadas para dar a configuração fi
nal à manta. No processo rotativo, a configuração dos fios é
conseguida através de rotação, indução elétrica ou fluxo con
trolado de ar. No processo de ligação por calor, altas tempe
raturas associadas a processo mecânicos ou químicos são util!
zadas. O processo de ligação por resinas é conseguido impre2
nando-se os emaranhados com resinas sintéticas (usualmente de
9
acrílico),
Nos capítulos seguintes sao apresentados e comenta
dos os diversos ensaios existentes para avaliar as proprieda
des mecânicas dos geotêxteis. Comparações de resultados para
diversos geotêxteis são, também, apresentadas.
FIO DE EMARANHADO DE FIBRAS
\ EMARANHADO DE FIBRAS
.,I
10
FIG.2.1 -ARRANJOS POSSÍVEIS DAS 8 WELSH (1980)
n - n -'
e:
•
e:
•
... .... -.. FIG. 2.2 -FORMA MAIS SIMPLES .
FIO MONDFJLAMENTD CDNTI NUO
, FIBRAS SI NTETICAS -APUD KOERNEF
n ,.. n '
==:J
'
~
•
- ~ ....
DE ARRANJO DOS FIOS NOS
GEOTEXTEIS DO TIPO TECI DO - APUD KOERNER a WELSH(19BO
11
CAP!TULO 3
COMPORTAMENTO MECÂNICO DOS GEOTÊXTEIS
12
3 - COMPORTAMENTO MECÂNICO DOS GEOTÊXTEIS
O comportamento mecânico dos geotêxteis depende fun
damentalmente do tipo de material sintético utilizado na sua
confecção bem como do processo de fabricação da manta. Devido
a serem vârios os tipos e formas de fabricação de geotêxteis
pelo mundo afora, de produto a produto haverá uma certa varia
çao numa ou outra característica mecânica.
De um modo geral, as características mecânicas mais
importantes nas mantas de geotêxteis quando aplicadas como
reforço â base de aterros sao:
- Resistência à tração;
Fluência e relaxação de tensões;
- Atrito manta x solo;
- Resistência à penetração;
Resistência ao estouro;
- Resistência ao rasgo;
- Características drenantes;
- Características filtrantes.
No presente trabalho, dar-se-á maior ênfase às seis
primeiras características enunciadas. Serão apresentados da
dos sobre essas características para a maioria dos geotêxteis
empregados em engenharia,quer sejam tecidos ou não-tecidos.Em
capítulo posterior será apresentada maior quantidade de dados
sobre o geotêxtil empregado nas seções testes.
13
3.1 - RESISTÊNCIA Ã TRAÇÃO
Neste item serao comentados os ensaios
mais usualmente empregados em geotêxteis.
3.1.1 - ENSAIO MONODIRECIONAL
de tração
No ensaio monodirecional uma tira de geotêxtil com
dimensões 50 x 200mm é solicitada à tração na direção da sua
maior dimensão conforme mostra a figura 3.1.
Estes ensaios obedecem ao procedimento empregado na
norma AFNOR-G-07.001, cujas recomendações são:
- Dimensões da tira: 50 x 200mm;
Número de ensaios: 10 ensaios em cada direção;
Velocidade de ensaio: lOOmm/min.;
- Condições atmosféricas com temperatura de 20°c e
65% de umidade relativa.
Neste tipo de ensaio ocorre uma excessiva contração
na direção da menor dimensão da tira em ensaios com não-teci
dos. Tais ensaios, feitos segundo várias direções ao longo da
manta, mostrarão os não-tecidos como se comportando quase is~
tropicamente e os tecidos com uma forte anisotropia como indi
ca a figura 3.2.
Todavia, isto se deve ao arranjo dos fios sintéti
cos, já descritos para os tecidos, fazendo com que, para es
tes tipos de geotêxteis, estes ensaios se justifiquem somente
nas direções de lançamento dos fios.
A figura 3. 3 mostra a curva de tensão x deformação
14
típica para este tipo de ensaio onde a ruptura ocorre, em ge
ral, a elevadas deformações (da ordem de 50 a 70%} para os nao
tecidos.
Depreende-se da figura 3.3 que os módulos de defor
maçao, nestes ensaios, variam bastante em função do tipo de
geotêxtil e do nível de tensões.
Embora os ensaio monodirecionais sejam de bastante
facilidade de execução, os rresl!Ds não reproduzem de maneira
correta as solicitações impostas à uma manta sob um aterro.
Um ensaio muito utilizado e que reproduz um pouco melhor es
tas solicitações é o ensaio de Tração Localizada que é comen
tado a seguir.
3.1.2 - ENSAIO DE TRAÇÃO LOCALIZADA ("GRAB TENSILE
TEST")
Um outro ensaio de tração em geotêxteis, embora ago
ra, com o intuito de medir a resistência à tração localizada
no interior da manta é o Ensaio de Tração Localizada ( "Grab
Tensile Test") que visa simular solicitações localizadas como
as provocadas por rodas de veículos ou pedras. Como pode ser
visto na figura 3.4, o ensaio se baseia no tracionamento, por
duas garras de 25.4mm (1") de comprimento, do trecho central
de um pedaço quadrado de manta com 200mm de lado.
Como se depreende da figura 3.4, este ensaio se
aproxima mais de um ensaio de deformação plana uma vez que as
bandas de geotêxtil laterais às garras contribuem para o au
mento da rigidez do trecho efetivamente ensaiado.
Sissons (1977) apresenta resultados de resistência
15
a tração localizada para alguns tipos de geotêxteis em que se
nota uma ligeira vantagem, neste tipo de ensaio, para um nao
tecido com fios ligados por calor e para o tecido. Estes re
sultados são apresentados na tabela 3.1.
3.1.3 - ENSAIO DE DEFORMAÇÃO PLANA SEGUNDO SISSONS
(1977)
Sissons (1977) apresenta um ensaio de tração em con
dições de deformação plana com o geotêxtil sendo submetido a
tração monodirecional. Segundo este autor, o estado de defor
mação plana é garantido devido à ação de pinos espaçados que
transpassam a manta e evitam a deformação transversal do cor
po-de-prova. O esquema de ensaio de Sissons e apresentado na
figura 3.5.
O ensaio é realizado em corpos-de-prova de 20cm x
20cm a uma taxa de deformação de 10%/min.
Segundo Sissons, o ensaio nao e perfeito uma vez
que a presença dos pinos não representa as condições de cam
po. As forças induzidas pelos pinos sao pequenas na fase ini
cial de carregamento do ensaio.
Os resultados deste tipo de ensaio fornecem curvas
tensão x deformação com módulos de deformação consideravel
mente maiores que os apresentados nos ensaios monodirecionais
e dentro dos valores usualmente obtidos por outros ensaios de
deformação plana. Na figura 3.6 são apresentados resultados
típicos dos ensaios de deformação plana por Sissons para di
versos geotêxteis.
16
3.1.4 - ENSAIO BIDIRECIONAL CILÍNDRICO
Este ensaio se baseia na solicitação bidirecional
de urna superfície cilíndrica de geotêxtil, corno mostra a fig~
ra 3.7.
Para o ensaio bidirecional sao definidas as seguin
tes grandezas, de acordo com a figura 3.8:
- Deformação vertical: E z
- Tensão de tração na direção vertical: a z
- Deformação tangencial: E6
Tensão de tração na direção tangencial: ªe
o ensaio é feito de maneira a manter-se urna das
grandezas constante e as outras variando. No caso em que Ez =
O, que conduz a um ensaio de deformação plana ("Plane Strain"),
devem-se anotar as medidas do diâmetro da amostra bem corno as
pressoes interna e externa e a força vertical necessária F z
Com isso, o procedimento do ensaio seria o seguinte:
- Aumentando-se a pressão interna p., tem-se ]_
figura 3.8):
(pi pe) D D
1 ªe = - -2- Ee = -D o
Fz a = Ez = o z J/,
onde
E6 = deformação tangencial
E = deformação vertical z
ªe = tensão tangencial
(ver
análoga.
17
a = tensão vertical z
F = força vertical necessária para manter-se E = o z z
i comprimento da circunferência do corpo-de-pr~
va {=nD)
pi = pressao interna a amostra
pe = pressao externa à amostra
D = diâmetro da amostra {medido durante o ensaio)
D0
= diâmetro inicial
Sendo assim, pode-se obter:
a ªe a o z V z
E = = - V = z E E ªe
ªe a (1 v2íªe v2) ªe - V z - (1 E8 = = E = -E E E6
onde:
E= módulo de deformação
v = coeficiente de Poisson
Os outros ensaios passiveis sao feitos de maneira
Os ensaios bidirecionais, quando executados em te
cidos, mostram resultados de resistência à tração variando po~
co com a direção de solicitação {praticamente isotrópico) e
com resultados praticamente iguais ao dos ensaios monodireci2
nais, onde a resistência dos tecidos na direção de lançamento
das fibras não é significativamente afetada pelo estrangula
mento. Todavia, há uma anisotropia considerável no que diz
respeito a deformação na ruptura. Tais conclusões podem ser
tiradas através da figura 3.9 {Van Leeuwen, 1977).
18
No que diz respeito aos não-tecidos, os ensaios bi
direcionais cilindricos confirmam o seu alto grau de isotro
pia, constatado nos ensaios rnonodirecionais, mas as resistên
cias e os módulos de deformação são, para os ensaios bidireci
anais, consideravelmente maiores corno pode-se ver através da
figura 3.10.
Em relação aos não-tecidos, pode-se dizer, de manei
ra geral, que os ensaios de tração bidirecional apresentam em
relação aos rnonodirecionais (Van Leeuwen, 1977):
Tensão na ruptura de 30 a 50% maior;
- Deformação na ruptura de 30 a 50% menor;
- Coeficiente de Poisson entre 0.25 a 0.50;
Módulos de deformação (E) consideravelmente maio
res.
O ensaio bidirecional cilindrico apresenta corno des
vantagem o sofisticado equipamento necessário a sua execuçao.
Outro problema associado ao ensaio e a presença da costura,
necessária para dar a configuração cilindrica ao corpo-de-prQ
vas. Por vezes, caso a costura nao seja bem feita, a ruptura
pode ocorrer ao longo desta.
3.1.5 - ENSAIO HIDRÃULICO DE TRAÇÃO
Raurnann (1979) desenvolveu um ensaio de resistência
ã tração em geotêxteis que denominou Ensaio Hidráulico de Tra
ção. O ensaio é realizado em estado de deformação plana e con
siste em se tracionar urna tira de geotêxtil, com as extrernida
des presas e impermeabilizada inferiormente por urna membrana
de borracha, através da injeção de água sob pressão entre a
19
membrana e suporte do ensaio, como pode ser visto na figura
3.11.
O equipamento é provido de dispositivos que perml
tem a execução de ensaios ciclices. O cálculo do ensaio é sim
ples. Admite-se que o geotêxtil se deforma segundo uma super
ficie cilindrica, e pode-se demonstrar facilmente as segui::i.
tes relações (ver figura 3.11).
T = p.R = p b/a
onde:
a = b R
Se o< b, a deformação e dada por:
E = 1 a
arcsena - 1
Se o~ b, tem-se:
1 E=~- (rr - arcsena) - 1
a
Para pequenas deflecções, a expansao em série da
função arcsena fornece:
arcsena = a (1 +
o que leva a:
2 o2 E =
T = 28
2 a
-6-
Os ensaios sao conduzidos com uma taxa de deforma
çao entre 1 e 5% por minuto. As dimensões recomendadas para a
tira de geotêxtil a ser ensaiada são 100mm x 800mm ou 200mm x
800mm, embora outras dimensões possam ser adotadas. Raumann
(1977) afirma que a influência de resistência à tração da mem
20
brana de borracha utilizada para a transmissão da pressao hi
drostática ao geotêxtil (ver figura 3.11) bem como a influên
cia do estado de tensões das bordas, na medida da deflecção,
sao desprezíveis.
Os resultados deste tipo de ensaio apresentam aumen
to considerável nos parâmetros de resistência da manta, quais
sejam: módulo de deformação e resistência à ruptura. Raumann
apresenta resultados comparativos entre ensaios de tração mo
nodirecionais com tiras de diversas dimensões e o ensaio hi
dráulico para um geotêxtil de poliéster agulhado como mostra
a figura 3.12.
Nessa figura, constata-se a marcante dependência do
módulo de deformação com as dimensões da tira nos ensaios mo
nodirecionais. O ensaio hidráulico apresenta as maiores carac
teristicas de resistência para o geotêxtil ensaiado.
Na figura 3.13 são apresentados resultados do ensaio
hidráulico para diversos tipos de geotêxteis. Os resultados
estão normalizados em relação à densidade superficial da man
ta, devido às diferenças de espessura e peso especifico dos
diversos tipos ensaiados.
Através de enchimento e esvaziamento sucessivos da
camara de pressao do aparelho, foi possível a Raumann a obten
ção de resultados do comportamento de dois geotêxteis quando
submetidos a carregamentos cíclicos. Na figura 3.14 aparecem
os resultados de ensaios cíclicos nos dois geotêxteis, um de
poliéster agulhado e o outro de fibras de polipropileno liga
das. O ensaio foi conduzido levando-se o geotêxtil até o est~
do de tensões representado pelo ponto A e depois reduzindo-se
e elevando-se esse estado 500 vezes até atingir-se o ponto C. No
21
vamente o estado de tensões era elevado até o ponto D e rep~
tido todo o processo. Os resultados obtidos nesse ensaio para
o geotêxtil de poliéster apresentam um módulo de deformação
• dinâmico (módulo de deformação no trecho de carregamento
clico) sensivelmente maior que o módulo do ensaio padrão.
Cl.-
A
deformação na ruptura para a manta de poliéster no ensaio cí
clico é a mesma do ensaio padrão. Todavia, para o geotêxtil
de polipropileno os resultados indicam um módulo de deforma
çao da ordem de grandeza do módulo inicial do ensaio padrão e
uma deformação na ruptura maior do que a apresentada no en
saio padrão.
3.1.6 - ENSAIO DE DEFORMAÇÃO PLANA MONODIRECIONAL
Riga & Perfetti (1980) apresentaram um ensaio de
tração em geotêxteis em condições de deformação plana em que
a solicitação de tração e monodirecional, como pode ser vis
to na figura 3.15.
A condição de deformação plana é, aproximadamente,
conseguida desde que a largura B0
(ver figura 3 .15) seja predomi
nantemente maior que a altura H do corpo-de-prova. A velocida
de do ensaio é de 50mm/min.
Os autores fizeram uma série de ensaios em dois ge2
têxteis não-tecidos para verificar qual a relação B /H ideal o
para o ensaio. Nos ensaios, adotou-se uma altura inicial do
corpo-de-provas de 10cm e as relações B /H ensaiadas foram de o
0.5, 1, 3, 5, 6.5 e 8.
Na figura 3.16 (a) pode-se verificar que para rela
çoes B /H maiores que 6,5 o estrangulamento das bordas do cor o
22
po-de7prova começa a ter menor relevância. Na figura 3.16 (b)
tem-se a variação do esforço de tração na ruptura, normaliza
do em relação à densidade superficial da manta, versus largu
ra do corpo-de-prova. Verifica-se, agora, que uma relação B / o
H acima de 3 já é suficiente. Todavia, somente para relações
acima de 6.5 a variação do módulo de deformação do geotêxtil
é pouco afetado pela geometria do corpo-de-prova, como pode
ser visto na figura 3.16 (c). Com isso, por segurança, os au
tores recomendam uma relação B /H igual a 8. o
A grande vantagem deste ensaio é, sem dúvida, a sua
simplicidade e facilidade de execução.
3.2 - FLU~NCIA E RELAXAÇÃO DE TENSÕES
As mantas de geotêxteis, quando em obras de engenh~
ria, estão sujeitas a ficarem solicitadas por uma carga cons
tante ou uma deformação constante durante muito tempo. Devido
a isto, surgem dois interessantes pontos a conhecer: Fluência
(deformação lenta à carga constante) e relaxação (decréscimo
de tensão à deformação constante).
O efeito de fluência será mais ou menos intenso em
função do tipo de material do qual é feita a manta. De uma ma
neira geral, pode-se dizer que as mantas de poliéster são as
menos atingidas pela fluência vindo a seguir as de poliamida
e as de poliprotileno (Van Leeuwen, 1977; Raumann, 1979; Paute
& Segouin, 1977).
Van Leeuwen (1977) cita que intensivas investiga-
çoes têm mostrado que os tecidos podem tolerar cerca de 60%
da sua carga de ruptura durante vários anos antes que a rupt~
23
ra possa ocorrer. Cita, também, o mesmo autor, que 80% da de
formação total das amostras durante ensaios ocorrem nos pri~
meiros 10 minutos após a aplicação de carga. Na figura 3.17 a
parecem alguns resultados de fluência em geotêxteis.
Embora a fluência seja um efeito indesejado, a sua
influência negativa ao longo do tempo é contrabalançada pelo
aumento do fator de segurança da obra, devido à manta auxili
ar, como elemento drenante, a dissipação das pressões inters
ticiais.
Raumann (1979), através do seu Ensaio Hidráulico de
Tração, apresenta resultados de ensaios de fluência a partir
de uma deformação inicial de 20% para diversos geotêxteis nao
tecidos e tecidos à base de polipropileno, bem como para um
geotêxtil não-tecido agulhado de poliéster. Os resultados sao
apresentados na figura 3.18. Nesta figura observa-se que, tam
bém no ensaio hidráulico, a manta de poliéster apresentou me
lhor comportamento quanto a fluência.
Quanto ao efeito de relaxação de tensões, também se
verifica a influência do tipo de material constituinte. Dados
sobre o assunto parecem, entretanto, escassos na bibliografia
talvez devido a menor importância prática da relaxação de ten
sões em relação a fluência. Na figura 3.19 são apresentados
alguns resultados de ensaios de relaxação de tensões em manta
de tecido publicados por Van Leeuwen (1977).
3.3 - ATRITO DE INTERFACE
A transferência de carga do solo para a manta pode
ser feita por atrito. Assim,a capacidade de interação entre a
24
manta e solo será função das características de atrito da in
terface solo x geotêxtil.
O ensaio que mede esta característica e conhecido
como ensaio de resistência de interface e está esquematizado
na figura 3.20.
O ensaio e conduzido de maneira semelhante ao en-
saio de cisalhamento direto, sendo o geotêxtil fixado
apoio que pode ser rígido ou composto de amostra do
a um
próprio
solo da caixa superior ou de solos diferentes. Desta maneira,
o resultado do ensaio dependerá de como sera a disposição e
características dos solos que têm contato com o geotêxtil.
De um modo geral, os ângulos de atrito encontrados
em ensaios de interface com materiais granulares variam entre
25° e soº crescendo com a granulometria do solo (RHODIA,1980).
Ensaios de Interface realizados no laboratório de
Mecânica dos Solos da Universidade Federal do Rio de Janeiro
(ver relatório COPPE/UFRJ, 1978) com apoio rígido e material
arenoso compactado com a seguinte composição: areia grossa =
2%; areia média= 21%; areia fina= 39%; silte = 10% e argila
= 27% apresentaram valores de ângulo de atrito de interface
entre 27 e 30°. No mesmo trabalho são apresentados resultados
de ensaios com apoio rígido como base do geotêxtil e argila
orgânica do centro da cidade do Rio de Janeiro como solo ten
do-se observado ângulo de atrito de 20° e uma adesão de 12kN/
2 m. Em ambos os ensaios o geotêxtil utilizado foi o Bidim, CQ
mumente encontrado no mercado brasileiro. Na figura 3.21 apr~
sentam-se os resultados destes ensaios.
No presente trabalho foi executada uma série de en
saios de interface entre solo compactado com a seguinte comp2
25
sição: areia grossa= 4%; areia média= 11%; areia fina= 22%
(total de areia 37%); silte = 22% e argila = 41% e geotêxtil
da marca Bidim. O ângulo de atrito encontrado foi de 28° com
uma adesão de 6.0 kN/m2 . A envoltória obtida está apresentada
na figura 3.22.
3.4 - ENSAIO DE PENETRAÇÃO
O ensaio de penetração simula a solicitação, impos
ta à manta, devido as pontas de elementos rochosos principal
mente quando estes são depositados sobre o geotêxtil e uma ca
mada mais compressível. Um esquema desta solicitação
ser visto na figura 3.23.
pode
O esquema do ensaio de penetração e mostrado na fi-
gura 3.24.
O ensaio realizado deixando-se cair sobre um pedaço
de geotêxtil perfeitamente preso à um molde (molde de ensaios
CBR, por exemplo) um peso em forma de cone. O peso do cone
bem como as dimensões apresentadas na figura 3.24 foram obti
das através de experiências. Após a queda do peso, o diâmetro
da abertura provocada é medido através de uma gabarito, como
mostra a figura 3.25.
Em geral, o peso cônico e deixado cair por dez ve
zes sobre o geotêxtil e a média das aberturas provocadas for
nece o Índice de penetração para o geotêxtil. Desta maneira,
menor valor para o Índice de penetração indica melhor desemp~
nho para este tipo de solicitação.
A figura 3.26 apresenta resultados comparativos de
resistência à penetração para vários geotêxteis (Alfhein &
26
Sor.lie, 1977). Verifica-se que os não-tecidos (Bidim, Polyfelt,
Trevira) se comportam relativamente melhor que os tecidos. S~
gundo os citados autores, os fatores mais importantes que in
flenciam os resultados dos testes são: o tipo de polímero
constituinte das fibras, o método de ligação das fibras e o
peso do material por area.
3.5 - RESISTtNCIA AO ESTOURO
Outro tipo de solicitação a que pode ser submetida
a manta de geotéxtil é a indicada na figura 3.27.
Devido às irregularidades do terreno onde se assen
ta, a manta pode vir a sofrer um puncionamento, em acidentes
localizados do terreno, devido ao peso do material granular co
locado sobre si.
O esquema do ensaio de estouro está indicado na fi-
gura 3. 28.
Neste ensaio a manta é forçada a entrar num orifí
cio circular através da aplicação de pressão numa membrana de
borracha colocada sob a mesma.
Na tabela 3.2 aparecem valores da resistência ao es
touro para alguns geotêxteis.
Em geral, os geotêxteis que apresentam maior defor
mabilidade nos ensaios de deformação plana são, também, os
que apresentam maiores deformações antes de ocorrer a ruptura
por estouro. Em termos médios, os tecidos se apresentam mais
resistentes ao estouro.
27
3.6 - RESISTÊNCIA AO RASGO
Outro aspecto a se considerar é a possibilidade da
manta rasgar-se durante a vida útil da obra. Acredita-se que
os outros tipos de solicitações já apresentadas sejam bastan
te mais prováveis de ocorrer num aterro sobre solo fraco do
que o rasgo. Também, a menos de um defeito de fabricação, o
rasgamento deve vir como consequéncia de outro fenômeno tal
como: ruptura por tração, penetração ou estouro.
Para estudar o comportamento dos geotêxteis no ras
gamento, Sissons (1977) apresenta dois ensaios, a saber: En
saio de Rasgamento Localizado ("Hook Tear Test") e o Ensaio
de Rasgamento em Forma de Asa ("Wing Tear Test"). O primeiro
pode simular a ação dos cantos vivos de elementos rochosos e
o segundo a propagação do rasgo ao longo da manta. Os ensaios
aparecem esquematizados na figura 3.29.
Para os ensaios são utilizados pedaços quadrados de
manta com 15cm de lado.
Sissons (1977) apresenta resultados comparativos en
tre os dois métodos de ensaios, onde pode-se constatar uma ra
zoável correlação entre os dois tipos de ensaios para os ge~
têxteis do tipo não-tecido. Os resultados de Sissons estão
apresentados na figura 3.30.
3.7 - COMPORTAMENTO MECÂNICO DOS GEOTÊXTEIS - COMEN
TÁRIOS FINAIS
Neste capitulo foi apresentado, de maneira resumi
da, o comportamento da manta geotêxtil aos diversos tipos de
28
solicitações que lhe podem ser impostas. Tais solicitações,
simuladas em laboratório, visam reproduzir esforços presentes
in situe, através dos resultados obtidos nos ensaios, forne
cer subsídios a um projeto racional da manta a ser empregada.
Como em vários campos de engenharia, alguns ensaios simulam
mais corretamente, ou menos corretamente, os esforços reais
que irão atuar. No caso do reforço de aterros sobre solos fra
cos com geotêxteis, isso não é exceção.
No presente trabalho, em que o estado predominante
é o de deformação plana, a utilização de resultados de ensaios
de tração monodirecionais para hipótese de comportamento de
mantas de não-tecidos leva a valores de módulos de deformação
e resistências totalmente irreais, embora no caso dos tecidos
os resultados deste ensaio não fujam muito aos ensaios
corretos, quando a direção ensaiada é a de lançamento
mais
dos
fios. A execução de ensaios monodirecionais em tecidos, em di
reçao outras que não as de lançamento dos fios, fornece resis
tências à tração mais baixas. Todavia, nesse caso, além da
nao representatividade do ensaio já discutida, tais direções
nao seriam colocadas sob as condições mais severas de esfor
ços mecânicos num projeto elaborado conscientemente.
No Ensaio de Tração Localizada, devido à configura
çao geométrica do ensaio, o estado gerado se aproxima um po~
comais do estado de deformação plana. Ainda assim, os resul
tados de resistência são subestimados nesse ensaio.
Os Ensaios Monodirecional e de Tração Localizada sao
os ensaios de tração mais rápidos e mais simples de se execu
tar. São, também, os resultados desses ensaios que são apre
sentados geralmente como características de resistência a tra
29
çao do geotêxtil nos catálogos dos fabricantes (principalmen
te o de Tração Localizad~. Seria bastante conveniente que a
partir de resultados obtidos em ensaios mais simples como es
tes, se pudesse extrapolar os resultados para o comportamento
a deformação plana que requer ensaios mais sofisticados. Isso
parece ser possivel no caso do ensaio de Tração Localizada on
de se poderia obter um fator multiplicativo que levaria ao re
sultado do ensaio de deformação plana. Todavia, tal fator te-
ria um determinado valor para cada fabricante de
nao podendo ser considerado como geral.
geotêxtil,
O Ensaio de Tração Bidirecional Cilindrice e um en-
saio de maiores potencialidades e fornece resultados em ter
mos de módulo de deformação e resistência à ruptura signific~
tivamente maiores que os ensaios mais simples. Todavia, é um
ensaio sofisticado exigindo muito cuidado e atenção do opera
dor na sua execuçao.
O Ensaio de Deformação Plana de Sissons, embora se
ja um ensaio rápido e simples, apresenta o inconveniente da
presença dos pinos atravessando a manta ensaiada, o que certa
mente altera o estado de tensões, principalmente quando se es
tá próximo à ruptura do corpo-de-prova.
O Ensaio Hidráulico de Tração reproduz de maneira
mais simples, que os citados anteriormente, a condição de de
formação plana. Contudo, mais simples ainda e por isso mais
indicado para utilização corriqueira na avaliação do compor
tamento em deformação plana dos geotêxteis é o ensaio de De
formação Plana Monodirecional apresentado por Riga & Perfetti
(1980). Com a existência desses dois Últimos ensaios citados,
não parece haver justificativa que os fabricantes de geotêx-
30
teis continuem a fornecer, em seus catálogos de produtos, ap~
nas o resultado do ensaio de Tração Localizada como dado so
bre a resistência à tração da manta.
De um modo geral, o geotêxtil do tipo tecido apre
senta uma resposta mais rápida às solicitações impostas, isto
é, o esforço de tração é transmitido diretamente aos fios sem
envolver deformações iniciais significativas. Com isso, o te
cido apresenta um módulo de deformação elevado ainda a níveis
de tensões baixos. Já os não-tecidos, devido à configuração~
leatória dos fios, devem admitir uma deformação inicial até
que os seus fios resistam efetivamente ao esforço aplicado.
Observou-se, ainda, uma significativa influência do nível de
tensões no valor do módulo de deformação de geotêxteis à base
de polipropileno e, também, em geotêxteis não-tecidos com
fios ligados por calor ou resinas sintéticas. t importante n2
tar, também, o excelente comportamento do geotêxtil não-teci
do de poliéster quando submetido a ensaios cíclicos de tração
através dos resultados apresentados por Raumann (1979).
No que diz respeito a fluência, os geotêxteis aba
se de poliéster são bastante estáveis, o que não pode ser di
to em relação aos que são confeccionados a base de polipropi
leno.
Em solicitações como as simuladas nos ensaios de p~
netração e resistência ao rasgo os geotêxteis não-tecidos p~
recem se comportar melhor que os tecidos ao passo que no en
saio ou resistência ao estouro, por ser uma solicitação de
tração, os tecidos parecem se comportar melhor.
De um modo geral, os geotêxteis do tipo tecido sao
capazes de possuir módulos de deformação maiores e deformação
31
na ruptura menores que os não-tecidos devido a configuração
estrutural da manta de tecido. Por outro lado, os não-tecidos
parecem ser mais resistentes às solicitações ocasionais passf
veis de ocorrência numa obra. O material mais conveniente pa
ra a confecção das fibras ê o poliéster e o processo de con
fecção da manta de não-tecido que parece ser mais indicada no
atual estágio de conhecimento é o de agulhagem.
32
~LI /GEOTEXTIL
1 1 ANTES DO ENSAIO
1
20.0 cm ~ T 1
(POSIÇÃO INICIAL
T DURANTE O ENSAIO
• FIG. 3 1 - ENSAIO MONOOIRECIONAL EM GEOTEXTEIS
150°
180° /
SENTIDO
TRANSVERSAL 1
210°
FIG. 3.2 -
120°
/ -TECIDO
240º
CARACTE RISTICAS NO ENSAIO DE RHODIA ( 1980)
DE
SENTIDO LONGITUDINAL
-NAO TECIDO
270º
ISOTROPIA
60°
330º
300°
• DOS GEOTEXTEIS
TRAÇÃO MONODIRECIONAL - APUD
33
NAO-TEC IDO DE POLI ESTER
E TECI DO DE
u POLI PROPILENO
( PROCESSO ROTATIVO)
,n 0.8 ..... z :.:
o 0.6 I<[
Ili z NÃO-TECIDO w • DE ~ POLI ESTER
0.4 1 IMPREGNA RESINA) DE POLIPROPILENO
( PROCESSO ROTATIVO)
0.2
20 40 60 80 100 120 140
O E FORMAÇÃO ( % )
IG. 3. 3 - CURVAS TENSÃO x DEFORMAÇÃO TÍPICAS PARA ENSAIOS •
MONO DIRECIONAIS EM GEOTEXTEIS - APUD RHODIA (1980)
T
m 1 . ;
25.4mm
T
34
/PEDAÇO DE GEOTÊXTIL 200 x 200 mm
GARRA
FIG.3.4-ESQUEMA DO ENSAIO DE TRAÇÃO LOCALIZADA
TENSÃO NA DEFORMAÇÃO TENSAO A
G EOTÊXTIL RUPTURA NA RUPTURA 5°/o DE ( N) ( % ) DEF~RNMfÇÃO
NÃO-TECIDO LIGADO
POR CALOR 900 -1400 70 - 125 110 - 240
NÃO -TECIDO AGULHADO 750- 950 65 - 150 10 -20
NÃO-TECI DO LI GADO 650 - 800 50 - 65 100-250 POR RESINA SINTÉTICA
TECI DO 800 -1000 10 -25 300 - 350
' . TABELA 3.1- CARACTERISTICAS DE !!ESISTENCIA 'A TRAÇAO
PARA DIVERSOS GEOTEXTEIS NO ENSAIO DE
TRAÇÃO LOCALIZADA. VALORES NORMALIZADOS EM 200 g/m2 -APUD SISSONS (1977)
GEOTÊXTIL
20•20cm
GARRA
FIG. 3.5 - ESQUEMA
1
DO
T
i
.
T
ENSAIO DE
T
i 1 • G EOTÊX TIL
11..._~ PINOS ATRAVESSANOO
O GEOTÊXTIL
ES PAÇADOR ES RfolDOS
DOS PINOS
1
l T
DEFORMAÇÃO PLANA DE SISSONS (1977)
w u,
36
>000
E ... o N b
' Z2000 o .... ., z "' 1-
1000
50 l(X)
DEFORMAÇÃO(%)
NÃO -TECIDO AGULHADO (200g/m2 )
E ... o N Z000
' z
o ... ., Z 1000
"' 1-
00 100
DEFORMAÇÃO(%)
NAO-TECIDO LIGADO POR RESINA ( 200g / m2 )
>000
E b ... o N
' zooo z
o ... ., d
z 1000 "' 1-
o~----------,.,. o 50 100
DEFORMAÇÃO (%)
NÃo-T ECI DO LIGADO PCR CALOR ( 200 g / m2 )
E ... o N
'- 2000 z
o ... ., z "' IOCI) 1-
a
OL....----------0 50 100
DEFORMAÇÃO(%)
T E CI DO ( 11 O g / m2
)
FIG. 3. 6 - RESULTADOS DE ENSAIOS DE DEFORMAÇÃO •
PLANA ( 1977 ) PARA DIVERSOS GEOTEXTEIS -APUD SISSONS
CE LULA
/
CÉLULA DE PRESSAO
MEDIÇAO CONllNUA DO
DIAMETRO--t+-"I
MANÔMETRO
MEDIÇÃO DO VOLUME DE
ÁGUA
-l-++---- ANTEPARO
CORPO DE
PROVA ------JANELAS
// ME:IEÇÃO
FIG. 3. 7 - ESQUEMA DO ENSAIO BIDIRECIONAL CILi'NDRICO DE TRAÇÃO - APUD VAN LEEUWEN ( 1977)
1 .,, ---T-- -- ...
1
1
E u o
-::.:::_-_._: ---~ "'
__ 1 __
~
E u .. ----,---~---[ .
'
GARRA SUPERIOR
ESTADO INICIAL d, 10cm
AUMENTO DO RAIO
GARRA INFERIOR
FIG. 3.B - DEFORMAÇÃO DO CORPO DE PROVA NO ENSAIO BIDIRECIONAL CILINDRICO-
APUD VAN LEEUWEN (1977)
38
A - TECI DO COM FIOS
DE POLI A MI DA
B- TECIDO .COM FIOS DE POLIESTER
t DIREÇÃO DE LANÇAMENTO
1
DOS FIOS
/DIAGONAL
( DIREÇÃO DOS FIOS DE ABRAÇAMENTO
(o) TENSAO NA RUPTURA
t DIREÇÃO DE LANÇAMENTO
1 DOS FIOS
/DIAGONAL
I
!
1 ' o. \
li
j DIREÇÃO DOS FIOS 1 / DE ABRAÇAMENTO
( b ) DE FOR MAÇAO NA RUPTURA
FIG. 3.9 - VERIFICAÇÃO
OS TECIDOS
DO GRAU . ATRAVES
DE DE
1 SOTROPIA ENSAIOS
BIDIRECIONAIS -APUD VAN LEEUWEN ( 1977)
PARA
39
32
30
28
26
24
a2
E 20 /e
'18 z ::. 16
14 li)
12
1()
8
6 / A-NÃO-V:CIDO COM FIOS BASE DE
4 / POLIAMIDA. B-NÃO-TECIDO COM
2 / AOS'A BASE DE / POLI ÉS TER
o o 10 20 30 40 50 60 70 80
E ( % )
FIG. 3.10 - COMPARAÇAO ENTRE RESULTADOS DE ENSAIOS
MO NO DIRECIONAIS E BIDIRECIONAIS PARA
NAO- TECIDOS -APUD VAN LEEUWEN (1977)
0
DEFLECTOMETRO
PLANTA
0
0
40
G EOTÊXTIL
PARAFUSOS
MEMBRANA IMPERMEÁVEL
CORTE A-A
GEOTÊXTIL
DEFORMADO
TU B U LAÇÕ E.S PARA ENSAIOS C I CLI COS
FIG. 3.11 - ENSAIO HIDRÁULICO DE TRAÇÃO EM GEOTÊXTEIS--APUD RAUMANN(l979)
18.0
e
' z 12.0 ... o .... V, a.o z "' ~
4.0
o.o o
/ I
/ '
/ /
41
[NSAIO HIDRÁULICO
/ /
.,, ... ·-, 2
// ..... 3 /
' ' '
/ /
.-·-4
20 40 60
DEFORMAÇÃO (%)
FORO LADO
H - lt"• a" .•• 1..2.
I .--1-----, e" a z " ~zao-1.so ... n .....
2 - ylODlla • ,oo..
n r- • a•
3- u 50-. zoo-
~ ,· ,. s" 4- V zs-· ,1,-
FIG.3.12-CURVAS TENSAO x DEFORMAÇAO PARA UMA MANTA ' DE POLIESTER AGULHADA EM FUNÇÃO DAS
DIMENSÕES DO CORPO D E PROVA -APUD RAUMANN ( 1979)
11111 80.0 e
' o "' 1~' z e L1J ......_ 40.0 ~z
TECI DO D E POLIPROPILENO
NÂO-TECIOO DE POLIÉsTER AGULHADO
--------........ ----POLIPltOf'ILENO LIGADO
NÃo-TECIDO DE POLIPftOPILENO AGU LHAOO
------ ---POLIPROPILENO LIGAOO
20 40 eo ao 100 120
DEFORMAÇÃO ( % )
FIG. 3.13- CURVAS TENSAO ll DEFORMAÇAO PARA • '
DIVERSOS
GEOTEXTEIS OBTIDAS A TRAVES DO ENSAIO . HIDRAULICO -APUD RAUMANN ( 1979)
( o ) POLIÉSTER AGULHADO
.. 100
' E
);;AIO
CONVENCIONAL z
"' o "' 80 N / DINÂMICO ..J ENSAIO <l / ::E
/ o:: o / ,, , z 60 o ', ,
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1 I 1 1 1 1
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1 f/ 1-l-U
o ' ' ' : ', .. '"' ff~soo "' 20 z "' CICLOS 1-
1 10 100
0-f...----~---~----~--20 40 60
OE FORMAÇÃO { % )
-.. ,100 E z
"' o
"' 80 N
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60
o
'"' " "' o:: 1- 40
"' o
o
'"' "' z 20
"' ...
o o
( b) POLI PROPILENO LIGA 00
\: ~O:;NCIONAL
,,,, ..... / ENSAIO DINÂMICO
/ / r~,r--r'--r--..... /o ' ,' '
/ ,,,'/ ,' 4c//,'''' ",,,,, '/ ,'
J1,11l'I II 1 '1 / 1 1 I I I 1.---1 1 1
l / 1 1 1 I I 1 ---L---J 1111•,••, ,,.,_,,, I I 1 -t...4' __ ., ' ' , , I I I 1
it-f, 500 CICLOS
1 10 100
20 40 60
DEFORMAÇÃO{%)
•
80
FIG. 3.14 - CURVAS TENSAO X DEFORMAÇAO DE ENSAIOS DINAMICOS PARA • DOIS GEOTEXTEIS ( 1979 ) NÃO-TECIDOS -APUD RAUMANN
43
• GARRA GEOTEXTIL
T
1
' / 1 I I
1 I
1 I 1 I 1 B ! H
1 ' I 1 1
ESTRANGULAMENTO \ I DURANTE o ENSAIO \
I 1 1
/ /
·' /
/ •
GARRA T
ª•
FIG.3.15-ESQUEMA DO ENSAIO DE DEFORMAÇAO PLANA MONODIRECIONAL
1.0
0.8 o
"' 0.6
' "' 0.4
0.2
o.o 5 10
44
ALTURA DO CORPO DE PROVA, H, 10 cm
\NÃO-TECIDO TIPO B
30 50 Bo
65 BO
( ,,) RELAÇAO LARGURA
DE ESTRANGULAMENTO EM FUNÇÃO INICIAL 00 CORPO DE PROVA
º-ªº ... <> .. .. , o:: E ,_ z60 ~ .. -' ..
~ ~40 zN
CLl,I :i >- .. !!? :E 20 (J) o:: "' o a: z
H; 10 em
o+-~~--~---~--.---.-5 10
( b) VARIAÇAO DA RESISTENCIA
50 Bo
65
' -
80
A TRAÇAO COM
LARGURA INICIAL DO CORPO DE PROVA
'3 :, o
'O :E
--- .ll---o---o
r:t'ct', .... -ó
,
• .,.,,---- . • • H: 10 cm
o+-, ....... ----.-----.---s 10 30 50 65 80
Elo
A
DA
(e) VARIAÇAO DO MODULO DE ELASTICIDADE COM LARGURA INICIAL DO CORPO DE PROVA
.
A
FIG.3.16-VERIFICAÇAO DA INFLUENCIA DA LARGURA DO CORPO DE PROVA NO ENSAIO DE DEFORMAÇAO PLANA
MONO DIRECIONAL - APUD RIGO a PERFETTI ( 1980)
ICXJ
90
80
70
~60
50 o ... <>40 .. :li
~ 30 ""' o 20
10
RI..PTURA ..,.- NÃo-TIE'.CIDO CONITITUID0 -----V 01: ,i111u DE NYLON 1 POLIPltOPILENO
/ .,v NÃO-TECIDO FIBRAS CONTÍNUAS º' º"'/ POLIPROPILENO- AGULHADO ,._.. -1::,•I"
' ... .-
l , -~ ·º·:~ -· F-cre.1-
NÃO-TECIDO f!B~AS DE POLIPROPILENO --...-- IE POLIÉSTER-AGULHADO
' j O-e• o.,a a-,, - -_.u ~--- ..,-NÃO-TECIDO FIBRAS CONTfNUAS a-9 .. 0.1,r,, -~ ~ /.t: V DE POLIÉSTER AGUlHADO l ----------
0'"9•0.570"9, I :/a-8 ~o.soa-1 ,
'
o 0.1
TE6'~1- ~oL\ÉsTER
1 1 1 I I I 10
TEMPO EM DIAS
•
CONVENÇÕES,
RESULTADOS PARA NAO-TECIDOS-APUD PAUTE, 8 SEGOUIN , ( 1977 )
RESULTADOS PARA TECIDOS APUD VAN LEEUWEN, ( 1977)
«-e • TENSÃO TANGENCIAL
cre, • T ENSÀO TANGEtl:IAL DE RUPTURA
~/ TECID0-P0LJ1AMl0A
1
.-.,:0.00,,..~, 1 I 1
FIG. 3.17 -COMPORTAMENTO OE VARIOS GEOTEXTEIS QUANTO A FLUÊNCIA -ENSAIO BIDIRECIONAL CILINDRICO
IOO
100
46
/ TECIDO DE / POLIPROPILENO
/ POL IPROPILENO
/ //
LI GADO . /
•i 60 ./ /// POLIPROPILENO <l /// _.- AGULHADO
a::I 40 / ' ,/ ,/ .... · POLIPROPILENO o / . ,,<.····· LIGADO
~ 20L--_.,:l!..-,.l'..· '.""r_:-:-"Ç::;;.s::::.·:::··":_::·'::._-: ... _.::_ •.• _··_··---PO LI ÉS TER
AGULHADO
10 '. 100 lodo lhbra ldio l~na
TEMPO
FIG. 3.18 - RESULTA DOS DE ENSAIOS DE "FLUÊNCIA"
ENSAIO HIDRÁULICO DE ,
ATRAVES DO
-APUD RAUMANN ( 1979)
TECIDO DE POLIAMIDA
DEFORMAÇÃO , 20 %
/_ DEFORMAÇAO = l!I %
' 0.1 11.0
' 10.0 1 100.0
4 S0
egundo1 IOMln. 1 Dia 32 Dias
TEMPO ( OI AS )
OBTIDOS
TRAÇAO -
FIG. 3.19- VERIFICAÇÃO DO EFEITO DE
TENSÕES EM UMA MANTA DE
RELAXAÇÃO
TECIDO -
DE
-A PUD VAN LEEUWEN (1977)
P ( CARGA NORMAL)
MÓVEL
T SOLO ( CARGA CISALHANTE)
GEOTÊXTIL CAIXA FIXA APOIO
,.
FIG.3.20-ESQUEMA 00 ENSAIO OE RESISTÊNCIA OE 1 NTERFACE
"'e ..... z
" "' ... z <t :r .J <t (1) -u
o I<(
(1)
z "' ...
100
SOLO ARENOSO COMPACTADO • GEOTÊXTIL ( BIDIM)
ARGILA ORGÂNICA • GEOTÊXTIL ( BIDIM)
O-fll';;._----------+----------+------------1 o
.
100
TENSÃO
200 300
NORMAL ( KN / m1 )
FIG. 3.21 - RESULTADOS MEDIOS DOS ENSAIOS DE INTERFACE REAL! ZADOS NO LABORATÓRIO DE 50 LOS DA UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO DE JANEIRO( RELATÓRIO COPPE/UFRJ, 197B)
... .... z ..
49
ENVOLTÓRIA DE RUPTURA DO MATERIAL DE ATERRO DA ESTRADA DE ACESSO
:i:,o~-----+---------:J;,.-:-----t-------t---, .J .. "' -u
o ... "' 5D+-~,,,C:...--+-z ... ....
ENVOL TÓR!A DO ENSAIO DE INTERFACE ATERRl 1
GEOTÊXTIL
50 100 150 200
TENSÃO NORMAL ( KN/m2)
FIG. 3.22 - RESULTADOS REALIZADOS
DOS ENSAIOS DE INTERFACE NO PRESENTE TRABALHO
50
PE ORAS
GEOTDTIL
SOLO COMPRESSÍVEL
/// SCl.lCITAÇÃO DE PENETRAçÃO
/
FIG. 3.23- ESQUEMA DA SOLICITAÇÃO QUE JUSTIFICA O ENSAIO DE PENETRAÇÃO
FIG. 3.24- ENSAIO
51
0<. = 45º
d , 50mm
W, 10 N
h , 500 nvn
D, 152mm
LGEOTÊXTIL
D
OE PENETRA ÇAO
... 11,111111111111111 p O 10 20 3:l 40 50 AUMENTO
DIÂM. (mm) 200mm
.
h
FIG.3.25-MEOIDOR DO OIAMETRO DA ABERTURA CAUSADA NO ENSAIO OE PENETRAÇAO
.. o
.. <.)
o z
2
o
~
' :::,
... ... "' "' ' ' :::, :::,
BIOIM
o o o "' :li "' o o "' ... !::: li! : Q. Q. Q.
g 8 "' "' (/) (/)
1- 1-
::, COLBONO POLYFELT
FIG. 3.26 - RESULTADOS OE ENSAIOS
DIVERSOS GEOTÊXTEIS -APUD
~ Q "' li: ...
o.. IE
TERRAM
o 2
g "'
o o ...
TREVIRA
o ~
DE PENETRAÇÃO
ALFHEIM & SORLIE
., <O
<O "' 8 "'
TYPAR
PARA ( 1977)
FIG. 3.27- ESQUEMA O ENSAIO
DA OE
53
GEOTÊXTIL
SUPERF(CIE DO TERRENO
S OLICITAÇAO QUE RESISTÊNCIA AO
JUSTIFICA ESTOURO
PLACA CIRCULAR R IGIDA
G EOTÊXTIL
t(7/m~;:;BRANA 1 M PERMEÁVEL
p
FIG. 3. 28 - ESQUEMA 00 ENSAIO OE RESISTÊNCIA
AO ESTOURO
• TENSAO OE ESTOURO ALTURA 00 TRECHO GEOTEXTIL
N/ cm2 DEFORMADO NA RUPTURA cm
NÂO-T E CI DO LIGADO POR 100 - 200 1.4 - 2 1 CALOR
NÀO-T ECI DO AGULHA DO 100 - 210 11 - 1. 9
NAO-TECIDO LI GADO POl'I
SINTÉTICA 150 - 270 0.9 - 1.1
RESINA
TECI DO 350 - 380 1. o - 1. 2
' • TABELA 3.2 - VALORES TIPICOS OE RESISTENCIA AO ESTOURO PARA
• ALGUNS GEOTEXTEIS ( NORMALIZADO EM 200 g / m
2 )
55
GEOTÊXTIL
1
GARRA GARRA
(o) ENSAIO DE RASGAMENTO LOCALIZADO
c::=:=:=::;:t'.:::=::::;::::=::J----GARRA
. /G EOTEXTIL
' (b) ENSAIO DE RASGAMENTO EM FORMA DE ASA
FIG. 3. 29 - ESQUEMAS DOS ENSAIOS DE RASGAMENTO
z
o o ... ~ .J ... u o .J
o .... z "' :i; ... "' "' ... a:
o ... .. u z
'"' .... "' 13 a:
1000
800
600
400
200
56
TECIDO (1080/ m1 )
NÃO-TECIOO
• •
DENSIDADE SUPERFICIAL
\ LIGADO ( 240o/m•1
NÃO-TECIDO LIGAD0(280o/m1 )
• • NÃO-TECIDO AGULHADO (280 o/ m•)
NÃO-TECIDO LIGADO ( 140g/m•)
• • NÃO-TECIDO AGULHADO (210 o/ m•)
e NAO - TECIDO LIGADO POR RESINA (2000/m•)
e NAO-TECIDO LIGADO POR CALOR (130o/m2)
e NÃO -TECIDO LIGADO
POR RESINA ( 260 O/ m•)
0----------------------~---o 100 200 300 400 500
RESISTENCIA AO RASGAMENTO EM FORMA DE ASA ( N )
FIG. 3.30 - COMPARAÇÃO ENTRE RESULTADOS DE ENSAIOS DE
RASGAMENTO LOCALIZADO E RASGAMENTO EM FORMA •
DE ASA PARA DIVERSOS GEOTEXTEIS -APUO SISSONS(l977)
57
CAPITULO 4
UTILIZAÇÃO DE MANTA GEOTÊXTIL COMO
REFORÇO DE ATERROS SOBRE SOLOS FRACOS
58
4 - UTILIZAÇÃO DE MANTA GEOT!XTIL COMO REFORÇO DE
ATERROS SOBRE SOLOS FRACOS
Neste capitulo é comentada a influência da presença
do geotêxtil na base de aterros sobre solos fracos no compor
tamento mecânico do conjunto. t analisada a sua influência na
contribuição para a segurança contra a ruptura da fundação ar
gilosa e na minimização dos recalques do aterro.
4.1 - AUMENTO DO FATOR DE SEGURANÇA CONTRA A RUPTU
RA GENERALIZADA
A presença de um material resistente entre um ater
ro e a fundação mole pode provocar um aumento no fator de se
gurança da obra, conforme mostra a figura 4.1. Essa melhoria
na estabilidade precisa ser analisada, o que pode ser feito
mais facilmente através dos métodos de equilíbrio limite.
Estes métodos apresentam, entretanto, a desvantagem
de nao levarem em conta as relações tensão x deformação dos
materiais envolvidos. Isso se torna patente quando os mate
riais apresentam relações tensão x deformação como as apreseg
tadas na figura 4.2.
As características mecânicas apresentadas na figura
4.2, poderiam levar a crer que o primeiro material a romper
seria o aterro (o mais rígido) vindo a seguir a fundação arg!
losa ou o geotêxtil, dependendo de suas características mecâ
nicas. Todavia, segundo Chirapuntu & Duncan (1977), para cur
vas tensão x deformação do aterro e da fundação como as indi
cadas na figura 4.2, a maior concentração de tensões na funda
59
çao faz com que essa atinja a ruptura primeiro quando o ater
ro apresenta, ainda, um nível de tensões relativamente baixo.
Assim, só após a plastificação da fundação, o aterro e o geo
têxtil passam a ser significativamente solicitados. Deste mo
do, a manta geotêxtil será, provavelmente, o Último elemento
a atingir a ruptura.
A análise de estabilidade por equilíbrio limite ad
mite o comportamento rígido plástico, isto ê, todos os mate
riais envolvidos rompem abruptamente para uma pequena deforma
çao.
Na bibliografia mundial encontra-se, em geral, como
dados referentes ao aumento do fator de segurança da obra de
vido à presença do geotêxtil, valores entre 5 e 10%.
Num interessante trabalho sobre este assunto, Volman
ét al (1977) levaram dois aterros à ruptura numa mesma camada
de argila mole, sendo que um dos aterros continha uma manta
de geotêxtil tecido instalada na base e o outro não. Os ater
ros foram construídos com a mesma velocidade (1 m/dia) e as
mesmas características tendo o reforçado apresentado traços
de ruptura quando por volta de 4.Sm de altura e o sem reforço
rompido literalmente com 3.Sm de altura. Com isso, os autores
concluem o trabalho afirmando que a utilização do geotêxtil
como reforço permite que o aterro seja construído com taludes
mais íngremes e a velocidade maiores.
Broms (1977) conclui que a presença da manta geotê~
til faz com que o círculo com menor fator de segurança tenda
a se deslocar na direção da região de instalação do geotêx
til. Dependendo da resistência à tração deste, o centro do
círculo crítico pode atê mesmo se localizar sobre a manta, co
60
mo mostra a figura 4.3.
Para se ter uma idéia mais consistente da influên
cia da presença da manta no fator de segurança de um aterro
sobre argila mole, processou-se o programa BISPO para análise
de estabilidade de taludes. Esse programa foi resultado da te
se de mestrado de Moraes Jr. (1974) tendo sido atualizado re
centemente por Palmeira & Almeida (1980).
Para o processamento pelo programa BISPO, estudou
se a estabilidade não-drenada de um aterro de talude 1/1 col~
cado sobre uma camada de argila mole de 10m de profundidade,
com resistência não-drenada variando, linearmente, com a pro
fundidade. O geotêxtil foi admitido na base do aterro. Foram
feitas as combinações, para várias alturas de aterro, entre a
coesao do aterro - que e o parâmetro de resistência do ater
rode maior significância no valor do fator de segurança para
esse tipo de problema, ou seja, aterros de baixa altura sobre
solos moles (Ramalho Ortigão, 1980) e o valor da resistên
cia â tração da manta. As hipóteses básicas desse processameg
to estão sumarizadas na figura 4.4.
Na figura 4.5 vê-se a variação do valor do fator de
segurança com a altura de aterro para uma das coesões adota
das e para as diversas resistências à tração admitidas para a
manta.
Através de gráficos semelhantes ao da figura 4.5,
foi possível traçar curvas de variação da altura do aterro em
que ocorre fator de segurança unitário versus valor da resis
tência da manta, para diversas coesoes utilizadas. Isso pode
ser visto na figura 4.6.
61
Depreende-se desta figura que a partir de um dado
valor da resistência da manta, valor esse dependente da coe
são do aterro, o fator de segurança não mais sofre variação.
Isto se deve ao fato, citado por Broms (1977) e descrito no
parágrafo anterior, de que o ponto de mínimo fator de segurag
ça passa estar sobre a direção de aplicação do esforço no
geotêxtil e, para este ponto, o valor do fator de
independe do esforço na manta.
segurança
Na figura 4.7 é mostrado o deslocamento do centro
de menor fator de segurança em função da resistência S da man
ta têxtil para um dos casos analisados. Verifica-se que para
esforços atuantes no geotêxtil iguais ou maiores que 80 kN/m.
O centro de menor FS se coloca sob a direção de instalação da
manta.
Através desta análise teórica feita com o auxílio
do programa BISPO, pode-se concluir que a utilização de geo
têxtil na base de um aterro sobre argila mole aumenta a altu
ra crítica do aterro. O aumento percentual de altura do ater
ro, previsto teoricamente, pode ser visto na figura 4.8
um dos casos rodados. O aumento percentual no fator se
rança se situou, na maioria dos casos analisados, dentro
faixa de 5 a 10%.
para
segu
da
4.2 - UTILIZAÇÃO DE GEOT!XTEIS COMO REFORÇO DE ATE~
ROS RODOVIÃRIOS DE BAIXA ALTURA: ABORDAGEM TE
ÕRICA E OBSERVAÇÕES PRÃTICAS
Além da contribuição do geotêxtil contra a ruptura
generalizada da fundação, tem sido pregado pelos fabricantes
62
geotêxteis que o aterro reforçado conta, também, com a contri
buição dos esforços de tração desenvolvidos na manta para a
redução das deformações da fundação. Urna aproximação desta con
tribuição é apresentada na figura 4.9. Assirn,adrnitindo a pos
sibilidade do geotêxtil absorver parte da carga transmitida à
fundação, seria possível a economia de material de aterro,
quer seja pela diminuição da altura ou pela minimização do ma
teria! que se infiltra na fundação, quando da ocorrência de
rupturas localizadas. Nos parágrafos seguintes são apresenta
dos procedimentos teóricos para quantificar esta possível con
tribuição do geotêxtil.
4.2.1 - SOLUÇÃO APROXIMADA DE NIEUWENHUIS
Urna solução aproximada para o problema de reforço
de aterros baixos através da utilização de mantas geotêxteis
foi apresentada por Nieuwenhuis (1977). Sua abordagem teórica
admite a distribuição de tensões, sobre a manta, indicada na
figura 4.10, onde:
p(x) = distribuição de tensões verticais devidas ao
tráfego de veículos;
y(x) = posição da manta após deformação;
K = módulo de reaçao do terreno;
St = esforço atuante num ponto da manta;
Strn = esforço máximo atuante na manta;
p = o pressao vertical devida ao pneumático do
veículo;
Sh e Sv = componentes horizontal e vertical do esforçc st:
63
As hipóteses admitidas por Nieuwenhuis para o seu
desenvolvimento teórico são as seguintes:
a) a manta não possui rigidez à flexão;
b) despreza-se o atrito entre a manta e o solo de
fundação(isso implica em ser constante a compo
nente horizontal sh ao longo da abcissa x);
c) a distribuição de tensões devidas ao tráfego e
admitida como um carregamento estático e unifor
memente distribuido ao longo do eixo longitudi
nal da estrada (estado de deformação plana);
d) nao sao levadas em conta as deformações por aden
·samento da fundação;
e) somente o equilíbrio na direção vertical e anali
sado;
f) admite-se como válida a hipótese de Winkler para
o qual a reação do terreno em um ponto é propor
cional ao recalque nesse ponto.
Através da figura 4.10, há o equilíbrio vertical em
um trecho da manta compreendido entre O ex se:
Ix p(x) dx + Ix Ky(x) dx - S 2-L = O o o H dx
( 4 .1)
Derivando-se em relação a x, tem-se:
p(x) + Ky(x) - SH = o . ( 4. 2)
Para a resolução desta equação diferencial, necessi
ta-se da função que define o carregamento vertical, ou seja,
p(x). Dependendo da escolha desta função, a resolução da equ~
64
çao 4.2 será mais ou menos difícil. A distribuição adotada por
Nieuwenhuis é a de Boussinesq, cuja expressao para o cálculo
dos acréscimos de tensões verticais é a seguinte:
p(x) = 3 N ( 4. 3) 1) 5/2
onde:
N = carga concentrada vertical;
x = abcissa em relação ao ponto de aplicação da car
ga;
z = profundidade em relação ao ponto de
da carga.
aplicação
A carga vertical N, todavia, se distribui sobre a
area de contato entre o pneumático e a superfície do aterro.
Sendo assim, admitindo-se urna área circular de raio a, a ex
pressao de contato entre o pneu e a superfície do aterro e da
da por:
N = _ __:;:___ 2
TT a
Substituindo-se 4.4 em 4.3 e admitindo-se que a prQ
fundidade z seja um número B de vezes o raio a, isto é, z = B.a
tem-se:
p(x) = ( 4. 5) 5/2
A utilização da expressao 4. 5 na equaçao 4.2 dificulta
ria bastante a sua solução, motivo pelo qual o autor do méto
do substituiu a expressão 4.5 por outra aproximada que é:
65
p(x) =
onde:
p0
=p(x=O) =
cos h X
(a-) a
(4.6)
( 4. 7)
a = coeficiente de ajuste das duas expressoes:
Embora pareça grosseira, a aproximação acima é exc~
lente desde que o coeficiente a, que é obtido por tentativas,
seja escolhido convenientemente. Uma amostra do grau de apro
ximação pode ser visto na figura 4.11.
Com esse artifício torna-se possível a resolução da
equaçao diferencial 4.2 e, para facilitá-la, as variáveis x e
y são substituídas pelas variáveis adimensionais x/a e y/a
que serão chamadas doravante de x' e y'. Para que se mantenha
a igualdade dada pela equação 4.2, essa deve ser reescrita da
seguinte maneira:
COS h ( Cl X 1)
onde:
+ Ky' - S' H
d2 y'
d x• 2 = o
x' e y' coordenadas normalizadas em relação
raio a;
K' = K.a
S' = S/a
( 4. 8)
ao
Assim, a solução desta nova equaçao diferencial e
apresentada a seguir:
66
Po Y '(x') = -,-----=.,......
aÀ S' [ À x' -Àx'J (f(x' ,y) + c
1) e - (g(x' ,y)+ c2)e (4.9)
H
onde:
À =I K' /S ,' (4.10)
À y =--a
' e-ax Y f(x' ,y ) = _J u du;
1 2 u + 1 (4.12)
ax' uY e
g(x',y) = J u2 +
du; o 1
(4.13)
e= base do logarítmo neperiano;
c1 e c2 = constantes de integração.
Para a obtenção das constantes de integração devem
se analisar as condições de fronteiras. A primeira condição é
que em x'= O deve-se ter dy'/dx' = O (ver figura 4.10). Como
segunda condição, admite-se não haja variação, na direção ver
tical, da posição dope de aterro, isto é, y'(L') = O. Há, evi
dentemente, um erro na hipótese que conduz à segundo condi
çao uma vez que a ordenada só será nula para valores de abcis
sa tendendo ao infinito. Todavia, o autor afirma que o erro
envolvido nesta hipótese é muito pequeno devido à grandeza r~
!ativa entre os deslocamentos verticais reais no pé do aterro
e sob as rodas do veículo.
Assim, de posse das condições de fronteira e tendo
em vista que dy'/dx' é dada pela expressão:
~= Po dx ' --s~,-
ª H
ÀX' -ÀX' J [(f(x' ,y)+ c1)e +(g(x' ,y)+ S)e (4.14)
67
obtém-se para as constantes da integração, os valores:
(f{L', Y) - Àx' ÀL' (g(o,Y)e - g(L' ,Y)e (4.15) ,L' ÀL 1
c· + e
c1 = - g(o, Y) - c2
(4.16)
rnde L' é a distância normalizada incial entre o centro do pneumático
e do pé do aterro (ver figura 4.10).
Deve-se notar que até agora tem-se duas incógnitas
- y' e S' - e somente uma equação, que é a equaçao 4.9. A se
gunda equação para a resolução do problema surge da consider~
ção do comportamento tensão x deformação do geotêxtil.
O comprimento da manta fletida e dado por:
li 2' J(L) =6L 1 + {~) dx = L + u(L) ( 4 .17)
onde J(L) e o comprimento final da manta e u(L) e variação de
comprimento em relação ao comprimento inicial.
Admitindo-se um comportamento linear elástico do
geotêxtil, tem-se que:
onde:
du dx
E - módulo de deformação do geotêxtil;
( 4 .18)
du/dx - Deformação específica num ponto do geotêx
til;
st - esforço de tração atuante no geotêxtil(ver
figura 4.10).
Pela figura 4.10, tem-se que:
= Is 2 + s 2• = s li + H V H
2 {_9Y_)
dx ( 4 • 19)
68
Assim, substituindo-se 4.19 em 4.18, obtém-se:
E du = S /1 + dx H
(~) dx
2' (4 .20)
Integrando-se a equaçao 4.20 obtém-se para o desloca
menta u em x = L:
u(L) = dx = . J (L) ( 4. 21)
Através de 4.21 e 4.27, obtém-se:
J (L) = J (L) - L (4.22)
Com a equaçao 4.22 torna-se possível a resolução nu
mérica do problema. t importante frisar que para se compatib!
lizar esta equação com o restante do desenvolvimento, deve-se
trabalhar com as variáveis S, L e E normalizadas em relação ao
raio a. Assim, a equação 4.22 se transforma em:
S' E' J(L') = J{L') - L' (4.23)
onde
S' = S/a
E' = E/a
L' = L/a
A resolução deste problema é feita numericamente e
usualmente é conduzida de maneira a, para um dado valor de
deslocamento vertical y (O) arbitrado, obterem-se os valores
de St e E do geotêxtil.
Falta ainda a determinação do valor do raio a. Para
tal, considere-se a figura 4 .12. Para que haja equilíbrio ver
ti cal do pneumático, deve-se ter:
N = q c
2 1T a
69
(4.24)
onde qc e a pressao de contato entre as superfícies do pneurn~
tico e do aterro.
Experimentalmente, verifica-se que a pressao de con
tato qc e ligeiramente maior que a pressão interna do pneumá
tico (qi) - de O a 30% maior - devido à rigidez das bandas
laterais deste. Segundo Babkov & Zarnakhayev (1967),
utilizar em termos médios a seguinte relação:
q = 1.1 q c i
pode-se
(4.25)
Assim, substituindo-se 4.25 em 4.24 obtém-se para o
a, o valor:
a = /~="N'----1.1 rr q.
].
(4.26)
De posse da expressão 4.26, sabendo-se a carga atu
ante sobre o pneumático e a sua pressão interna pode-se obter
o valor aproximado do raio a.
Ao longo de urna estrada acidentada, corno é o
de estradas vicinais, as ondulações da mesma fazem com
caso
que
cargas devido à inércia aumentem o valor de carga N, aumen
tando, por conseguinte, o valor de a. Entretanto, tal fato de
difícil consideração teórica é ignorado nos cálculos.
Outro aspecto a se considerar diz respeito ao módu
lo de reação do terreno, K, a ser adotado. Para o seu perfe!
to conhecimento devem ser realizados ensaios de placa no solo
de fundação caso seja possível. Outra maneira, não tão corre
ta corno os ensaios, é a utilização de correlações usualmente
empregadas no cálculo de vigas sobre apoio elástico, corno por
exemplo:
70
- Bowles ( 19 77)
K = 12 qult
onde:
K = módulo de reaçao da fundação;
qult = capacidade de carga de fundação.
- Vesic (1961):
K = O ,65 B
onde:
K = módulo
B = largura
I = momento
Ef = módulo
E V
= módulo
de
da
de
de
de
1 - v2
reaçao da fundação;
viga;
inércia da viga;
deformação da fundação;
deformação da viga;
V = Coeficiente de Poisson da fundação;
(4.27)
(4.28)
Quanto a geometria do aterro a ser considerada para
o dimensionamento do geotêxtil a ser empregado, Nieuwenhuis
sugere que as grandezas geométricas sejam relacionadas com o
raio da área de contato do pneu com o aterro, apresentando em
seu trabalho, os seguintes valores:
- Altura do aterro: H = 2 .a (S = 2)
- Distância entre o centro do pneumático e o pe do
aterro: L = 8.a
- Pressão de contato para dimensionarrento: qc = 800kN/m2
Para a resolução numérica da solução apresentada
por Nieuwenhuis, foi elaborado um programa computacional de
senvolvido no presente trabalho. O programa foi testado com
os exemplos apresentados por Nieuwenhuis (1977) em seu traba
lho original, constatando-se a perfeita concordância entre os
71
valores obtidos pelo programa e pelo citado autor desde que o
módulo de reação da fundação seja superior a 800 kN/m3 . Veri-
ficou-se que a diferença encontrada para valores de módulos
de reação inferiores a este se deve à seguinte aproximação na
expressao 4.17, feita no trabalho original:
( ..EY..) dx
2' -1+.!.
2
2 (--2L-)
dx (4.29)
Esta aproximação e válida desde que dy/dx seja pe
queno, o que nao ocorre para pontos próximos ao pé do aterro
e, principalmente, para valores baixos de K. Para módulos de
reação baixos, essa aproximação gera erros significativos no
cálculo de St e da deformação correspondente, Et' embora os
erros no módulo E sejam menores. Isso pode ser visto na figu
ra 4.13. No presente trabalho não foi feita esta aproximação
para a resolução do prob~ema.
O programa desenvolvido no presente trabalho foi
processado para vários valores de carga N atuante sobre aro
da do veículo e para vários valores do módulo de reação K man
tendo-se, todavia, constantes as relações entre~ e~ e are
comendada por Nieuwenhuis e já citadas em parágrafo anterior.
A pressão de contato utilizada foi de 800 kN/m2 .
O programa foi processado de maneira a fornecer os
valores de E, Stm e Etm (ver figura 4.10) necessários ao geo
têxtil para que o aterro reforçado apresente, sob a roda do
veículo, em recalque y inferior, em percentagens arbitradas, r
ao apresentado pelo aterro sem reforço. O recalque do aterro
sem reforço é dado pela expressao:
Po = - --K
onde p e dado pela expressao 4.7. o
(4.30)
72
Assim, obtiveram-se resultados tais como os aprese~
tados na figura 4.13 onde a carga N utilizada foi de 50 kN.
Pela figura 4.13 e para as condições apresentadas
nesta, para um dado valor do módulo de reação K e a relação
entre os recalques para o aterro com e sem reforço,
obter o par (Stm' Etm) e, por conseguinte, o valor
8 tm/Etm) ·
pode-se
de (E =
Observa-se pela figura 4.13 que quanto maior o va
lor do módulo de reação da fundação, maiores serão os valores
de E e St necessários ao geotêxtil para esse ser capaz de ob m -
ter uma determinada percentagem de redução de recalque em re-
lação ao aterro sem reforço. Isso levaria a concluir, pela s2
lução apresentada, que os geotêxteis seriam especialmente in
dicados como reforço de fundações de baixa capacidade de su
porte. Todavia, deve-se ter em mente que para valores baixos
de K, a hipótese de Winkler fornece recalques muito elevados,
o que pode comprometer a solução
ficar: seja K = 300 kN/m3 e p = o
de Nieuwenhuis. Para exempl~
2 300 kN/m (caso
4.13); obtém-se, então, um recalque y = l.Om, que s
elevado para a geometria admitida na figura 4.13.
Na figura 4.13 aparece também a faixa de
da figura
e muito
variação
da curva tensão x deformação (admitida linear) dos geotêxteis
não-tecidos (em geral 50 kN/m <E< 200 kN/m). Assim, pode-se
plotar um gráfico mostrando a variação da redução percentual
dos recalques de um aterro reforçado colocado sobre uma funda
çao, com módulo de reação K para a faixa de variação do mó
dulo de deformação E. Tal gráfico é apresentado na figura 4.14.
Pela solução apresentada verifica-se que a contri-
73
buição do geotêxtil é mui.to pequena para módulos de reaçao su
periores a 2000 kN/m, região esta em que o método é mais cor
reto matematicamente.
Através da construção de várias figuras semelhantes
à figura 4.13 para diversas cargas N atuantes sobre a roda do
veículo, foi possível obter correlações que dispensam a utili
zação do programa de computador desenvolvido. Todavia,
correlações se limitam aos seguintes casos:
tais
onde:
- Cargas verticais: 30 kN < N < 7 O kN;
- - / 3 / 3 - Modulas de Reaçao: 300 kN m < K < 2000 kN m ;
- Pressão de contato: 800 kN/m2 ;
- Redução de 30% nos recalques do aterro sem reforço;
- Condições geométricas obedecendo a sugestão de
Nieuwenhuis (ver figura 4.13) •
.As correlações obtidas sao:
- Módulo de deformação do geotêxtil:
E = n (N) K I; (N)
Resistência à tração necessária:
St = µ (N) K
µ (N) = (150. 51 + 31.00 N) 10-6
I; (N) = 1. 857 + O. 210 ln N
n (N) = 0.000268 N 0. 995
(4.31)
(4.32)
(4.33)
(4.34)
(4.35)
com Nem kN e K em kN/m3 .
O erro associado ao cálculo de E pela expressão 4. 31
74
em relação ao valor ao obtido pelo programa é inferior a 10 % • o
erro associado ao valor de St é inferior a 5%.
Bakker (1977) desenvolveu um método de dimensiona
mento de aterros baixos reforçados com geotéxtil semelhante a
de Nieuwenhuis (1977). As hipóteses admitidas pelo citado au
tor são as seguintes: (1) estado plano de deformações; (2) a
pressao atuante sobre a superfície de aterro devido a carga a
tuante sobre o pneumático se propaga ao longo da profundidade
em forma de tronco de cone com geratriz inclinada de 45° com
a horizontal (hipótese simples de distribuição de tensões); e,
(3) a deformada de geotêxtil, composta de segmentos de reta,
apresenta recalque máximo sob o centro da área carregada. En
tretanto, o trabalho apresentado po Bakker (1977) é bastante
confuso e parece admitir uma hipótese de distribuição de ten
sões sobre o geotêxtil equivocada. No equilíbrio vertical de
um segmento de geotêxtil, o citado autor admite que a pressao
vertical S dy/dx (ver figura 4.10) atue uniformemente distri
buída ao longo de todo o segmento estudado e não somente nas
extremidades, como foi admitido por Nieuwenhuis (1977). Tal
procedimento parece fisicamente incorreto.
Em item posterior será apresentada uma abordagem t~
Órica mais correta do problema em estudo neste capítulo atra
vés do Método dos Elementos Finitos.
4.2.2 - PREVISÃO DO COMPORTAMENTO PELO MtTODO DOS
ELEMENTOS FINITOS
A simulação da influência do geotêxtil como elemen
to estabilizante na base de aterros de baixa altura {estradas
75
de acesso ou caminhos de serviço) sobre solos moles foi tenta
da, também, através do Método de Elementos Finitos.
A maioria dos programas de Elementos Finitos comu
mente utilizados em Mecânica dos Solos não admitem um tipo de
elemento bastante apropriado para a representação do geotêx
til, qual seja, o elemento tipo barra. Devido à reduzida es
pessura do geotêxtil, a utilização de elementos planos para si
mulá-lo geraria vários problemas, tanto na confecção da malha
de elementos finitos como no desenvolvimento numérico do méto
do. Por isso, o elemento barra tipo treliça (só admite esfor
ço axial) é o que mais convém. Tal elemento é comumento encon
trado em programas da área estrutural.
Não era objetivo do presente trabalho o desenvolvi
mento de um programa específico para análise em questão. Por
essa razao optou-se pela utilização do programa LORANE LINEAR
( Ferrante et al, 1977) na análise por elementos finitos. Es
te programa foi desenvolvido, inicialmente, na Universidade
Federal do Rio Grande do Sul sob a orientação do professor
Augustin Ferrante que atualmente coordena o seu desenvolvimen
to na Universidade Federal do Rio de Janeiro.
O programa LORANE LINEAR surgiu da necessidade de
um programa de elementos finitos para análise estrutural que
utilizasse uma linguagem de alto nível de fácil compreensão e
com termos de uso corrente na prática da engenharia. Para is
so ser possível, foi elaborado um compilador específico para
problemas de análise estrutural que trabalha com a linguagem
LORANE LINEAR. O programa trabalha com vários tipos de elemen
tos triangulares e quadrangulares de primeira ou segunda or
dem, elementos isoparamétricos, híbridos e, o que facilitou o
76
estudo em questão, elementos tipo barra. Esta versao do pro
grama só admite materiais de comportamento linear que seja i
sotrópicos ou ortotrópicos. Contudo, está em fase de conclu
sao (Ebecken, 1980) a versão LORANE NL, que resolve problemas
com formulação não-linear tanto das propriedades dos materiais
como na geometria do problema.
Para a análise, processaram-se vários casos em que
variaram-se as seguintes grandezas: altura de aterro, carga
proveniente da roda do veículo e os módulos de deformação do
aterro, da fundação e do geotêxtil. Admitiu-se o estado plano
de deformação com o comportamento não-drenada da fundação, o
que conduz a um coeficiente de Poisson da fundação igual a
0.5. A carga proveniente das rodas do veículo foi admitida co
mo uniformemente distribuída paralelamente ao eixo longitud!
nal do aterro.
Os primeiros casos rodados mostraram que o fato do
material do aterro ter sido admitido como isotrópico, levava
o mesmo a absorver grande parte das tensões de tração geradas
na região de instalação do geotêxtil. Com isso, as tensões de
tração no geotêxtil eram bastante baixas. Para evitar tal in
coerência, admitiu-se o material do aterro, como ortotrópico
com um módulo de deformação na direção vertical muito maior
que o horizontal e com coeficiente de Poisson nulo. A justif!
cativa para essa hipótese é feita tendo-se em vista a expre~
são que fornece a deformação horizontal em um meio elástico
ortotrópico escrita abaixo (ver, por exemplo, Poulos & Davis,
1974, pág. 10):
(4.36)
onde:
horizontal
E X
a X
a z
a y
E X
E y
\) XX
=
=
=
=
=
=
=
77
deformação específica na direção X (horizon-
tal};
tensão normal na direção x· ,
tensão normal na direção z· ,
tensão normal na direção y (vertical};
módulo de deformação na direção x;
módulo de deformação na direção y;
coeficiente de Poisson que relaciona uma de-
formação numa direção horizontal à tensão a
plicada numa outra direção horizontal normal
à primeira;
v = coeficiente de Poisson que relaciona a defoE yx
mação na direção x associada à tensão normal
atuante sob a direção y.
Reescrevendo-se a equaçao 4.36, obtém.,-se a tensão
a x que e dada por:
E E + + X a = E \) a \) a
X X X XX z yz E y y (4.37}
Pela expressao
mínimo deve-se ter:
4.37, constata-se que para a X
ser
\) XX
= o
Ex pequeno.
e
Assim, o módulo de deformação do aterro na dire
çao vertical foi arbitrado com base em valores usualmente en
contrados na prática para esses materiais; o módulo na dire
ção horizontal foi admitido como sendo mil vezes menor que
aquele.
78
O procedimento exposto nos parágrafos anteriores
foi adotado também por Bell et al (1977) quando da análise
por elementos finitos de um problema semelhante através do
programa NONSAP ( "Non Linear Structural Analysis
Tal trabalho será discutido posterioremente.
Program") .
No presente trabalho foram analisados aterros com
alturas de 0.35 e 0.70m e com módulos de deformação verti-
cais 2 de 10.000, 20.000 e 40.000 kN/m. A espessura admitida
para o geotéxtil foi de 5mm e vários módulos de deformação fo
ram estudados. As cargas verticais admitidas foram de 20, 40
e 80 kN/m. A tabela 4.1 sumariza os casos processados através
do programa LORANE.
Na figura 4.15 apresenta-se a malha de elementos fi
nitos utilizada (metade devido à simetria). Na discretiza
ção do meio contínuo analisado, foram utilizados elementos
isoparamétricos com quatro pontos nodais para os materiais do
aterro e da fundação. Para o geotêxtil foram utilizados ele
mentos barra tipo treliça.
Por vezes, para realçar a influência da presença
do geotéxtil, processaram-se casos com o módulo de deformação
da fundação bastante baixos sacrificando-se um pouco a preci-
sao do método e, provavelmente, aumentando-se a influência
das restrições de fronteira na área em estudo. Todavia, em tais
casos, estes efeitos influenciaram simultaneamente os ater
ros com e sem reforço acreditando-se, ainda, como válida e
análise comparativa. Nas figuras 4.16 e 4.28 sao apresentados
os resultados obtidos com o programa que passam, agora, a ser
discutidos.
Na figura 4.16 apresentaram-se os diversos perfis
79
de recalques obtidos para o aterro com 0.70m de altura em fun
ção das diversas combinações de módulos de elasticidade dos
materiais envolvidos para uma das cargas verticais analisa-
das. Constatou-se no início da análise que a variação do módu
lo de deformação do aterro influenciava muito pouco a grande
za dos deslocamentos horizontais e verticais obtidos, fato es
te, também observado por Ramalho Ortigão (1980). Por este mo
tivo, nesta e nas demais figuras, são apresentados os result~
dos para apenas um dos módulos de deformação analisados para
o aterro. Constatou-se, também, que os resultados obtidos pa
ra os recalques dos aterros com e sem geotêxtil foram pratic~
mente os mesmos para módulos de deformação da fundação super~
ores a 500 kN/m2 . Como pode ser visto na figura 4.16, o único
caso em que se nota uma influência maior da presença do geo-
2 têxtil é o de Ef = 100 kN/m e, mesmo assim, tal influência
só é significativa para altos módulos de deformação do geo
têxtil (2000 kN/m - que podem ser encontrados em alguns geo
têxteis do tipo tecido).
Na figura 4.17 apresentam-se os deslocamentos hori
zontais ao longo da vertical passando pelo pé do aterro. Veri
fica-se só haver diferença significativa nos valores obtidos
para os aterros com e sem reforço, para profundidades menores
que 4.0m. Entretanto, a presença do geotêxtil influencia de
maneira mais marcante a movimentação lateral superficial da
fundação, como poderá ser visto a seguir.
Na figura 4.18 são apresentados os deslocamentos ho
rizontais da superfície do terreno previstos pelo método dos
elementos finitos para um dos casos rodados. Conclui-se ser
marcante a influência na movimentação superficial lateral. Ve
rifica-se, também, ser tal movimentação bastante afetada pelo
80
valor de módulo de deformação do geotêxtil. Como no caso dos
recalques, a influência é nais marcante nas fundações mais com
pressíveis.
Na figura 4.19 apresentam-se as distribuições de es
forças de tração no geotêxtil para diversos casos processados
com o aterro de 0.7m de altura. Observa-se que o esforço é m~
ximo ligeiramente à esquerda do ponto de aplicação da carga
vertical, tendendo a diminuir a medida que se aproxima do pe
do aterro. Deve-se observar, também, que esse esforço deveria
ser nulo ao pé do aterro, e que não acontece devido a conti
nuidade entre os elementos. Outro fato a ser notado e
distribuição de esforços de tração prevista pelo método dos
elementos finitos, e que parece ser a mais realista, está em
desacordo com a prevista pelo método aproximado ée Nieuwenhuis
(1977), onde o esforço máximo ocorre justamente no pé do ater
ro. Esta e outras diferenças entre as duas abordagens
mais discutidas posteriormente.
serao
Na figura 4.20 apresenta-se a variação do esforço
de tração máximo no geotêxtil com o módulo de deformação da
fundação. Tal figura enfatiza a maior solicitação da manta
quando instalada sobre fundações mais compressíveis.
Na figura 4.21 apresenta-se a variação do recalque
máximo encontrado em função da carga vertical aplicada pela
roda do veículo. Nota-se, também, nesta figura, a pequena in
fluência da presença do geotêxtil na redução dos recalques.
Os resultados para o aterro com 0.35m de altura são
apresentados na figura 4.22 a 4.28 e agora passam a ser discu
tidos.
Nas figuras 4.22 e 4.23 sao apresentados os resulta
81
dos para os recalques e para os deslocamentos horizontais su
perficiais no aterro com 0.35m de altura. Para esta nova geo
metria, também valem os comentários feitos anteriormente para
o aterro de 0.7m de altura. Os recalques só são significativ~
mente influenciados para módulos elevados do geotêxtil (EG >
1000 kN/m). Os deslocamentos horizontais sao marcantemente in
fluenciados pela presença da manta.
A variação do esforço de tração ao longo do geotêx
til pode ser vista na figura 4.24 e apresenta as mesmas carac
terísticas apresentadas pelo aterro mais alto.
A figura 4.25 apresenta a variação da redução per
centual nos recalques máximos com o módulo de deformação do
geotêxtil para uma
kN/m2 . Verifica-se
fundação bastante compressível (Ef = 100
que para ambas as alturas analisadas are-
dução máxima, que ocorre para grandes módulos do geotêxtil é
inferior a 24%. Para módulos típicos de geotêxteis não-teci
dos atualmente encontrados (EG < 200 kN/m), a redução perce~
tual prevista é inferior a 4%. Todavia, a redução no desloca
mento superficial máximo e bastante afetada pelo valor do mó
dulo de deformação do geotêxtil. Tal pode ser visto na figura
4.26 onde a redução em um dos casos rodados ultrapassou a50%.
Atribui-se tais resultados ao fato de que o programa emprega
do só permite considerar materiais elásticos lineares e nao
admite descontinuidade entre os elementos do aterro, geotêx
til e fundação. Assim, nao há deslocamento relativo entre os
três materiais, o que pode nao corresponder a realidade.
Para as duas alturas de aterro estudadas tentou-se
simular um efeito de ancoragem externa do geotêxtil através
da colocação de um vínculo elástico no pe do aterro. Tal vín-
82
culo foi simulado por uma mola com constante de rigidez eco~
portamento mecânico obedecendo a lei de Hooke. Os resultados
não foram satisfatórios, uma vez que a redução percentual nos
recalques máximos para os dois aterros analisados foi de ape
nas 20% para os maiores valores da constante da mola e para
- ~ / 2 -a fundaçao mais compressivel (Ef = 100 kN m ). As variaçoes
dos recalques máximos com a rigidez da mola, para um dos ca
sos analisados, são apresentadas nas figuras 4.27 e 4.28.
Nos itens seguintes são feitos comentários e críti
cas aos métodos teóricos apresentados.
4. 2. 3 - CONCLUSÕES E CRITICAS SOBRE A PREVISÃO DO
COMPORTAMENTO DE ATERROS REFORÇADOS COM GEO
TEXTEIS POR MfTODOS TEÓRICOS
No que diz respeito ao método aproximado apresent~
do por Nieuwenhuis, algumas hipóteses feitas quando da demons
tração teórica fazem com que seus resultados finais sejam mu!
to otimistas. Isso se deve, por exemplo, a nao consideração
do equilíbrio na direção horizontal e às hipóteses de nao
existência de atrito. Também não são levadas em conta os a-
créscimos de tensões normais horizontais e de tensões cisa-
lhantes induzidas pela carga vertical proveniente do pneumát!
co do veículo.
outro aspecto a ser comentado na solução proposta
por Nieuwenhuis é o fato do autor utilizar como esforço de
reação da fundação sobre o aterro, pressões dadas pela hipót~
se de Winkler, que tem sido bastante criticada pela sua fuga
às concepções reais de relação tensão x deformação e, princi-
83
palmente em solos fracos, para os quais a solução de Nieuwenhuis
foi proposta.
Devido à admissão de hipóteses que conduzem a um
estado de tensões irreal sobre o elemento geotêxtil, a solu
çao de Nieuwenhuis pode conduzir a distribuição de tensões s~
bre a manta incorreta. Isso é evidenciado pelo fato de que,
por esta solução, o máximo esforço de tração ocorrer num pon
to onde o seu valor deveria ser nulo, isto é, no pé do aterro
(admite-se o aterro reforçado sem ancoragem externa do geotê~
til). Devido a isso, para um mesmo módulo de deformação do
geotêxtil, a redução dos recalques e os esforços de tração ob
tidos pela solução de Nieuwenhuis são bem maiores que os obti
dos pelo método dos elementos finitos.
Quanto à análise pelo Método dos Elementos Finitos,
há a desvantagem devido à utilização de um programa que só
permite materiais com comportamento elástico linear. Além dis
so, o programa não reproduz perfeitamente a interação entre o
aterro, o geotêxtil e a fundação uma vez que a versao do pro
grama LORANE utilizada não leva em conta as descontinuidades
entre os elementos. Nada impede, no campo, de haver desloca
mentos relativos entre os três materiais. Esse comportamento
seria melhor abordado com a utilização de elementos junta.
Não obstante tais limitações, o método fornece resultados mais
coerentes e aceitáveis de comportamento de aterros reforçados
com geotêxteis que a solução de Nieuwenhuis (1977).
Os resultados obtidos pelo método dos elementos fi
nitos indicam não haver diminuição significativa nos recalques
do aterro reforçado para os módulos de deformação de geotêx
teis usualmente encontrados. A maior contribuição, neste sen-
84
tido, ocorre para elevados módulos de geotêxteis e fundações
muito compressíveis. Nesse caso, entretanto, seria certamente
marcante o efeito da não-linearidade que não foi simulado pe
lo programa LORANE. Todavia, a análise indicou uma marcante
diminuição na movimentação lateral do aterro reforçado. Acre
dita-se que isso se deva ao fato de que, quando o geotêxtil
se desloca verticalmente, devido à continuidade entre os ele
mentos, o mesmo restringe a movimentação dos elementos super
ficiais.
A distribuição de esforços de tração na manta pre
vistos pelo método dos elementos finitos parece ser bem mais
coerente. O esforço é máximo próximo à abcissa do ponto de
aplicação da carga vertical, isto é, na região de maior deslo
camento vertical, e diminuindo sensivelmente à medida que se
aproxima do pé do aterro. Os esforços obtidos, e por conse
guinte as deformações específicas, foram bastante baixos, mui
aquém dos valores de ruptura encontrados em ensaios de labora
tório.
Na figura 4.29 apresenta-se a variação da redução
percentual nos recalques máximos com a rigidez da fundação p~
ra as duas soluções apresentadas neste capítulo. Como cada
uma das soluções admite parâmetros de rigidez da fundação di
ferentes (módulo de elasticidade no Método dos Elementos Fini
tos e módulo de reação na solução de Nieuwenhuis), a compara
çao entre as duas só é possível admitindo-se uma relação en
tre essas duas grandezas. Na figura 4.29 a escala horizontal
se refere ao valor de E ou K conforme a solução abordada. O
objetivo da figura é somente realçar as diferenças de result~
dos movidas pelas hipóteses de cada método e, qualquer que se
85
ja a relação entre o módulo de elasticidade e o módulo de rea
ção da fundação, conclui-se dai que a solução de Nieuwenhuis
parece superestimar a contribuição do geotêxtil na diminuição
dos recalques do aterro reforçado. No item seguinte são apre
sentados alguns dados de projeto de estradas vicinais bem co
como alguns resultados de ensaios de laboratório e de campo
sobre a utilização de geotêxteis com a finalidade de reforço
encontrados na bibliografia.
4.2.4 - REVISÃO BIBLIOGRÃFICA SOBRE PROJETO DE ES
TRADAS VICINAIS E DESEMPENHO DE ATERROS RE
FORÇADOS COM GEOTtXTIL
A altura de aterro de estradas de acesso ou vici-
nais, sem reforço, é obtida, em geral, através da experiência
de projetista ou através de estimativa teórica pela utiliza
ção de expressões empíricas ou semi-empíricas.
Greenstein (1979) baseando-se na teoria da Plastici
dade e em experiências de campo, obteve para altura de agreg~
do que compoe o aterro, a expressão abaixo:
H = 9.5 - 22.5 log(CBRf) + 6.6 log(N) (4.38)
onde:
H = altura de agregado {cm);
CBRf = Indice Suporte Califórnia do material de
fundação ( % ) ;
N = número de passadas de veículos.
com:
6% ,;: CBR ,;: 30% s
86
20 X 103 ~ N < 1000 X 10 3
H '.;l. 10cm
Tráfego de veículos com eixo simples e roda dupla
com 80 kN de carga por eixo.
Greenstein (1979) não recomenda a utilização da ex
pressao 4.38 para valores de parâmetros fora dos limites esta
belecidos acima devido à falta de conhecimento prático que
justifique tal extrapolação. O número de passadas N a utili
zar é o valor para o qual admite-se a ruptura da estrada, ca
racterizada pelo aparecimento de sulcos superficiais, sob as
bandas de rodagem dos veículos, com cerca de 5.0 a 7.5cm de
profundidade.
Ahlvin & Hammitt (1975) apresentam a expressao abai
xo para o cálculo da altura de aterro granular, sem reforço,
baseada em experiências do Corpo de Engenheiros do Exército
Americano:
0.6324 P0.2148 N0.2394 H - .. ~ ........ ~~~~-=-~~~~-=-'-~~~-
onde:
1.02165 p CBR 0.4028 CBR 0.3140
f a
p = pressao de calibragem dos pneus;
P = carga atuante;
N = número de coberturas(*);
(4.39)
NOI'A: (*) - Diz-se que uma trilha sofreu a cobertura de uma carga quarrlo já houve um núrrero de passadas tal que todos os pontos da trilha entraram em =tato com a carga em questão. El:n estra das em que os veículos trafegam predaninantemente sobre ã mesma trilha, o núrrero de coberturas se confunde can o núrrerode passadas.
87
CBRf = Indice de Suporte Califórnia do solo de fun
dação;
CBRa = Índice Suporte Califórnia do agregado.
Lamentavelmente, na expressao 4.39, os autores nao
fornecem as unidades a serem empregadas nem esclarecem se a
carga vertical Pé atuante sobre o eixo ou sobre roda. Toda
via, devido às unidades empregadas ao longo do trabalho, há
evidências que tais unidades sejam as seguintes: p - lb/in2
;
P (provavelmente por eixo) - Kips; CBRf e CBRa em% e Hem PQ
legadas(**). Os autores afirmam também que, com boa aproxima
ção, a altura da estrada de acesso pode ser admitida corno 85%
do valor obtido convencionalrnente para a altura do pavimento
flexível dimensionado para as mesmas condições de carga e trá
fego.
Turnbull et al (1962) apresentam a expressao abaixo
para o cálculo da altura de pavimentos asfálticos baseado em
experiências do Corps of Engineers. Entretanto, sua utiliza
çao é frequente no dimensionamento de estradas vicinais nos
EUA (Ahlvin & Harnmitt, 1975 e Medina, 1981):
onde:
135.86 CBRf
2.053 p
H = altura de aterro compactado (cm);
(4.40)
P = carga atuante sobre a roda do veículo (kN);
p = pressão de contato entre o pneumático e a su
2 perfície do aterro (kN/m );
CBRf = Indice de Suporte Califórnia da fundação.
NOI'A: (**) - 1 lb/in2 = 6.895 kN/nl; 1 1b = 0.004448 kN; 1 Kip =1.000 lb= 4.448 kN
88
f importante observar que a expressao 4.40 admite
uma vida útil da estrada de 5.000 passadas. Para números de
passadas diferentes, Turnbull et al (1962) recomendam a multl
plicação da altura obtida por esta expressão por um coeficie~
te de correção dado pela figura 4.30, em função da vida útil
da estrada.
Embora o assunto seja recente, o dimensionamento de
aterros reforçados com geotêxtil já dispõe de algumas recomen
dações oriundas de pesquisas desenvolvidas.
No que diz respeito à ruptura generalizada do ater
ro e da fundação, Broms (1977) sugere que a geometria do ateE
ro reforçado com geotêxtil apresente um fator de segurança mi
nimo de 1.3 a 1.5.
No que se refere ao dimensionamento da altura de
aterro compactado reforçado com geotêxtil, DuPont (1980) sug~
re a utilização da expressão 4.40 empregando-se uma pressao
de contato de pneumático de 690 kN/m2 e adicionando-se ao CRB
da fundação mais 4%, devido à presença do geotêxtil.
Os requisitos para as características de material
de aterro no procedimento sugerido por DuPont (1980) sao as
seguintes: o material passando na peneira n9 200 deve ser no
máximo 25% • 15% finos passando e no minimo em peso; os na pe-
neira n9 4 devem ter um Limite de Liquidez inferior a 30 e um
Indice de Plasticidade inferior a 6; o agregado deve ter uma
graduação uniforme da menor à maior partícula.
f interessante observar que são muito importantes,
no desempenho do conjunto aterro-geotêxtil, as características
mecânicas do material de aterro empregado na construção da es-
trada. Além das recomendações de DuPont (1980) apresentadas
89
no parágrafo anterior, apresenta-se na figura 4.31 a faixa
granulornétrica do material de aterro recomendada pela compa
nhia Mirafi (1980). Todavia, muitas vezes não se dispõe do rn~
terial tecnicamente indicado. f o caso, por exemplo, do rnat~
rial de aterro utilizado nas seções testes instrumentadas no
presente trabalho. Já que este material dista consideravelrnen
te da faixa granulornétrica recomendada, será interessante ob
servar o comportamento do aterro reforçado nestas condições.
Cornurnente encontram-se nos catálogos ou manuais de
utilização de geotêxteis, gráficos para a obtenção da altura
de aterro reforçado em função da resistência ao cisalhamento
da fundação e da carga por eixo do veículo. Esses gráficos a
presentam, também, a curva para obtenção da altura de aterro
sem reforço. Infelizmente, grande parte dos manuais não apre
senta maiores detalhes sobre a obtenção de tais curvas. Ore
quisito a respeito do material de aterro e que seja composto
de agregado bem graduado. Assim, caso se utilizem tais gráfi
cos no dimensionamento do aterro, deve-se atentar para as ca
racterísticas dos materiais envolvidos e agir com bom senso,
independentemente do resultado obtido no gráfico. Nas figuras
4.32 e 4.33 são apresentados gráficos de dimensionamento obti
dos através de pesquisas coordenadas pelo Professor George E.
Sowers, que são fornecidos nos catálogos da Monsanto (empresa
que fabrica, nos EUA, o geotêxtil Bidirn). Segundo Verternatti
(1980), as curvas desta figura podem ser extrapoladas, de ma
neira aproximada, para o geotêxtil Bidirn fabricado no Brasil.
Vários pesquisadores (tais corno: Bell, 1977; BarvashO\l
et al, 1977; Morel et al, 1977; etc •.. ) têm tentado avaliar
o comportamento de aterros granulares reforçados com geotêx-
90
teis através de ensaios de campo e laboratório. O ensaio esco
lhido para essas experiências é, em geral, o ensaio de placa
usualmente empregado no estudo de capacidade de carga de fun
dações. Em laboratório, podem-se empregar modelos reduzidos
construídos em grandes recipientes. Tanto nos ensaios de cam-
po como nos ensaios de laboratório, vários autores tentaram
obedecer ao procedimento usual do ensaio, embora, por vezes,
tenham sido feitas algumas alterações devido à baixa capacid~
de de suporte do solo de fundação. O esquema geral desses en
saios pode ser visto na figura 4.34.
Os resultados de ensaios de placa têm sido um tanto
contraditórios, uma vez que alguns autores afirmam haver dimi
nuição dos recalques nos aterros reforçados ao passo que ou
tros negam isto. Num consenso geral, a curva pressao aplicada
na placa versus recalque, usualmente obtida nesse ensaio, e
semelhante à apresentada na figura 4.35. Os resultados obti
dos na bibliografia estão apresentados sumariamente, na tabe
la 4.2 onde aparecem, também, as características geométricas
dos ensaios, associados à figura 4.34.
Uma conclusão comum a todos os ensaios apresentados
na tabela 4.2 é que o aterro reforçado apresenta uma diminui
çao nos recalques quando se está próximo à ruptura do conjun
to, uma vez que, nesse instante, as deformações já sao gran
des o suficiente para mobilizar esforços de tração significa
tivos no geotêxtil. Isto leva à conclusão que a presença do
geotêxtil aumenta a capacidade de carga do conjunto, o que p~
de ser visualizado, também, através da figura 4.35.
Deve-se notar, com surpresa, o elevado decréscimo
de 40% nos recalques obtido por Barvashov et al (1977) quando
91
da utilização de geotêxtil pré-tensionado inicialmente
cerca de 1.5% da carga de ruptura, o que parece ser um
tensionamento muito pequeno.
com
pré-
Quanto a experiências de campo, interessantes resul
tados foram obtidos por Bell et al (1977) na instrumentação
de uma estrada vicinal submetida a intenso tráfego de cami-
nhÕes. O trabalho resultou da instrumentação de várias seçoes
testes, com e sem reforço, de um aterro granular sobre solo
turfoso. O material da fundação tem uma profundidade de 2.7m,
resistência não-drenada média obtida através de ensaios de p~
lheta de 12 kN/m2 e umidade em torno de 960%. O geotêxtil uti
lizado foi do tipo não-tecido de polipropileno (Fibretex) com
resistência à tração entre 11.9 e 13.3 kN/m e com deformações
na ruptura entre 100 e 200%. O material que compunha o aterro
era granular com granulometria que variava desde areia grossa
até blocos de rocha de 1.20m de diâmetro equivalente. As alt~
ras de aterro variaram entre 0.9 e 2.4m. Foram estudadas, ao
todo, 13 seções em que a largura da base do aterro variou en
tre 2.0 e 6.5m, aproximadamente.
A instrumentação utilizada por Bell et al (1977) con~
tou de placas de recalque para a medição dos deslocamentos ver
ticais. Para as medições de deformações no geotêxtil foram
utilizados extensômetros elétricos formados por circuitos que
se partem a determinadas deformações específicas atingidas p~
lo trecho da manta em que estão instalados. Assim, por esse
procedimento de medição, a precisão na obtenção da deformação
no geotêxtil sera maior quanto maior for o número destes cir
cuitos instalados no ponto de medição.
Na análise teórica por elementos finitos os autores
92
utilizaram o programa NONSAP (Bathe et al, 1974) cuja geome
tria analisada e discretização do meio sao apresentadas na
figura 4.36. A análise conduzida por Bel! et al (1977) não in
dicou contribuição do geotêxtil na diminuição dos recalques
do aterro reforçado e os demais resultados obtidos foram bas
tante semelhantes aos obtidos com o programa LORANE (Ferrante
et al, 1977) no presente trabalho.
Corno conclusão do trabalho, os autores afirmam que
a principal contribuição do geotêxtil foi evitar rupturas lo
calizadas na fundação. Tal fato foi evidenciado pela economia
de 28% de material de aterro obtida. Nas seções onde nao ocor
reram rupturas localizadas, as deformações dos aterros com e
sem reforço foram praticamente as mesmas. Outra interessante
observação feita pelos autores foi a verificação de terem o
corrido deformações por fluência na manta durante 3 meses sob
carga constante. Tal fato vem confirmar o que foi dito em ca
pítulo anterior sob a maior susceptibilidade das mantas de
polipropileno à fluência.
More! et al (1977) realizou trabalho semelhante ao
citado no parágrafo anterior para verificar a influência
da presença de geotêxtil na diminuição da altura do mate
ria! de aterro. Neste trabalho foram analisadas várias se
çoes testes de um aterro sobre solo silto-argiloso de
baixa resistência. O único dado referente à resistência da
fundação, fornecido pelos autores, ê que o CBR é nulo. Foram
utilizados geotêxteis do tipo tecido (Stabilenka) e não-teci
do (Bidirn). O material do aterro era composto de agregado bem
graduado, tendo sido testadas alturas de aterro de 0.30,
0.50 e 0.70m.O aterro foi submetido a passagem de caminhões
93
carregados com cerca de 130 kN/por eixo. Os autores conclui-
ram, através de resultados comparativos entre seções com e
sem reforço, que nao foi possível diminuir a altura de materi
al granular devido à presença de geotêxtil. Em todas as se
ções estudadas, independente do tipo de geotêxtil empregado,
foram obervados deslocamentos verticais elevados sob as ban
das de rodagem dos caminhões.
Koerner & Welsh (1980) citam a experiência do Corpo
de Engenheiros do Exército Americano que construiu um aterro
experimental de 61m de comprimento por 3.6m de largura sobre
uma fundação argilosa com CBR entre 0.7 e 1.0 até 0.25m de
profundidade, e entre 1.0 e 2.3 entre 0.25 e 0.50m de profun
didade. O tráfego que solicitou o aterro foi composto de cami
nhÕes com eixo simples e rodas duplas tendo 80 kN de carga
por eixo. O aterro foi construído com pedra britada com 0.36m
de altura. Dois geotêxteis foram testados, sendo um do tipo
não-tecido (Bidim - 400 g/m 2 } e o outro do tipo tecido (T- 16
2 - 630 g/m} Através das medições, constatou-se que a seçao
sem reforço apresentou sulcos na superfície do aterro, sob a
faixa de rolamento, de 0.28m após 200 passadas do caminhão.
No trecho com geotêxtil do tipo não-tecido, esses sulcos fo
ram atingidos com 2.500 passadas e no reforçado com geotêxtil
tecido, com 37.000 passadas. Assim, através da utilização da
figura 4.30, já apresentada, para os números de passadas obt!
dos para uma mesma trilha de 0.28m de profundidade, os auto
res concluíram que a economia, em volume de material de ater
ro, no trecho reforçado com geotêxtil não-tecido foi de, apr2
ximadamente, 27% e no reforçado com geotêxtil tecido de, apr2
ximadamente, 48%.
94
Dos resultados de experiências de campo apresenta
das até o presente momento, já se pode concluir algo a respe~
to da importância das características mecânicas do material
de aterro, como comentado em parágrafo anterior. Aterros com
postos de elementos de rocha ou cascalho terão um comportameg
to mais rígido e, devido a sua maior possiblidade de se infil
trar na fundação mole, a contribuição do geotêxtil, em termos
de economia de material de aterro, será provavelmente maior.
Os trabalhos já citados do Corps of Engineers (Koerner & Welsh,
1980) obtendo 27% e 48% de economia e de Bell et al (1977) o~
tendo 28% de economia, parecem confirmar isto. Em aterros cujo
material é mais fino, o desempenho do aterro e do geotêxtil
provavelmente não será tão bom (como correu no trabalho desen
volvido por Morel et al (1977).
Nos capítulos posteriores sao apresentados os dados
relevantes para o estudo do comportamento das seções
instrumentadas no presente trabalho.
testes
95
/
•
,,1\ \ /!' \ '!
FIG. 4. 1- CONTRIBUIÇAO DO GEOTEXTIL AO AUMENTO DO
o
FATOR DE SEGURANÇA DA OBRA
s
cr, + crd ATERRO +
IT,-0
FUNDAÇÃO
10 20
DEFORMAÇÃO ( %)
GEOTÊXTIL DE
VL TO MÓDULO
I
s
f -o
+ / . GEOTEXTIL DE BAIXO
/ i MÓDULO --
/ ~---/ / 1/
o 10 20
D E FORMAÇÃO ( % )
FIG. 4. 2 - COMPORTAMENTOS TENSÃO x DEFORMAÇÃO n'p1cos DOS MATERIAIS: .. ATERRO, FUNDAÇÃO E GEOTEXTIL
96
GEOTEXTIL)
GEOTÊÍmL GEOTÊXTIL)
FIG. 4.3 -POSICIONAMENTO DO CENTRO COM FATOR DE SEGURANÇA
E
uJ o 5.0 <[
e o z ::, u. o o: o..
10.0
. MINIMO COM E SEM GEOTÊXTIL-APUD BROMS (1977)
MANTA
/!
ARGILA
Í j' = 20 k N / m5
/ATERRO~ C: VÁRIOS
·. ·" l 111 = 30° NT
,· t= 13.2 kN/ m5
~ l1l = o l
I
'
o Su ( k N / m2 )
10 20 OD+-~~~~~~-
E
uJ o <[
~5.0 o z ::, u. o lf
10
VARIAÇÀO DA RESISTÊNCIA NÃo DRENADA COM A PROFUNDIDADE
FIG.4.4 -ESQUEMA DA ANALISE DE ESTABILIDADE DE ATERRO REFORÇADO COM GEOTÊXTIL - PROGRAMA BISPO
.. uz .. Ir ::, (!)
3.0
"' 2.0 U)
"' o
Ir o ... .. ... 1.0
ATERRO C• 30 kN/ m• {
l'•20kN/m'
GEOTÊXTIL
o.o
50 lf • 13 kN/m1
Ili' o 10.0-----
2-+......_-
z (m ( m)
CONVENÇÕES
e - SEM GEOTÊXTIL
lll •30°
VARIAÇÃO DA RESISTÊNCIA NÃO DRENADA COM A PROFUNDIDADE
À TRAÇÃO . DE 6 - GEOTÊXTIL COM RESISTÊNCIA
õ -GEOTÊXTIL COM RESISTÊNCIA
o - G EOTÊXTIL COM RESISTÊNCIA
e - G EOTEXTIL COM RESISTÊNCIA
A TRAÇÃO DE
A TRAÇÃO DE
À TRAÇÃO DE
o.o+---------.-------.--------..-------.----0.o 1.0
FIG.4.5-VARIAÇÃO DO ,
ALTURA
2.0
DE
3.0 4.0
ATERRO H(m)
FATOR DE SEGURANÇA CONTRA O DESLIZAMENTO PELO METODO DE RESISTÊNCIAS
BlSHOP CO_M A ALTURA .DO ATERRO PARA DIVERSAS A TRAÇAO DO G EOTEXT IL
IOkN/m
20kN/m
40kN/m
80 k l</m
98
5.0
E
o - 4.0 " ., ...
.. 3.0 o: .. Q.
o o: o:
2.0 "' .... .. "' o
1.0 .. o: ::, .... ...J ..
o o 50 .
RESISTENCIA A TRAÇAO
o E
N 5.0 ..:
o o: Q.
10.0
.
J,13 KN/m3
111, o
C, 20 k N / m2
e, IOkN/ m2
e, 5kN/m2
100
Su(kN/m') o M),Q
DO GEOTEXTIL S ( KN / m
FIG. 4.6 - ALTURA DE ATERRO PARA FATOR DE SEGURANÇA
UNITÁRIO VERSUS RESISTÊNCIA À TRAÇÃO DO GEOTÊXTIL
-E
w e .. ~ e z :::, ... e a: o..
.
50
10.0 .. '
{
lf , 20 KN/m3
1 e= 30KN/m2
i 0 , 30°
COM REFORÇO
99
S, 1 O KN/m
S, BOKN/m FS: 1. 113
. ' '
'
E
w e
~50 o z :::, ... o a: o..
100
DO CENTRO DO CIRCULO DE
VARIAÇÃO DA RESISTÊNCIA NÃO-DRENADA COM A PROFUNOllAOE
FIG. 4.7 - DESLOCAMENTO M (NI MO FATOR RESISTÊNCIA DA
DE SEGURANÇA EM FUNÇÃO DA 4
MANTA GEOTEXTIL INSTALADA
100
100.....----------.----------, .. o:: ::,_ 1- o ..J il" .. -.. o so1 --------t-.:::::;;;;;-"'-1-----1 o o::
o:: o "' 1- 1-z .. "' ::E ::, "' .. o
10 20
COESÃO ( KN/m2 )
FIG. 4.8 - AUMENTO
A COESÃO
DE ALTURA
PARA A
COM RESISTENCIA
UM
DE
40
DE ATERRO COM
GEOTÊXTIL INSTALADO
.30 K N / m
------
101
DISTRIBUIÇAO DAS PRESSOES PROVENIENTES DO PNEU DO
VEICULO
POSIÇAO INICIAL DA MANTA
/ - -,,- --FOSIÇAO FINAL
- ~;. DA MANTA
s,,
FIG. 4.9 -- ESQUEMA DA CONTRIBUIÇÃO DO G EOTÊXT I L OE BAIXA ALTURA AO REFORÇO OE ATERRO
y
p ( 1 )
DISTRIBUIÇAO DE TENSÕES
/ DEVIDAS AO PNEU DO
VEICULO
X ----MANTA --St --
DEFORMA D A .J.-,:::::::t--- Sv a S,. : : __j__ - - - ------- s.
REAÇÃO DO
TERRENO
FIG. 4.10- DISTRIBUIÇAO DAS TENSOES ATUANTES NA
ABORDAGEM APROXIMADA DE NIEUWENHUIS
X
"e 300
' z .. • .. ..J .. 200 u ;:: "' w >
o ... "' li)
w "' 100 Q.
p
' -+---ª-º-----1-
EXPREssÃO CORRETA p ( • ) =
P = 50 k N q = 800 kN / m2
o= 0.13 m f' = 2.0
O(: 1.15
X
X • A• 0/2 (( o ) -1" )
EXPHESSÃO APROXIMADA, Po
p(a)= X Coo h( <><'·-)
Q
CONVENÇÕES
----EXPRESSAO CORRETA
----- EXPRESSAO APROXIMADA
o+~~--.,.::::~-----,.-------------.---0 2
FIG.4.11- EXEMPLO PROPOSTA
4
ABCISSA
8
NORMALIZADA X/o
ILUSTRATIVO DA QUALIDADE POR NIEUWENHUIS
16
DA APROXIMAÇÃO
10 3
N , CARGA ATUANTE SOBRE O PNEU
! Q., PRESSÃO INTERNA DO PNEU
1
q0
' PRESSÃO DE CONTATO
FIG. 4. 12 - ESQUEMA PARA A OBTENÇAO DO RAIO
DA SUPERFÍCIE DE CONTATO ENTRE O
PNEU E O ATERRO
a
150!lj
E ..... z ~
EIOO.O -"' .. :z )( ... :z
o ... "' z .., 1-
~-º
o o
o
1
\
l ,_; ' } '"!
CONDIÇÕES DO PROBLEMA
Yr -•~O%
Ys
2a
H y
P, 50 k N
/q •800kN/m 2 e
CONVENÇÕES,
- K , 500 k N / m• --O-- K , 600 k N/ m• - K , IOOOkN/ m• -- K 2000 k N/m'
Y,, REC4LOUE DO ATERRO REFORÇADO
Y1 , RECALO UE DO ATERRO SEM REFORÇO
\ FA(cA DE VARIAÇÃo DE MÓDULOS DE GEOTÊXTEIS NÃO-TECIDOS
' ~ -40', '~_,,- /' NIEUWENHUIS (1977) ,,~ ( K• 500 kN/m'I
EO 5êi- - ______ L_tf>~ 70 60
- 70 SO
20 ~o 10
DEFORMAÇÃO MAXIMA fim ( % )
• FIG. 4.13 -VALORES DE S tm E E1m NECESSAR!OS EM
FUNÇÃO ' DO MODULO DE R E AÇAO K E DA
RELAÇÃO ENTRE os RECALQUES DO ATERRO
COM REFORÇO E SEM REFORÇO
U) 60 o z
_,_ .. ~ ::, o >- -z w "' uw o:: ::, "'o o. ...J ..
20 ou ... w o- o:: ::, o w o::
o o
10 5
FAIXA DE VARIAÇÃO PARA MÓDULOS
/
E DO GEOTÊXTIL ENTRE 50KN/m E 200 K N / m
CARGA POR EIXO, 100 KN
500
MODULO
ICXXl
DE REAÇÃO
1500 2000
K (KN/m3 )
FIG.4.14-VARIAÇÃO DA REDUÇÃO, PERCENTUAL DOS RECALQUES COM O MODULO DE REAÇÃO PELO MÉTODO DE NIEUWENHUIS
ATERRO FUNDAÇÃO GEOTEXTIL CARGA VERTICAL
MATERIAL, LINEAR ORTOTRÓPICO MATERIAL, LINEAR ISO TRÓPICO MATERIAL, LINEAR TIPO, PONTUAL UNIFORMEMENTE
DISTRIBUIDA
ALTURA Ey Ex v l5 Ey• E,(KN/m2
) y ESPESSURA E P(KN/m) ( m) (KN/m2
) (KN/m2) (KN/.J) (mm) ( KN' m)
10000 100 100
0.35 20000 Ey/1000 o 20 250 200 20
40000 500
O. !I 5.0 400
40 10 000 1000 2000 o. 70 20000
Ey/1000 o 20 80
40000 2000 6000
TABELA 4.1 - HIPÓTESES FEi TAS PARA A ANÁLISE POR ELEMENTOS FINITOS COM O PROGRAMA LORANE LINEAR
N
i 22 9 44 5S li ~" .. 10 20 >O 40
........ ~""
E
"' o
"' z "' o a: o
10.0
8.0
C r···
1· 6.0
1
4.0 •-
2.0 •-
o 1
"-
--
1 li 21 " 41
1• •• .. •• 2.0
FIG. 4.15 - MALHA DE PROGRAMA
.. 104 llJ 122 IJl
TI M .. 100 101 118
-
-- ---
-
- --r--
----·-
51 'º .. 77 •• .. 101 101
.. ., 77 17 .. IO!I 14 123
- - 4.0 6.0 8.0 ABCISSA ( m )
ELEMENTOS FINITOS UTILIZADA LORANE LINEAR
140 149 1 ..
124 132 ~
--
-- -- - - ---------- --- -- ------- -------
----- - ... -- -- ---!<
li T ,..
132 141 1
' 10.0 12.0 140
NO PROCESSAMENTO DO
-100 N•40KN/m
o
E 100..--~ E .__..,-
LtJ ::> o ...J <[ u 200 LtJ a::
300
.... ~.
\
1.0 2.0
'a'.,, 20 K N / m• E..-/ 1000 E•Tx
li 'o
- -- --- - ------------------+--------<
FUNDAÇÃO, Y •O.S
3.0 4.0 5.0 6.0 7.0
ABCISSA ( m)
,
E,, IOOKN/m2
E,•250KN/m2
E,, 500 KN/ m2
E,•IOOOKN/m2
SIMBOLO
-
---o----.o. ----e--
EATy E,
KN/m2 KN/m2
20000 100
20000 250
20000 500
20000 1000
20000 100
20000 100
20000 100
FIG. 4.16 - PERFIS DE RECALQUES PARA. DIVERSOS MODULOS DE ELASTICIDADE DA FUNDAÇÃO E DO ELEMENTOS FINITOS
GEOTEXTIL PREVISTOS PELO MÉTODO DOS
E• KN/m
----
100
200
2000
r o OJ
8.0
- 6.0 E
40KN/m
<I 4.01-+--o <I z "' o a: O 2.0
{
~ar' 20KN/m
ATERRO Ear' 1000 Eu y X
., 'o DESLOCAMENTO HORIZONTAL (mm)
O 50 100 150
FUNDAÇÃO, .),Q.5
o-+------,---a-+-----+----t-..... ---r-........ ---1 o 2.0 4.0 6.0 8.0 100 12.0
ABCISSA X ( m)
FIG. 4.17 - COMPARAÇÃO ENTRE OS DESLOCAMENTOS AT.ERRO PARA O ATERRO COM E SEM METODO DOS ELEMENTOS FINITOS
Eay E, SIM BOLO
l KN/~) ( KN/~)
.
--
--o----A----a--
HORIZONTAIS REFORÇO
20000 100
20000 250
20000 500
20000 2000
20000 100
20000 100
20000 100
SOB O PÉ PREVISTOS
E9
( KN/ m )
----100
200
400
DO PELO
EEf Eo SIM BOLO EAT
K N / m2 ) KN/m 2) KN/ m )
e e -150
.J
~ i5 N
a:: o ,: 100
o 1-z ... ::tE cr g 50 .J
"' ... o
o o
y
20000
--o-- 20000
--6-- 20000
--o-- 20000
- -o - - 20000 . 20000
20000
--+ -- 20000 ,,,,,.o- -o --0--0--
_,,,.o' ,A- -6 --A --6 -- .._O........._
O/ ,,,,,,.A ~ -o ... -o - -o - - .._ 6 -...,. ......, .......
,_, , o- - ....... o ,- _b - - D - ....... 6 .......... ,' /- ;D ............. ...... ......... ~
~-' ;, o" D..._ ..............
'.,/> "'/ - - .:::: ~ ~o ~
,.,t,"' -A--o---A ~Q/ --o- V V ---o
~/ --~ ,. --o .,
40KN/m
+--+---t--+--+ -- --+ -- -·-----+ --+ --+ --
2.0
ATERRO
4.0 . / . EATy - 20000 KN m
E4r , 20 KN /m 2 X
"•20KN/m3 04r
i> ' o
4.0 ABCISSA ( m)
6.0 8.0
6.0
100
100
100
100
100
250
500
500
FIG. 4.18 - COMPARAÇAO OS DESLOCAMENTOS HORIZONTAIS
e.o
SUPERFICIAIS '
-100
200
400
2000
--6000
PARA UM ATERRO COM
2.0
ENTRE E SEM REFORÇO PREVISTOS PELO METO DO DOS ELEMENTOS FINITOS
E ..... z "'
15.0
100 .J
.... )(
e w .... o "' "'
v·a--• -- •C,,,- ·-
- -•---· -i.-
·-
"·"', . ' . " ª, . ..... -·----··-·
,- .... ' ..... ..... -. --
SIMBOLO Eu y
KN/m2
20000
20000 - 20000 ..........
D .......... ---- 20000
.......... --6-- 20000
'·· - i'.
--o-- 20000
-•D•- 20000 ' - ---------- . - - 1----- .........
~-- ................ -~ 5.0
o u-0:: o ... "' "'
E o .... o
--. --6 -- - 6 -· ,.._6 -.. --- -6 ---. --. --à---o ---'? -- ---~-- . --6 --o
o
FIG. 4.19 -
-
LO
N, 40 KN/ m
--LI-2.0
ABCISSA (m)
DISTRIBUIÇÃO DOS ESFORÇOS DE PELO MÉTODO DOS ELEMENTOS
--c1 . --u- -3.0
{
t,20KN/m5
ATERRO E..,,20000KN/m ,1000 E6T y X
y,o
LONGO TRAÇAO AO DO • GEOTEXTIL FINITOS
E, Eo
KN/m2 KN/m
100 100
2~0 100
~ºº 100
100 200
2~0 200
~00 200
100 400
PREVISTOS
112
12.0-,,----------,-----------....----.,
-10.0 E
' z "
a.o,....._ ......... ---4------------+-----------+------1
o :E )(
'e :E
6.0 o
IC <> e a:: ... "' 4.0 Q
o <> a:: o ... 2.0 .. "'
E1 =400KN/m
o 1000 2000
MÓDULO DE ELASTICIDADE DA FUNDAÇÃO ( KN/m2 )
FIG.4.20- VARIAÇAO DO ESFORÇO DE TRAÇAO MÁXIMO NO
GEOTÊXTIL COM O MÓDULO DE ELASTICIDADE
DA FUNDAÇÃO PREVISTA PELO MÉTODO DOS
ELEMENTOS FINITOS
E E 300
o ~ 20o-t-----H"'"' -r-'------1---
)( ... ::l
... ::, o 100 ..J .. o ... IC
40
- / . E,-2~KN m
60 100 20
CARGA VERTICAL
80
KN)
FIG.4.21-VARIAÇÃO DO RECALQUE MÁXIMO SOB O COMPARAÇÃO ENTRE OS ATERROS COM
N E.,,= 20000 KN/ m1
y
I J ~&T = 20 KN /m
- ,. ..... , ------
• E ATy E, SIM BOLO
KN/m1 KN/m2
20 000 IOO
- 20000 250
- 20 000 500
20 000 20 000
--o- - 20000 100
--e-- 20 000 100
Ea
KN/m
----
100
2000
OBS., PARA E, ;;, ~00 KN/ m2 OS VALORES PARA
O ATERRO REFORÇADO SE CONFUNDEM COM O ATERRO SEM REFORÇO
ATERRO COM A CARGA APLICADA E SEM REFORÇO
-100
50 KN/ m
'ºº E SIM BOLO E
"' :::,200 .....
o ..J .. u
"' ---o .. - -IC ---o---
--o-- -
F U N D AÇÃO , V • O. 5
400 1.0 2.0 3.0 4.0 5.0 6.0
ABCISSA m
FIG. 4.22 - PERFIS DE RECALQUES DOS ATERROS COM ALTURA DE O. 35 m
E6T
E • 100 KN/ ml ,
E,•Z~OKN/ml
E,• ~00 KN/ml
E, y
(KN/m2 ) ( K N / m2 )
20000 100
20000 250
20 000 500
20000 1000
20 000 100
20000 100
20000 100
7.0
E SEM REFORÇO
E• ( KN/ m
f-' f-' À
100
400
2000
COM
_: 150
J ,: >-z o N
15 :,: 1
o >-z "' 2 ,: u o 50 J U)
"' o
o
y
E "' "' ~r= / /
o
10 20
50 i<N/ m
/ / / / ' 1
1.0 2.0
-º --o-
30 40
E, , 100 I< N / m2
-- E,, 100 l<N/ m2 E0, IOOl<N/m .. - - -6 -- -- 6
-o -- -o -- -o --------·----.. ______ -~º - / . E,-z:io l<N m
50 60 70
' SIM BOLO
-+-
--o--
80
E,, 500 i<N/m2
E,, 1000 l<N/ m2
Earv ( I< N ftn" E, ( I< N ftn"l 20000 100
20000 250
20000 500 ---20000 1000 --20000 100 r """'·· ATERRO E , IOOO E -
4Ty 6Tx --e-- 20000 100 i,I, o --6-- 20000 100
)' /',,... --o-- 20000 100
' ' 1 1 ' ' ' 3.0 4.0 5.0 6.0 70 a.o 9.0
ABCISSA X ( m)
Ea
FIG.4.23-COMPARAÇÃO ENTRE OS DESLOCAMENTOS HORIZONTAIS SUPERFICIAIS PARA UM DOS COM ALTURA DE 0.35m COM E SEM REFORÇO PREVISTOS PELO MÉTODO
ELEMENTOS FINITOS
( i<N,m)
---- --100
200
400
2000
A T ERR:l
-E ..... z ><
..J
f-)(
'"' f-o "' e,
o z
o , .. .... .. a:: f-
"' o
o ua: o ... U)
"'
15.0
100
.. - -c:>---o ---º -o---o ---o _A .. --A- - -6 --6-- ---o l> ---"---t> o+----------..... -----.-----..... --..
1.0 2.0 3.0 4.0 ABCISSA m)
y
{
l(•20KN/m1
ATERRO l,,,,.;20000KN/m2• 1000 E••x
v,o -,--,--,---,&--;,'---;---r~ .....
50KN/m
FUNDAÇÃO •~•0.50
s(MBOLO
.
--·-t>-----o--
FIG. 4. 24 - VARIAÇAO
ALGUNS
DO ESFORÇO DE
CASOS RODADOS
T RAÇAO AO LONGO DO
COM O ATERRO DE
Ear E, E,
KN/m2 KN/m2 KN/m
200:X, 100 100
20000 100 200
20000 100 400
20000 500 100
20000 500 200
. GEOTEXTIL PARA
0.35mDE ALTURA
"' ;;:, 30 o ..J
" u "' o:
o
'" u-;;:, o
"' o:
117
E,• 100KN/m2 H=0.35m
Er= 100 KN/m2 H•0.70m
Ol-f"-----,------;,-----,,-----1----,----0 2cm 4C(X) 6CXX) BCI.X) IOCXXJ
MÓDULO DE DEFORMAÇÃO DO GEOTÊXTIL(KN/m2 )
FIG. 4. 25-VARIAÇÃO
MAXIMO . DA
COM
GEOTEXTIL
REDUÇÃO PERCENTUAL NO RECALQUE
O MODULO DE DEFORMAÇÃO DO
118
100--------------------------.
o .... z ; goo_._---------1----------~
H •0.70 m
< - --------t::::::~ o )( g "'< (/) 2 ... e
..J
o <60 -z o ... ..J a: < "' ::, Q.
.... ::,40 z (/)
"' o a: "' ..J Q. < .... o ~20 •< o- N
::, a: e o "' lt: :,:
o o 2000
MÓDULO
H•0.35m
' MODULO DE DEFORMAÇAO DA
FUNDAÇÃO, E,• 100 KN/ m2
4000 6CO) 8000 IOOOO
DE DEFORMAÇÃO DO GEOTÊXTIL(KN/m)
FIG. 4.26 - VARIAÇÃO DA REDUÇAO PERCENTUAL NO
DESLOCAMENTO HORIZONTAL SUPERFICIAL MÁXIMO COM O
• MODULO DE DEFORMAÇAO
DO GEOTEXTIL
400
E E
0 300
:J;
"' :,
o ...J
"
200
u 100 "' a:
o
--
-
o
- - - - ....
-
. 200 400
RIGIDEZ
L RECALQUE DO ATERRO SEM REFORÇO
- - ->--- --
. 600
DA MO LA
800
KN / m )
. 1000
y
~[ d i
FIG. 4.27 - VARIAÇÃO DO R ECA LQU E ' MAXIMO COM A COM H = O. 7 m
40 KN/m 1'r= 20 K N/m3
ATERRO C.0.T/ 20 000KN/m2
E..r = 20 KN/ rrf-• Y•O
X 1-'
{ E,=IOOKN/m2 1-'
"' FUNDAÇÃO Y = 0.5
' RIGIDEZ DO PE DO ATERRO
E E
400
- 300
o 2 -)(
-.. 2 200
"' ::, o ..J .. u 100
"' a:
o
--
-
o
1
----I _A:~ :M ~=ORÇO
' ' 200 400 600 800 1000 RIGIDEZ DA MOLA ( KN/m)
FIG. 4. 28 - VARIAÇAO
RIGIDEZ
DO
DO
RECALQUE
PE DO
MÁXIMO
ATERRO
y
DO
50 KN /m
E0
, 100 KN/m
Y,,T= 20 K N / m5
E.,.: 20000KN/m2 y
ATERRO E , 20KN/ m2
•Tx
FUNDAÇÃO
j)' o
{
E,, IOOt<N/ m2
~ 'º· 5
ATERRO REFORÇADO COM A
f-' N o
~ o
gJ :E X ... :E
"' "' :, o .J .. <.> "' a:
"' o z
.J .. :, ,_ z "' <.> a: "' a.
o ... <> :, o
"' a:
4
30
20
10
121
' ' ' ' ' ' À
'-·.tk~).J? ' --..... .._~- Eç, 3000 KN/m
E0
a400 KN/m
E0a200KN/m
oL-=:::::::;~:::::= ..... --..----L--J o 500 IOOO 1500
E, (kN/-:)
K F (..,./_,,_)
2000 2500
FIG. 4. 29- REDUÇÃO PERCENTUAL NOS RECALQUES MÁXIMOS - -
YERS~S RIGIDEZ DA FUNDAÇAO: COMPARAÇAO ENTRE O ME TODO DOS ELEMENTOS FINITOS E A SOLUÇÃO DE NIEUWENHUIS
CI 1
~ ~ l§
2.0
, ..
U 1.0
IIJ Q
IIJ
8 õ ii:
8 o.o v
o 'º
.,,,.,,, /
...,, 1-"/
V v
/
,o• ,o• NUMERO DE MSSADAS
v/ -/ ,.....,,,
1/
,o• ,o•
.,,,.,,, ,...., ALTURA RECOMENDADA
H •H'a6 ,ONDE•
H - ALTURA A UTILIZAR
H' - ALTURA DE ATERRO OBTIDA PELA EXPRESSÃO 4.40
6 - COEFICIENTE DE CORREÇÃO
FIG.4.30- CORREÇÃO DA ALTURA DE ATERRO EM FUNÇÃO DA VIDA ÚTIL DA ESTRADA EXPRESSA EM NÚMERO DE PASSADAS - APUD CORPS OF ENGINEERS ( 1962)
ABNT AREIA FINA AREIA GROSSA PEDREGULHO
'1 ASTM __,__ AREIA FINA --1--AREIA MÉDIA-l =,~~ i- PEDREGULHO
2ro 200 140 100 go ~ 40 3:> 20 1s t0 4 !/e" 1/2:" 3/4" 1" -- PENEIRA N I o~.;:;..:,_;;;;.;...,.;.;.;:-....c.;.:'--..-r'---'r--.i'---,--"i-..,...;;n-,--'r---rr-~-.-..,.,....,...,.....-i......-.....-----iT"""...,....,,......,-..,...,00
li 1
1 1 / 1 ' \ i i 1 1l ! 1 1
1 / 1 1 ,!\1 !
1 1 1 1 1 ' 1 /, 1 ' J '
, , r : r 1
1 ,, 1 1 1 r r :
20-l---ll,...I-IL-l-4-ll--_.;.,-1-+---1---4'--l-+-1-!:~-1'----+---l--+-...+-+-+--+-,11-J---+-,--4+!\--r-l'---l--+l-80
1 1 1 iyAT RIU. lE IF( IL
1111/ 1 t ' \j . } I
I 1 ~OM AI TAi Ao_ 1 1 1 1
·. ·1) !
, , .~ .. ?,;f.:'-IJt» r., , ·Ll,~ 1 ._-... AO ··- ªº 1 1 .,· ... ·: ' ... ~ ..... -- 1 1 li ·11 1 li ,, ._ ...... -~----1-1-~ 100,.J-..11-L.JJ.===-c===:i:'---LL.-L-L--WJ..W_._ _ __,__....1..._,_....u.....J...J_._JJ..L.._.__u......_._..__.1.-.J.Lo
005 0.1 o.s 1.0 5.0
DIÂMETRO DAS PARTÍCULAS ( 111111)
IO.O
FIG. 4.31 - FAIXA GRANULOMÉTRICA RECOMENDAD«\ PARA O MATERIAL DE ATERRO - APUD
>-' N w
E
N
o e ..:
12 4
0.'53"' t 21·,
1,1
jll DISTÂNCIA MENOADA
-- 1 - .... z \
1.10 + Z(
• SEM G EOTEXTIL
~ 0.404l--'l-\-+--------+---+----+---l o:: e, ..:
w e
..: o:: ::, ,-. ..J ..:
o
o
0.5 I.O CBR DA
10 20 30
RESISTÊNCIA DA
1.5 2.0 2.5 FUNDAÇÃO
60 70 40 !50
FUNDAÇAO l KN/ m2 )
FIG. 4.32- CURVAS PARA DIMENSIONAMENTO DE ATERROS DE AGREGADO RECOMENDADAS PELA MONSANTO
BASEADAS EM EXPERIÊNCIAS DO PROF. G. E. SOWERS - A PUD MONSANTO ( 1980)
125
E _.0.50
CARGA POR Eixo, 130KN N
o o <t C)
0.40 "' a: C)
<t
"' o 0.30
<t a: :::,
1-..J <t
0.20
0.10_._ ___ .._ ___ .._ ___ .._ __ ___. ___ ___._ .....
o 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 CBR DA FUNDAÇÃO
o 10 20 30 40 50 60 70
RESISTÊNCIA DA FUNDAÇÃO ( KN/ m2 )
FIG.4.33-CURVAS PARA OI MENSIONAMENTO RECOMENDADAS
DE ATERROS DE AGREGADO . BASEADAS EM EXPERIENCJAS DO - APUD MONSANTO ( 1980)
PELA MONSANTO
PROF. G. E. SOWERS
126
PLACA CIRCULAR 1
D p ( PRESSÃO APLICADA NA PLACA )
AGREGADO
FUNDAÇÃO Z2
FIG.4.34-ESQUEMA DOS ENSAIOS DE PLACA REALIZADOS •
UTILIZANDO-SE GEOTEXTIL COMO REFORÇO
PRESSÃO APLICADA
"' ~ o -' <[
o
"' a:
FUNDAÇAO SEM REFORÇO
\ \ \ \ 1
/1 1
FIG.4.35 - ESQUEMA DAS CURVAS USUALMENTE OBTIDAS NOS
FUNDAÇÃO REFORÇO
COM
PRESSÃO x RECALQUE ENSAIOS DE PLACA
AUTORES
BARVASHOV E T AL (1977)
JARRET, L EE a RI DELL( 1977)
CARACTERISTICAS DOS MATERIAIS PRESENTES
AGREGADO, A REIA
FUNDAÇAO,
/J' 16.6 - 17 KN/m•
e,o.66 -0.61 h, 3 - 4%
~' 34° e , 2 K N/ m2
AREIA
/5, 14. 4 - 15. 9 K N / m•
e, 0.91 - 0.11
h, 3-4%
~, 32º
c,QKN/m2
GEOTÊXTIL• NÃO-TECIDO DE POLIPROPILEN::>
s,m' 20 KN/m 'lril 50%
FORAM REALIZADOS TAMBEM ENSAIOS COM O GEOTÊXTIL PRÉ-TE NSIONADO (0.25-0.3QKN,\n)
AGREGADO , MATERIAL GRANULAR COMPACTADO
FUNDAÇÃO , TURFA S,°" 10 KN / m2
GEOTÊXTEIS , MIRAFI 140(NÃO-TECID0)
MIRAFI 230( NÃO-TECIDO)
TERRAFIX 300 N
TERRAFIX 1000 N
ENSAIOS REALIZADOS TAMBÉM COM A PLACA DIRETA -MENTE .APOIADA SOBRE O GEOTEXTIL
0.3 2.10 0.34 10
0.15 0.30 0.15
1.5-2.0 0.45 0.30
0.56
CONCLUSOES
ENS/IIOS COM O GEOTÊXTIL NÃO, PRE-TENSIONADO MOSTRAM DECRESCI-MO NOS RECALQUES APENAS PA· RA ELEVADAS PRESSÕES
ENSAIOS COM O GEOTÊXTIL PRÉ-TENSIONADO MOSTRARAM DECRÉSCIMOS DE 40% NOS RECALOU ES
CONCLUSÃO FINAL •A UTILIZAÇÃO DE GEOTÊXTEIS REDUZ OS RECALQUES E AUMENTA A CAPACIDADE DE DA FUNDAÇÃO
. A UTILIZAÇAO DE GEOTEXTEIS
NAO REDUZIU OS RECALQUES.
A PRESENÇA DO GEOTÊXTIL
AUMENTA A CAPACIDADE DE CARGA DA FUNDAÇÃO
TA BEL A 4. 2 - R E S U MO DOS RESULTA DOS DE ENSAIOS DE PLACA EM ATERROS • REFORÇADOS COM GEOTEXTIL OBTIDOS NA BIBLIOGRAFIA
AUTORES CARACT E RISTICAS DOS MATERIAIS
PRESENTES
AGREGADO , lf = 20.3 KN/ m5
h: 4.9 %
FUNDAÇAO ' SI L TE
JESSBERGER K= 17. 7 KN/m • (1977)
15.3 % h =
G EOTÊXTI L ' NÃO- TECIDO
AGREGADO , /1 = 20.4 KN/m3
h = 9%
FUNDAÇAO, ARGILA MOLE
SORLIE ( 1977) Su ::: 1 O KN/m2
h= 34%
. GEOTEX TIL ' FIBERTEX S 170
(NÃO-TECIDO)
SÍMBOLOS UTILIZADOS °S, PESO ESPEC(FICO
h, UMIDADE . Su= RESISTENCIA NAO-DRENADA
e: INDICE DE VAZIOS
NOTA, 1-POR VEZES CERTAS CARACTER(STICAS MAIS PRESENTES NO TRABALHO ORIGINAL
2-VER TAMBÉM A FIG.4.34
TABELA 4.2 - CONTINUAÇAO
z 1 ~2i
D CONCLUSÕES q (m\ 1ml 1 KN/m2
• A PRESENÇA DO GEOTEXTI L DIMINUI os RECALQUES E AUMENTA A CAPACIDADE DE CARGA DA FUNDAÇÃO
0.15
o. 30 - 0.30 o 0.45
A PRESENÇA DO GEOTEXTIL SOM ENTE AUMENTA A CAPACIDADE DE CARGA DA
FUNDAÇÃO
0.23
O. 30 0.30 0.30 o 0.38
{il =ÂNGULO DE ATRITO
e = COESÃO
5tni RESISTÊNCIA A TRAÇAO DO .
GEOTEXTIL
E1,ri'DEFORMAÇÃO DO GEOTÊXTIL NA RUPTURA
ESCLARECEDORAS SOB OS ENSAIOS NÃO ESTAVAM
f-' N co
"' "'
-.-
4.
,
0.90m
< <
0.45 045 I
I" 1
l "'-..1 1 'y GEOTÊXTIL
~ --·~·
~
' . ' . ' . ' ' ' ' ' ' '
FIG. 4.36 - GEOMETRIA E DISCRETIZAÇÃO DO MEIO POR BELL ET AL ( 1977) ATRAVÉS DO
' '
DO PROBLEMA ANALISADO PROGRAMA NONSAP
130
CAPITULO 5
CONSIDERAÇÕES Â RESPEITO DA INSTALAÇÃO
DE MANTAS GEOTÊXTEIS NA BASE DE ATERROS
131
5 - CONSIDERAÇÕES Â RESPEITO DA INSTALAÇÃO DE MAN
TAS GEOTtXTEIS NA BASE DE ATERROS
Neste capítulo sao feitos alguns comentários ares
peito da instalação de mantas geotêxteis no campo. Tais reco
mendações constam em catálogos de fabricantes de geotêxteis.
As mantas geotêxteis sao fornecidas pelos fabrica~
tes em rolos com larguras variáveis e comprimentos, em geral,
acima de 100m. Uma das razões da evidente facilidade de insta
lação dos geotêxteis está no fato de que, em certos casos, o
Único trabalho necessário é o desenrolar das bobinas no local
de instalação. Entretanto, quando a largura ou o comprimento
da bobina é insuficiente, é necessária a solidarização dos
diversos pedaços de manta que comporao a estrutura geotêxtil
final. A solidarização pode ser feita de duas maneiras, asa
ber: costura ou recobrimento (Monsanto, 1980).
Nas costuras de elementos de mantas geotêxteis sao
empregadas linhas bastante resistentes tanto no aspecto mecâ
nico quanto na possibilidade de ataques químicos em meios a
gressivos. A costura é feita por máquinas portáteis (ver fig~
ra 5.1) que permitem bastante rapidez de execução c= 6.0 m/min).
A costura é, também, especialmente feita de maneira a, no ca
so de ruptura de algum ponto do trecho costurado, não haver
propagação do rasgo.
No caso de recobrimento, um trecho de um elemento
de manta que termina é superposto a outro do elemento que vai
começar. O recobrimento é feito em função do sentido de lanç~
mento do aterro como pode ser visto na figura 5.2. Quanto ao
comprimento a ser superposto, Koerner & Walsh (1980) sugerem
132
os valores indicados na tabela 5.1 em função da largura da bo
bina.
Por vezes podem-se utilizar grampos que ancoram a
manta ao solo evitando inconvenientes de levantamento da mes
ma provocado por ventos. A utilização de tais grampos e esp~
cialmente indicada quando da opção de solidarização por reco
brimento.
Outro aspecto construtivo importante é o lançamen
to do aterro sobre a manta. O lançamento deve ser feito sem
pre com a parte central do aterro adiantada em relação às bor
das corno pode ser visto na figura 5.3. Isso, além de esticar
a manta, evita a formação de bolsões e enrugamentos da mesma
no trecho central do aterro.
No caso da ocorrência de curvas na estrada, a manta
pode se ajustar às curvas segundo urna das maneiras indicadas
na figura 5.4.
No caso específico de aterros rodoviários sobre so
los compressíveis, as configurações de instalação usualmente
empregadas são as apresentadas na figura 5.5.
Nª configuração apresentada na figura 5.5(a) o geo
têxtil é colocado apenas sob a plataforma do aterro, ou um
pouco além desta, com a finalidade de abranger a parte da su
perfície do terreno que efetivamente recebe as cargas proven!
entes do tráfego. Desta forma se evitaria o gasto adicional
de geotêxtil sob os taludes do aterro. Corno será visto poste
riormente, esse gasto adicional é necessário para efeito de
ancoragem da manta, no caso de seu aproveitamento como refor
ço.
133
No esquema apresentado na figura 5.5(b) toda a su
perfície de contato entre o aterro e a fundação é coberta p~
la manta.
Na figura 5.5(c) o trecho ancorado e aumentado com
o emprego de bermas laterais.
Na figura 5.5(d) tenta-se obter uma ancoragem mais
significativa através do dobramento das bordas da manta.
Sem dúvida, o esquema apresentado na figura 5.5(e)
e o que mais solicita o geotêxtil à tração e conta, também,
com a parcela de resistência passiva do aterro devido à pre
sença das placas verticais longitudinais. Todavia, tal solu
çao é muito dificultada, caso as condições superficiais do
terreno sejam ruins.
Nos capítulos posteriores, alguns dos processos de
instalação mostrados na figura 5.5 terão seu comportamento a
nalisados através das medições nas seções testes.
134
ROLOS DE LINHA
DE
COSTURA
. FIG. 5. 1 - COSTURA DA MANTA GEOTEXTIL
FIG. 5. 2 -ESQUEMA DE RECOBRIMENTO EM ELEMENTOS . DE MANTA GEOTEXTIL
CBR PERCENTAGEM RECOMENDADA PARA o RECOBRIMENTO l % )
20 10
15 12
10 14
e 15
6 18
4 22
2 25
TAB. 5. 1 - COMPRIMENTO DE RECOBRIMENTO EM TERMOS
DE PERCENTAGEM DA LARGURA DO RÔLO
EM FUNÇÃO DO CBR DA FUNDAÇÃO-APUD
KOERNER 6 WELSH ( 1980)
135
/-
1 1 I º l ~
',J . 'íllllllllllll
TRATOR
ATERRO ~ ~ .•,
G EOTÊXTIL
FIG. 5.3- ESQUEMA DO LANÇAMENTO DE ATERRO • SOBRE MANTAS G EOT EXT E IS
1 1 1 \ \ 1
136
1 b 1
1 1 1 1 1
_J
FIG. 5.4 - FORMAS DE INSTALAÇÃO DE MANTAS
GEOTÊXTEIS EM CURVAS DE ATERROS
A
_/:: ~.
( D )
L-__ .-_. · ...
. - ... ' .·. - .. .
( b )
( e )
l d )
137
'-. G EOTÊXTIL 4
'"
•
BERMA DE /ANCORAGEM
,_ .-~ .· : ,· !M,ct!
GEOTEXTIL
---~RADO
, o,; -
GEOTÊXTIL PLACAS
~.-_._..;,,,.......;..;;.....;....;...,;..;..,..;,...;···.;.;·-·-·-...,.;·,'-·~NGITUD I NAIS
az z
( . )
FIG. 5. 5 - ESQUEMAS GEOTÊXTIL
DE COLOCAÇÃO SOB ATERROS
DE MANTA
138
PARTE II - COMPORTAMENTO DA ESTRADA DE ACESSO INSTRUMENTADA
139
CAPITULO 6
CARACTER!STICAS GEOTtCNICAS DOS MATERIAIS ENVOLVIDOS
140
6 - CARACTERÍSTICAS GEOTÉCNICAS DOS MATERIAIS ENVOL
VIDOS
Neste capítulo sao apresentados resultados de en
saios realizados tanto na fundação argilosa como no material
do aterro da Estrada de Acesso para a construção do Aterro II
do IPR. Características do geotêxtil utilizado sao também
apresentadas.
6.1 - RESUMO SOBRE AS CARACTERÍSTICAS
DA ARGILA CINZA DO RIO DE JANEIRO
GEOTÉCNICAS
Foram vários os autores que apresentaram, até a pr~
sente data, trabalhos sobre as características geotécnicas da
argila mole no local da construção dos aterros experimentais
do Instituto de Pesquisas Rodoviárias, dentre os quais, podem
ser citados: Ramalho Ortigão (1975), Coutinho (1976), Costa
Filho et al (1977), Antunes (1978), Collet (1978), Ramalho
Ortigão (1980) e outros. Desses trabalhos, obtiveram-se as
propriedades da fundação argilosa para emprego no presente
trabalho.
O local em questão se caracteriza pela presença de
uma camada de cerca de lOm de profundidade de uma argila mole
de coloração cinza escura. Se situa no km 116.5 da Rodovia
Washington Luiz, margeando o rio Sarapuí. Na figura 6.1 apre
senta-se, em mapa, o local da pesquisa.
Na figura 6.2 é apresentado o perfil geotécnico lo
cal que é composto de uma camada de argila mole sobrejacente
a camadas de areia fina argilosa. Pode-se observar que os re-
141
sultados de SPT sao muito baixos ou nulos ao longo da camada
argilosa. O nível freático é influenciado pelas marés devido
ao local em questão se situar próximo à Baía da Guanabara e
ao rio Sarapuí. O nível d'água freático aflora à
do terreno.
superfície
A camada argilosa possui uma crosta superficial com
grande quantidade de matéria vegetal (até 2.Srn de profundida
de). Nesta região, tanto o pré-adensamento corno a resistência
não-drenada parecem maiores corno .será visto posteriormente.
Na figura 6.3 apresentava-se a curva granulornétrica
do material da fundação onde se oberva estar cerca de 70% do
material dentro da faixa de argila (classificação da ABNT).
Na figura 6.4 estão surnarizadas as propriedades ge2
técnicas da fundação. Na figura 6.4(a) pode-se verificar que
a umidade varia entre 100 e 170% ao longo da camada. Na figu-
ra 6.4(b) apresenta-se a variação do peso específico total
com a profundidade. Seu valor vem sendo usualmente adotado co
mo constante ao longo da profundidade e igual ao valor médio
13.2 kN/rn3 . Na figura 6.4(c) são apresentados os resultados
de ensaios de palheta de campo ( Collet, 1978 ) . Nota-se o cres
cimento da resistência não-drenada na superfície devido a
crosta já comentada anteriormente. Na figura 6.4(d) é aprese~
tada a variação da sensibilidade da argila com a profundida
de. Verifica-se que tal valor é praticamente constante e igual
ao valor médio 2.59.
Na figura 6.5 é apresentada a história de tensões
da fundação argilosa. Verifica-se que a relação de pré-adens~
rnento é máxima na zona superficial (crosta) e diminui com a
profundidade.
142
Na figura 6.6 sao apresentados dados sobre o módu
lo de deformação obtidos em laboratório e através da retroaná
lise dos recalques do Aterro Experimental I. Tais valores re
troanálisados estão representados em função do coeficiente de
Poisson admitido para a fundação.
Para maiores detalhes sobre estas e outras caracte
risticas apresentadas, favor consultar as referências citadas
nas figuras ou o trabalho de Ramalho Ortigão (1980).
6.2 - CARACTERÍSTICAS GEOTtCNICAS DO MATERIAL DO
ATERRO
Os ensaios realizados com o material do aterro fo
ram os indicados abaixo:
- Ensaio de Granulometria;
- Limites de Atterberg;
- Ensaios de Densidade In Situ;
- Ensaios de Compactação;
- Ensaios de Resistência ao Cisalhamento.
Através dos ensaios de granulometria constatou-se
ser o solo composto por partes praticamente iguais de argila
e areia e complementado, por menor quantidade, de silte. A
curva granulométrica obtida é apresentada na figura 6.7. Ova
lor médio da densidade dos grãos foi de G = 2.541.
Nos ensaios de limite de Atterberg, encontraram-se
os seguintes valores:
- Limite de Liquidez: LL = 49%
densidade
se um peso
143
Limite de Plasticidade: LP = 31%
- índice de Plasticidade: IP= 18%
Ao longo da estrada foram feitos vários ensaios de
in situ pelo processo do Frasco
específico médio de 20.5 kN/rn3 •
de Areia obtendo-
Através de ensaios de compactação Proctor Normal ob
teve-se para umida ótima do material o valor h t = 18.8% e pe o -
so específico seco máximo y = 16.4 kN/rn3 • A partir dos resul s -
tados acima, foi feita urna avaliação do grau de compactação
do trecho da estrada sob as rodas dos caminhões obtendo-se o
excelente resultado de 106%.
Urna série de ensaios de resistência do material do
aterro foi também procedida. As amostras ensaiadas foram mol-
dadas sob condições de umidade ótima e peso específico seco
máximo, características essas que estão, certamente, próxi
mas às in situ.
Na figura 6.8 apresentam-se os resultados obtidos
nos diversos ensaios de compressão simples executados no mate
rial de aterro.
Através dos ensaios de cisalharnento direto realiza
dos, também nas condições de umidade ótima_ e ~so específico seco
máximo, obteve-se a envoltória de ruptura de Mohr que aparece
na figura 6.9.
6.3 - CARACTERÍSTICAS DO GEOTfXTIL EMPREGADO
O geotêxtil utilizado ao longo das seçoes testes
foi do tipo não-tecido com fios de poliéster agulhados da mar
144
ca Bidim. Dois tipos de manta foram utilizadas, a saber: Bi
dim OP-30 e Bidim OP-40.
Na tabela 6.2 sao apresentadas as características
físicas e mecânicas do geotêxtil fornecidas em catálogos do
fabricante. Tais catálogos, em geral, fornecem apenas inform~
ções gerais sobre o produto não se prendendo aos detalhes de
certas características que seriam importantes quando do seu em
prego como reforço. Não são fornecidas, por exemplo, informa
ções à respeito do módulo de deformação (ou a curva tensão x
deformação) em condições de deformação.plana. Entretanto, o~
teve-se no catálogo da representante americana da marca Bidim
(Monsanto) um valor para o módulo de elasticidade de 55 kN/m.
Segundo o fabricante do produto, o geotêxtil em
questão e bastante resistente no que diz respeito à fluênc1a,
o que e característico das mantas à base de poliêster. A re
dução da sua resistência devido ao contato com substâncias a
gressivas (ácidos, bases, etc •.. ) em geral ê inferior a 6%.
Ainda, segundo informações obtidas no catálogo, esta marca de
geotêxtil não ê atacável por microorganismos.
Maiores detalhes sobre outras características de
menor relevância para o presente trabalho podem ser encontra
dos nos catálogos da marca Bidim. Detalhes de confecção eco~
parações entre características mecânicas desse e de outros ti
pos de geotêxteis podem ser encontradas nos capítulos 2 e 3
do presente trabalho.
if ~-: I[ °i i.. . .li ,. · ...
LOCAL DOS ,,. · ·'·! ATERROS EXPERIMENTAIS' .
11· •. --:
145
PETIIÔPOLIS
. .
~~ - .. ·:··:~~-~~~;~·-·::f. ·, .. ··.·· BAIXADA ·: . .-fl.:UNlfWISE. • ·
., o ~
.· .. macocu
o
DC4LA IIW'ICA
FIG. 6.1- LOCALIZAÇÃO DOS ATERROS EXPERIMENTAIS DO IPR
ESC. GRÁFICA O I Z 5 4a
NT l•I s-z NA S•S
ARGILA MOLE "
..
FIG.6.2 - PERFIL GEOTÉCNICO DA FUNDAÇÃO - APUD RAMALHO ORTIGÃO (1980)
147
-'-' ..... 'i:l' 1 = i (ASTM) ,~ ARGILA SILTE AREIA FINA • (ABNT).-~---"'.:..:..:.:::..:_ __ -1-~---=-='-'=-------t-------~- ·
~ e;
1 i ili l!I
~ z ... ()
"' Ili ...
100+1--1---.....__....._..._._......_.'-'-t"_--'_...._..__._._ .......... -t-;;;::::::--...... -.\
80
60
"º
20
O AMOSTRA LAVADA NA #200 E SECA AO AR
e AMOSTRA SECA EM ESTUFA E DESTORRQADA
PROFUNDIDADE OAS AMOS'lftAS • 7.0 A 7.11 •
o +---+---,,--.....-.....-.,...... ....... ..+---,-.....-..,.... ............... r1---,--....--4 0.001 O.OI 0.1
DIÂMETRO DAS PARTI CU LAS (mm)
, FIG.6.3- CURVAS GRANULOMETRICAS DA ARGILA CINZA DO RIO DE
JANEIRO - APUD RAMALHO ORTIGÃO ( 1980)
o
2
Ê• -N .... 3• 15 ! ~. a: ...
12
LL,LP,11 ('li,) Õ(KN~ Su(KN/nf) SENSIBILIDADE
"" KlO ISO 200 12 13 t 14 o • 10 '" 20 o • • • LP LL li ..... ,. . ,,,.,,. • / • CXX> ......... -• 2 2 ,. .. •• ~ •
• aod·• • Su =3.9 +0.9Z (KN,ln2, • 1 - .. ]. • - .!• &• • N N • N
.... .... ; . • i• ~. 15 • a • o ! z
~ 1 · .. o. o. f
a: . \ ... ... 1 o ,
10 10 ~ 10
• l:5+=12.0+0.18Z 00 • Su = 0.59 +0.43Z (KN/J)
2.59:!:0.69
amolgado 12 12
ESPECIFICO Su ,
LIMITES DE ATTERBERG PESO ATRAVES DE ENSAIOS DE TOTAL 111
PALHETA DE CAMPO
(a) ( b) (e) (d)
FIG.6.4- RESUMO DE PROPRIEDADES GEOTÉCNICAS DA ARGILA CINZA DO RIO DE JANEIRO - APUD RAMALHO ORTIGÃO. (1980)
• •
1-' .,,. o:,
2
PAESSÁO EFETIVA VERTICAL (KN/m~ 10 20 'º 40 ..
"f :\ ._ ii • 10.!5 + 3.9 Z (KNfiri '\
VIII • rnedlo
00
]4+---.,._---1--'..'"<--r,--t------t-~ N
1· l•-t-~~~-t-->,-~-+---t~~-,~-i-~
' . .._
~• 3.2Z (KN/nO
12-L-----'-----'------~~
HISTÓRIA DE TENSÕES
2 3 4 5 º·.....---'------1--~--+-----i
12 L-----''------J---'
VALORES DE OCR
CRI%)
'° 40 "" º'+--~-----i
12.~~--~ PAl'IÂMETRO Cl'I • Cc /(l+e
0)
0 Vll'l•M"
2
SR(%)
• .~. • 1 •
1 ••
• • 1 ·1· •• • 1
T
1 • '.! +t--+-~·..-"":;· :t------i N I • • ... .. 1 i· 1.. • 1 ~ 1~ 1 f • -j---------,,----i-::-.--,.--1
10
• 1 -1
SR•8±0.8
PARÂMETl'IO Sl'I • Ca/(1 + e01 "INCHAMENTO"
FIG.6.5- RESUMO DE RESULTADOS DE ENSAIOS OEDOMÉTRICOS NA ARGILA CINZA DO RIO DE JANEIRO - APUD RAMALHO ORTIGÃO (1980)
Ê
,.:.,
o o
2 .
4
.. Ili 6 o ~ õ z ::, ... li! B ...
10 >·
12
1000
O 00 :JO
•
o p
~ ~ o
( o o
\
150
MÓDILO DE ELASTICIDADE E (KN/m2J
2000 3000 4000 5000 ' . .
SIMB. MÓDULO E
1 OBTIDO POR RETROANÁLISE 1
1 DOS RECALQUES EMPREGANDO-
1 SE A TEORIA DA ELASTICIDA-
1 DE E CORREÇÃO DE DAPPOI..ONIA
1 oi ai (1971) E ADOTANDO-SE
1 ~ =0.5
1 IDEM, COM ~=0.4 . .. .
1 1 ---- IDEM, COM ~=0.3
.1 ENSAIOS UU 11138 mm ( APIJD COSlll 1 o
Fªet ai, 1977) 1 1 • ENSAIOS UU 111100 mm
1 1
o:\ 1 OBS , Eu DOS ENSAIOS CORRESPONDENTE A 1 UM NIÍ/EL DE TENSÕES DE 50 % . .
~ ' •1 1 I• • 1
' 1 r-- FAIXA DE VALORES DE Eu DE ENSAIOS TRIAXIAIS
cKoli-c e CIU-C
1
FIG. 6.6 - DADOS SOBRE O MÓDULO DE ELASTICIDADE DA FUNDAÇÃO -APUD RAMALHO ORTIGÃO (1980)
ABNT-
o
o
2 o
c:t 30 e 1-UJ 40 a::
:E UJ
"'
50
c:t 60 1-z w· 70 u a:: ::'. 8 -
90
ARGILA S t LTE ------~ AREIA FINA --+-~ AREIA MÉDIA --+AltEIAGFIC85ui-1--
PENEIRAS N2 270 200 140 100 60 50 40 30 20 16 10 4
1 1 1 1 1 1 i.--1 1 1 ~ 1 1 '
1 1 '
1 1
1 ... ~ 1 1
... 1 1 1.,.,,,-' .... 1 1 ' 1 ,......1
1!
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~ 1 1 1 1
V 1
1
'1 / 1 1 1
1 ~ .,, 1 1 1
' ... ~ 1 1 ... ~ 1 1 1 ~ .... 1
~ '
............... 1 1 1 1 1
1 1 1 1 1
1 1 1 1 1
1 1 1
1 1
1 1 1
1
1 1
11 ' 1 1
1
1
' 1
O.OOI 0.005 O.OI 0.05 0.075 0.15 0.3 0.42 0.6 1.2 2.0 4.8
DIÂMETRO DAS PARTICULAS mm
FIG.6.7 - CURVA GRANULOMÉTRICA DO MATERIAL DO ATERRO
DA E S T R A D A D E A C E S SO
PEDREGULHO 3 '8' 1,2" 3 '411
111
1 1 1 ' ' 1 1 ,. 1
1 1 1 1 1 ' 1
' 1 1 1
1
1 1 1 1 1 '
1
1 1
1 1
li 1 1 1 1 '
'1 1
1: 1 1
1
'1 1 1 1
1 1 1
't 1 1 1
1; 1 1
I' 1 1 1
100
90
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70 z .. (/) (/)
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FIG.6.8
80
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15 2
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,,.- ' / \ , \
? e ~NSAIOS COM UMIDADE
o , .. V> z
// }co NVENÇÕES' \,
/ 6 OTIMA(h,IB.8%) \
J1 O > ENSAIOS COM UMIDADE 1. j ~ J DE 14 %
~ 20 ;
" o
O.O 2.0
- ENSAIOS ATERRO
150
N
E
' !100
"' t-z • .. :,: ...J .. V> 5 u o , .. V> z ..,
>/ _,,/
t- o o
4.0 6.0
a - ENSAIO COM UMIDADE DE 22 %
e.o IQO 120 14.0 16.0
DEFORMAÇÃO E ( % )
DE COMPRESSÃO SIMPLES NO MATERIAL DE DA ESTRADA DE ACESSO
/
A/A
50
TENSÃO
ENVOL TÓRIA OE RUPTURA DO MATERIAL DO ATERRO DA ESTRADA DE ACESSO
/ . ,L -EN VOL TORI A DOS ENSAIOS
/ DE INTERFACE SOLO x V~o GEOTÊXTIL (ESTRADA DE
/ ACESSO)
100 150 200
NORMAL O" ( KN/ m2 )
FIG.6.9 ENSAIO DE CISALHAMENTO DIRETO: RESISTÊNCIA DO MATERIAL DO ATERRO E RESISTÊNCIA DE INTERFACE
153
TIPO DE GEOTÊXTIL
CARACTERISTICAS OP -30 OP-40
DENSIDADE SUPERFICIAL ( Q / m ) 300 400
COMPRIMENTO DA MANTA ( m ) 210 150
LARGURA DA MANTA ( m ) 2.15 2.15 4.30 4.30
, 1.35 1. 29 PESO ME 010 DA BOBINA ( K N )
2. 70 2.5B
ESPESSURA DA MANTA (mm ) 3.5 3.8
• ' RESISTENCIA A T R A ÇAO 0.80 1.05
MO NO DIRECIONAL (KN/5cm)
DEFORMAÇÃO NA RUPTURA 50 -70 50-70
MONODIRECIONAL ( %)
RESISTÊNCIA ' A T RAÇAO 23 31
BIDIRECIONAL ( KN / m )
DEFORMAÇÃO NA RUPTURA
BIDIRECIONAL ( % ) 27 -30 27-30
' PENETRAÇÃO 1 N DICE DE 1. 3 0.8
RESISTÊNCIA AO ESTOURO 3000 3000 ( KN / m2 ) .
RESIST ENCIA AO RASGO
EM FORMA DE ASA ( N ) 180 2 70
TABELA 6.1 -CARACTER(STICAS MECÂNICAS DO
GEOTÊXTIL EMPREGADO
154
CAPl"TULO 7
DETALHAMENTO DAS SEÇÕES INSTRUMENTADAS
155
7 - DETALHAMENTO DAS SEÇÕES INSTRUMENTADAS
Neste capitulo sao apresentadas e detalhadas as se
çoes instrumentadas para a verificação do comportamento das
mantas geotêxteis instaladas na Estrada de Acesso para a cons
trução do Aterro II da Pesquisa de Aterros sobre Solos
pressiveis do Instituto de Pesquisas Rodoviárias (IPR).
Com-
Foram estudadas, ao todo, 6 seções do aterro, empr~
gando-se dois tipos de geotêxtil Bidim, a saber: Bidim OP-30
e Bidim OP-40. As características mecânicas desse geotêxtil
foram apresentadas em capitulo anterior. Nas seções instru
mentadas tentou-se, dentro do possível, instalar a manta das
maneiras indicadas no capitulo 5 (ver figura 5. 5) .
Duas das seçoes instrumentadas nao contêm geotêx-
til, para servirem de referência para comparações. Todavia,
uma destas seções, a de número 3, foi acidentada logo apos
a sua instalação tendo sido, então, abandonada. As denomina
çoes e características das seções são apresentadas abaixo:
S-1 Seção com Bidim OP-30 simplesmente
sob a plataforma da estrada;
S-2 Sem geotêxtil;
colocado
S-3 Sem geotêxtil. Inutilizada, por acidente,logo
apos a passagem do aterro;
S-4
S-5
Seção com Bidim OP-40 simplesmente
sob toda a base do aterro;
colocado
Seção com Bidim OP-40 ancorado
(ver figura 5. 5 (d));
internamente
S-6 Seção com Bidim OP-40 ancorado externamente.
156
Na figura 7.1 é apresentada a planta da Estrada de
Acesso com a localização das seções instrumentadas.
Nas figuras 7.2 a 7.6 são detalhadas as caracterís
ticas geométricas e a instrumentação instalada nas seçoes tes
te. Maiores detalhes quanto ao projeto de instrumentação e a
instrumentação utilizada serão fornecidas em capitulo poste
rior.
Na seçao S-6 tentou-se obter uma maior solicita
çao da manta através de ancoragem externa, como mostra a fig~
ra 7.6. A tentativa de ancoragem externa apresentadas nesta
figura, se deveu ao fato de que a seção apresentada na figura
5.S(e} se tornar muito difícil de instalar devido às
çoes superficiais do terreno.
condi-
Deve-se frisar que na construção da estrada nao fo-
ram dispensados maiores cuidados quanto à execução, isto é, o
material do aterro era lançado,espalhado pelo trator (modelo D-4)
e compactado pelo próprio tráfego do trator e dos caminhões
carregados. Deste modo, tem-se um teste bastante rigoroso e
realista da aplicação de geotêxteis a esse tipo de obra.
Embora houvesse a intenção de se instrumentar se
çoes com alturas menores (30 ou 40cm, por exemplo} isso nao
foi possível por terem sido observadas excessivas deformações
verticais devidas ao peso de trator (que é mais leve que os
caminhões carregados} nas primeiras camadas de aterro espalh~
das.
Nos capítulos posteriores sao dados maiores deta-
lhes sobre a instrumentação utilizada e o seu comportamento.
\ RIO SARAPU(
"-------------RODOVIA WASHINGTON LUIZ
CANAL DE DRENAGEM
ESTRADA DE
" 18 19 20
SI S2 S3 S4 S5 S6
l'Ç_ -- --------------------------' 1 - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - 1: I I ATERRO lI: I 1 I 1 1 ~ -=- = = _- ....::.-_---_-.::: .:::-_-------_ ---_-=- -=- =- -=----_--= ~
ESCALA GRÁFICA O 20 40m
ATERRO I
FIG. 7. 1 - P L A N T A DA ESTRADA DE ACESSO - LOCALIZAÇÃO DAS SEÇÕES INSTRUMENTADAS
,..., U1 -.J
1.50
l/1~ ,,,, ' '
~ 1.10 1.20
FIG. 7.2- DETALHAMENTO
7.00
4.00
ESTRADA DE ACESSO
1.20 1. 75
1.50
1.75 J ESCALA GRÁFICA,
O.O 1.0 2.0m
o ., o
DA SEÇAO S-1 - BIDIM OP -30 SOB A PLATAFORMA
7.00
1.50 4.00
ESTRADA OE ACESSO
1.10 1.20 1.20 1.75
FIG. 7.3- DETALHAMENTO DA SEÇAO S-2- SEM
1.50
1. 1.75 - j ESCALA GRÁFICA,
O.O 1.0 2.0m
. G EOTEXTIL
o <O ó
11; \ ,;~,
7.00
1.50 4.00 1.50
ALVOS MAGNÉTICOS
ESTRADA DE ACESSO o (1)
o
1/f.:..Y.. f\'\ " ,, 'j, {\ "' ~,
f-'
"' 1.10 1.20 1.20 1. 75 1.75 o
ESCALA GRÁFICA,
o.o 1.0 2.0m
------
FIG. 7.4 - DETALHAMENTO DA SEÇÃO S-4-BIDIM OP-40
7.00
1. 50 4.00
0.75 1.20
ACESSO
J!. y11 ~\:7 ,, ,,
1.10 • , 1.20 1.20 1.75
1.50
1.75
'
ALVOS MAGNÉTICOS COSTURADOS NA MANTA
o CD
ci
!'; ~\ '\\
ESCALA GRAFICA,
O.O 1.0 2.0m
FIG. 7.5 - DETALHAMENTO DA SEÇAO S-5 - BI OI M OP - 40 ANCORADO INTERNAMENTE
ALVOS MAGNÉTICOS COSTURADOS NA MANTA
ESTACA DE PERÓBA ( 100 mm x 100mm x 6.0m )
o 1D ..:
1.50
ESTACA DE
7.00
4.00
ESTRADA DE ACESSO
PERÓBA ( 100mm x 100mm)
1.50
ALYOS MAGNÉTICOS SOLTOS
ESCALA GRÁFICA,
o.o 1.0 2.0m
o a,
ci
/, : ,· 1 ''
GEOTÊXTIL PRESO ÀS ESTACAS COM PREGOS
FIG. 7.6 - DETALHAMENTO DA SEÇÃO S-6 - BIDIM OP-40 ANCORADO EXTERNAMENTE
16 3
CAPITULO 8
PROJETO DA INSTRUMENTAÇÃO E INSTRUMENTOS
UTILIZADOS NA ESTRADA DE ACESSO
164
8 - PROJETOS DA INSTRUMENTAÇÃO E INSTRUMENTOS UTILI
ZADOS NA ESTRADA DE ACESSO
Neste capítulo sao apresentados e comentados o pro
jeto da instrumentação e os instrumentos utilizados neste tra
balho.
8.1 - PROJETO E INSTALAÇÃO DA INSTRUMENTAÇÃO
A instrumentação da estrada de acesso constou dos
seguintes instrumentos e finalidades:
- Placas magnéticas do extensômetro magnético hori
zontal para a medição dos deslocamentos horizon
tais superficiais do terreno;
- Alvos magnéticos costurados na manta de Bidim
(quando presente na seção) para a obtenção das de
formações horizontais no geotêxtil;
Tubos para a passagem dos torpedos do extensôme
tro magnético horizontal e do medidor contínuo de
recalques (Perfilômetro).
Quanto a disposição típica ao longo da seçao, tal
pode ser visto na figura 8.1.
Foi utilizado o mesmo tubo para o acesso dos torp~
dos do extensômetro .magnético horizontal e do perfilômetro,
tubo este de PVC com 50mm de diâmetro para esgoto. Esse tubo
mostrou-se suficientemente flexível para a medição dos recal
ques. Cada peça de tubo (com 3m de comprimento) foi ligada a
outra através de juntas telescópicas feitas com tubos de PVC
rígido, marrom com 60mm de diâmetro. As características geo-
165
métricas da junta sao apresentadas na figura 8,l(c).
A escolha de juntas telescópicas para a solidariza
çao do tubo parece ser a mais indicada devido a possibilitar
a movimentação dos tubos de acesso sem acréscimo significati
vo de tensões de tração aos mesmos que, sem dúvida, surgiriam
se tais peças fossem soldadas urnas as outras corno usualmente
o são em encanamentos. A rigidez da solda pode provocar o sec
cionamento do tubo quando ocorrem grandes deslocamentos.
A instalação do tubo de acesso para as medições foi
feita da seguinte maneira: primeiramente procedeu-se à remo
ção da matéria vegetal superficial; a seguir, abriu-se urna ca
va com cerca de 30cm de profundidade; em separado eram monta
dos os tubos, juntas e placas; o conjunto era, então, inseri
do na cava e a disposição das placas era confirmada; o rnateri
al escavado era recolocado sobre o conjunto instalado
corno a matéria vegetal.
assim
Na montagem dos tubos e juntas tornava-se o cuidado
de, após a colocação da junta, solidarizá-la ao tubo com fita
adesiva para evitar que a mesma corresse quando da instalação
do conjunto. Havia, também, na extremidade de cada tubo de
acesso, marcas indicando a posição correta da junta telescópi
ca.
Os alvos magnéticos instalados para a obtenção das
deformações horizontais da manta foram imãs circulares (ver
figura 8 .1 (d) , em .forma de anel, pelo interior dos quais e
possivel passar um tubo flexivel de PVC com 40mm de diâmetro
para o acesso do torpedo magnético. Os imãs foram solidariza
dos à manta através de costura com linha idêntica à empregada
para fazer emendas no geotêxtil utilizado. Este trabalho foi
166
feito antes da colocação da manta. Após a costura de todos os
irnãs, as distâncias entre os mesmos foram medidas para efeito
de leituras iniciais.
A junta telescópica utilizada na junção das peças
de tubo PVC para as medições na manta obedeceu ao mesmo fun
cionamento indicado na figura 8.l(c). O tubo empregado na ju~
ta foi de PVC rígido marron com 50mm de diâmetro. Os cuidados
dispensados para a perfeita instalação da junta, nestes casos,
foram os mesmos já descritos anteriormente.
Quando o aterro estava prestes a atravessar a seçao
instrumentada, antes disso ocorrer, os tubos eram cobertos
com material do aterro, manualmente, para protegê-los e evi
tar que os mesmos pudessem ser danificados pelo impacto com
alguma pedra.
Imediatamente antes e imediatamente após a coloca
çao do material do aterro eram feitas várias leituras com to
dos os instrumentos utilizados. Verificou-se que nao seria
correto tomarem-se corno leituras iniciais as leituras feitas
antes da colocação do aterro devido a esta colocação provocar
grandes deslocamentos horizontais nas placas de extensómetro
magnético horizontal e grandes deslocamentos verticais no tu
bo de acesso para a medição dos recalques devido ao assenta
mento provocado pelo peso do aterro e do trator. Por esse mo
tivo, as leituras iniciais foram tornadas como sendo as feitas
imediatamente após a colocação do aterro sobre a instrumenta
çao.
167
8.2 - DESCRIÇÃO DOS INSTRUMENTOS UTILIZADOS
Neste item sao apresentados e descritos os instru
mentos utilizados nas seções testes. são discutidos os princi
pios de funcionamento e a acurácia(*) dos mesmos.
8.2.1 - EXTENSÕMETRO MAGNfTICO HORIZONTAL
A medição dos deslocamentos horizontais do solo po
de ser conseguida através da utilização de um conjunto de pl~
cas magnéticas e de um torpedo (ou sensor) magnético. o torp~
do tem em seu interior um contato elétrico que se fecha quan-
do da ação do campo magnético do imã. Isso faz com que haja
passagem de corrente elétrica pelo fio que une o torpedo à
unidade de leitura provocando o disparo de um alarme sonoro
presente nesta unidade. Isso pode ser visto na figura 8.2.
Na placa de concreto construída a uma certa distân
eia dope do aterro de maneira a não sofrer a influência de
movimentação deste, e parcialmente embutido um imã de referên
eia para as medições. Ã medida que o torpedo vai sendo intro
duzido no tubo pela corda puxada pela outra extremidade, vao
sendo feitas leitura na trena presa ao torpedo em relação à·
boca do tubo de acesso a cada disparo do alarme. Como a dis-
tância da boca do tubo ao imã de referência também é tomada
dessa maneira, a diferença entre a leitura na trena para uma
placa qualquer e a leitura para o imã de referência possibili
ta a obtenção da distância da placa em questão ao imã de refe
NOJ'A: C*L - OS termos utilizados neste trabalho para caracterizar a ~ !idade das leituras feitas por um instrumento (acurácia, pr~ cisão, repetibilidade, etc ... )tem o significado dado por Dunniclif (1971).
168
rência, que é admitido como indeslocável. O acompanhamento da
evolução dessa distância em relação à distância inicial permi
te obter os deslocamentos horizontais da placa. Assim, é pos
sível obter-se a deformação horizontal da fundação entre duas
placas magnéticas seguidas, pela diferença entre as distân
cias atual e inicial entre estas duas placas dividida pela
distância inicial.
No que diz respeito aos fatores que podem conduzir
a erros de leitura com este instrumento, pode-se enumerar, co
mo os mais comuns, os seguintes:
1 - A distância da boca do tubo de acesso ao1 imã de
referência é insuficiente, podendo ocorrer er
ros na leitura devido à curvatura-da trena caso
esta passe pelo imã na sua posição elevada. Há,
também, neste caso, a influência inconveniente
do fio do torpedo. Para minimizar esse efeito,
recomenda-se um comprimento lb
(b)) não inferior a 60cm;
(ver figura 8.2
2 - A trena se enrosca no torpedo ou em torno do
fio fazendo com que se mascare a verdadeira medi
da. Isso é comum quando se utiliza trenas de p~
no ou fibra de vidro. Para evitar isso, recomen
da-se a utilização de trena de aço;
3 - O alarme dispara mais de uma vez, para um só
imã, quando da passagem do torpedo. Isso ocorre
em ímãs com maior intensidade de imantação. De
ve-se então, a título de sistemática, fazer-se
a leitura cuidadosamente sempre ao primeiro to
que do alarme sonoro;
169
4 - Há o deslocamento da boca do tubo de acesso no
meio de uma leitura. Isto pode ocorrer quando
há uma junta telescópica relativamente próxima
à boca do tubo. Este tipo de erro pode ser evi
tado verificando-se a sua possibilidade de ocor
rência antes de se começarem as leituras em um
tubo.
O extensómetro magnético horizontal ao longo das v~
zes e que foi utilizado em medições de deslocamentos (ver,por
exemplo, Ramalho Ortigão, 1980 e Coutinho, 1980)) tem se mos
trado bastante acurado - acurácia da ordem de 2mm - e tem
sofrido desenvolvimentos constantes no Instituto de Pesquisas
Rodoviárias para melhorar cada vez mais o seu desempenho.
8.2.2 - PERFILÕMETRO DE RECALQUES
Um instrumento para medição de perfis de recalques
foi desenvolvido no Instituto de Pesquisas Rodoviárias para
emprego em obras sobre solos moles. Tal instrumento se apli
ca especialmente ao caso estudado no presente trabalho, uma
vez que a utilização de outros instrumentos para este fim
(placas de recalque, por exemplo) seria bastante dificultada
devido ao constante'tráfego de veículos pela estrada. Na figura
8.3 é apresentado, de maneira esquemática, o perfilÔmetroIPR.
O instrumento funciona da seguinte maneira: o pai
nel (ver figura 8.3) é ligado ao torpedo através de um tubo
de plástico flexível 9.00mm de diàmetro que tem no seu interi
or outro tubo plástico com 3.2mm de diâmetro; o tubo de 3.2mm
liga o manômetro de mercúrio e a bomba de pressão manual do
170
painel a uma bo.lsa de borracha existente no interior do torp~
do; ao longo de todo o tubo de 3.2mm e na bolsa de borracha
existe ar; entre a parede externa do tubo de 3.2mm e a pare
de interna do de 9.0mm existe água desaerada que liga o inte
rior do torpedo à bureta graduada no painel.
Para medir-se a posição do torpedo, o procedimento
e o seguinte:
1 - Posicionado o torpedo no ponto onde se deseja a
medida, são abertas as válvulas da bureta e do
manômetro de mercúrio mantendo-se fechada a vál
vula da bomba manual de pressão;
2 - Aumenta-se gradativamente a pressão do ar atra
ves da bomba manual de pressão. Esse aumento
vai sendo acusado no manômetro de mercúrio;
3 - Quando a pressao do ar se iguala à pressao devi
da à altura de coluna d'água H, a bolsa de bor
cha começa a se expandir fazendo com que o ní
vel d'água na bureta se mova ascendentemente;
4 - Quando o nível d'água na bureta se estabiliza
num ponto cuja variação de volume d'água deslo
cada é igual ao volume da bolsa, sem estar tra
cionada, faz-se a leitura da bureta graduada e
do desnível de mercúrio. Nestas condições, a al
tura H é calculada pela expressão:
H = :y Hg .y H2ü
onde:
( 8 .1)
H = distância, sob a vertical, entre o nível
d'água na bureta e o torpedo;
171
hHg = desnível no manômetro de mercúrio;
YHg = peso especifico do mercúrio;
YH O= peso especifico da agua. 2
Para a obtenção da cota em que se encontra o torp~
do, deve-se ter um ponto do painel nivelado topograficamenta
Assim, se esse ponto de referência está abaixo do nível d'água
da bureta, a cota do torpedo é dada por:
CT = CR + d - H (8.2)
onde:
CT cota do torpedo;
CR =cotado ponto de referência obtida através de
nivelamento topográfico;
d = distância entre o nível d'água da bureta e o
ponto de referência;
H = altura de coluna d'água calculada pela expre~
são 8.1.
Desde que a bureta esteja bem fixa no painel, é con
veniente, por simplicidade nos cálculos, que o ponto de refe
rência seja um valor da graduação da bureta (o menor, que em
geral é o zero).
O PerfilÔmetro foi testado em laboratório e no cam
po com o intuito de avaliar a sua acurácia (Palmeira & Ramalho
Ortigão, 1980). No laboratório, os testes consistiram em me
dir a altura H de coluna d'água através do aparelho e compa
rar essa medida ao valor medido através de uma trena milime
trada. O esquema do teste é apresentado na figura 8.4. Na fi
gura 8.5 apresentam-se os resultados destes testes em labora-
172
tório. Verifica-se, por esta figura, que o erro apresentado
pelo instrumento não parece variar com a altura H. Obteve-se,
nesses ensaios, um erro médio de -3.8mm e um desvio padrão de
10.2mm. O erro médio deveria ser nulo. Entretanto, verificou-
se (Palmeira & Ramalho Ortigão, 1980) ser bastante provável
que esse valor negativo encontrado se deva ao fenômeno de ca
pilaridade durante o processo de medição.
A temperatura é um dos fatores que afeta a leitura
deste instrumento. Isto se deve ao fato da relação YHg/ Y H 0 2
variar com a temperatura, como mostra a figura 8.6. Tal erro
(da ordem de no máximo 2.5mm por metro de coluna d'água medi
do), entretanto, não é significativo em presença de outros fa
tores. Isso se deve ao fato dos valores de H medidos serem p~
quenos (da ordem de lm) e das características climáticas usu
almente encontradas no Brasil. Os erros relevantes sao devi
dos à sensibilidade do manômetro de mercúrio e ao enchimento
excessivo da bolsa de borracha. Um erro de 1mm na leitura do
manômetro de mercúrio acarreta um erro da ordem de 13.6mm no
valor de H (yHg = 13.6 y820
). Um erro no enchimento da bolsa
de borracha pode acarretar erros bem maiores nos valores de H.
Todavia, o erro no enchimento pode ser evitado com uma medi
ção cuidadosa. Erros podem surgir, também, quando ocorrem va
zamentos na tubulação do aparelho, motivo pelo qual
da-se a manutenção periódica do instrumento.
recomen
Para exemplificar o desempenho do Perfilômetro no
campo, pode-se citar o aterro teste levado à ruptura no local
da Barragem de Juturnaíba. (Coutinho, 19 80) próximo a Ararua
ma-RJ. Nesta obra pode-se comparar os resultados obtidos com
o Perfilômetro com outros instrumentos para a medição de re-
173
calques como, por exemplo, as placas de recalques. Na figura
8.7 apresenta-se a seçao transversal do aterro com os desloca
mentos verticais obtidos pelo Perfilômetro, pelas Placas de
Recalques e Marcos Superficiais ao longo aos diversos está-
gios de carregamento. Depreende-se desta figura a excelente
concordância entre os resultados dos dois primeiros instrumen
tos exceto, no que diz respeito à placa PLl (ver figura 8.7),
para os Últimos estágios. Todavia, verificou-se (Palmeira &
Ramalho Ortigão, 1980) que tal diferença se deveu à pouca acu
rácia desta placa motivada pela sua proximidade do talude ju
sante e do tráfego de caminhões que traziam material para a
execuçao do aterro. Na figura 8.8 apresenta-se a comparaçao
entre os resultados obtidos pelo Perfilômetro e, pelas Placas
de Recalques instaladas no trecho central do aterro (PL2 e
PL3 na figura 8.7) e, por isso, menos afetadas pela movimenta
çao lateral das extremidades do aterro. Verifica-se que, nes
se caso a concordância é excelente.
Como pode ser visto, a acurácia apresentada pelo
Perfilômetro (10.2mm para um nível de confiança de 67%)é bas
tante boa para o tipo de obra a que se propõe, onde os recal
ques chegam a atingir centenas de milímetros. O único inconve
niente inerente ao aparelho é a necessidade do operador ser
um técnico de bom nível, bem treinado e conhecedor dos fato
res que influenciam o comportamento do instrumento.
Nos capítulos seguintes são apresentados e discuti
dos os resultados obtidos pela instrumentação instalada na es
trada de acesso para o Aterro II.da Pesquisa de Aterros sobre
Solos Compressíveis do Instituto de Pesquisas Rodoviárias.
, ALVOS MAGNETICOS
COSTURADOS NA MANTA(CASO EXISTA)
1.50m
BASE DE REFERÊNCIA
4.0m
DETALHE OA PLACA MAGNÉTICA ( MATERIAL, MADEIRA)
VISTA FRONTAL CORTE
1.50m
.· -~ ,
.\ :' GEOTÊ ''
PLACAS PARA MEDIÇÃO DE DESLOCAMENJOS HORIZONTAIS DA FUNDAÇAO
( a )
7.0m
4.0m
DETALHE DA JUNTA TELESCÓPICA
• • o IMÃ? CI RCIJLAR -t-
-+ 's,""" " N
( b ) ( e )
TUBO DE ACESSO 050 mm
1.50m
TUBO DE ACESSO 040mm PARA OS
I MÃS DA MANTA ( CASO EXISTA)
CORDA DE
p~
JUNTA TELESCÓPICA
DETALHE DOS ALVOS ,
MAGNETICOS DA MANTA
VISTA FRONTAL CORTE
~ GEOTEXTIL
CIRCULAR
'~ ,-----1~""-pc ;-i COSTURA
( d )
FIG.8.1- DETALHAMENTO GERAL DA 1 NSTRUMENTAÇAO UTILIZADA
; .. ó
FIO
/RENA
' € COAXIAL
"
SISTEMA DE
ALARME
TORPEDO
/
F ~ },
CONTATO ELETRO- MAGNÉTICO
(o)TORPEDO E PLACA
.. ;., ·.,~-··~·/.".o.:~-' o
TRENA
TUBO-GUIA
MAGNETICA
. (b) ACESSÓRIOS NA BASE DE REFERENCIA
A • FIG. 8.2 - COMPONENTES DO E X TENSO METRO MAGNETICO
PLACA
TORPEDO
CORDA DE PUXAR
IMÃ CIRCULAR
DE REFERÊNCIA
GUIA
HORIZONTAL
1--' -.J V1
VÁLVULA
BURETA
•• : • ' • : •• :· ,J -~ ••• --~ ;·:
H ... ' . '('}\ : >)\t•~· .... ·i:\ : : é>.'
--
MANÔMETRO DE NERCÓRIO
IOMBA MANUAL OE PRESSÃO
r· 1
1 ---··-··-- .. ---Í
~--·
H TORPEDO
BOLSA OE BORRACHA
CORDÃO
AG. 8.3- PERFILÔMETRO DE RECALQUES IPR - APUD RUMEIRA a RAMALHO ORTIGÃO (1980)
177
-
~---TRENA NIUNE~
TORPEDO 11E7--~-FIG. 8.4 - ESQl.EMA DOS TESTES COM O PERFILÔMETRO EM
LABORATÓRIO - APUD PALMEIRA a RAMALHO ORTIGÃO (1980)
-• 1 -o a: a: Ili
70
80
"º 40 • 30
20 • ••
S • DESVIO PAQIIÃO • 10.2 ••
o 0.5
•
'·º , .. H (a)
• IOLSA COM J(GIJA
•
•
z.o
FIG.8.5 - DESEMPENHO DO PERFILÕMETRO EM LABORATdRIO - APUD PALMEIRA a RAMALHO ORTIGAO ( 1980)
1-' -..J 00
o ·,t•
lC
1 79
13.6000,+---+------+------t-t----------j
13.5900 +---+------+---f---j-------J
;;: 13.5800 +---1-------L-------+-----;
VALOR MÍNIMO DA RELAÇÃO tf /-ri 13.5700 +-=~::!'-====--=-==-=-=--=t-=.::::-=-=--- Ha "e°
13.5600 +----1------+------t----' 15° 20° YJ0 40•
T(ºC)
FIG.8.6 - VARIAÇÃO DE ti l°t5. 0
COM A TEMPERATURA- APUD Ht "z _
PALMEIRA a RAMALHO ORTIGAO (1980)
-., Ili :,
i a::
180
12.0~-----------------------------;
H•l,ÕM
100 CONVENÇÕES,
- PLACA DE RECALQCJE -o- PERFIL.&IETRO
-<r MARCO SUPERFICIAL
O 2 4 ••
1-1•4.0•
H•S.0•
ALn.RA DO ATERRO (mi
FIG.8.7- COMFAAACÃO ENTRE OS RECALQUES MEDIDOS COM O A
PERFILOMETRO · E OUTROS INSTRUMENTOS EM JUTURNAÍBA - APUD PALMEIRA a RAMALI-k) ORTIGÃO ( 198Q
ALTURA DO ATERRO ( m) ALTURA DO ATERRO ( 11)
LO 2.0 3.0 4.0 5.0 6.0 7.0 o 1.0 20 3.0 4.0 5.0 6.0 7.0 o k:::---'---'---+----'---'---;----'-,
~ o
100 100
- -a 200 E - ~ ~ 300 11-~r-LJ
I 2QO -... ::, o 300 ..J e e., ... a:
500 .ÔNdl'RO
FIG. 8.8- COMPARACÃO ENTRE OS RESULTADOS DO PERFILÔMETRO E DAS PLACAS
PL2 E PL3 EM JUTURNAÍBA - APUD PALMEIRA a RAMALHO ORTIGÃO (1980)
>-' ())
>-'
182
CAPITULO 9
SOLICITAÇÕES IMPOSTAS Ã ESTRADA DE ACESSO
183
9 - SOLICITAÇÕES IMPOSTAS Ã ESTRADA DE ACESSO
Neste capítulo sao avaliados os esforços atuantes
sobre a estrada de acesso oriundos do tráfego de veículos car
regados.
O material de aterro para a construção da estrada
foi trazido em caminhões basculantes de eixo traseiro simples
e rodas duplas. Para o espalhamento do material, foi utiliza-
do um trator da marca Caterpillar Modelo D-4. A capacidade
dos caminhões empregados na obra era de 6m3 e o peso dos cami
nhões descarregados era de 16 kN.
A maneira mais correta e precisa de avaliar o peso
real dos veículos, nas condições expostas no parágrafo anter!
or, seria obter-se a média de uma amostragem de peso total de
caminhões carregados. Todavia, não havia condições técnicas
ou econômicas de se proceder à pesagem de caminhões. Assim,
restou a tentativa de avaliar a carga total através do conhe
cimento de peso específico do material transportado e de volu
me dos caminhões.
Através de ensaios realizados quando da chegada dos
veículos à estrada de acesso, obteve-se um peso específico t2
tal médio de 15.1 kN/m3 . O valor estimado para o peso total
médio do veículo é dado, então, por:
Peso Total= 15.1 x 6 + 16 = 107 kN
Uma vez que para o tipo de caminhões empregados o
eixo traseiro (o mais carregado) absorve 2/3 do peso total do
veículo (Ricardo & Catalani, 1976), tem-se uma carga máxima
por eixo de: 2 x 107/3 = 71 kN. Isso conduz a uma carga atua-
184
te sobre cada par de rodas traseiras de, aproximadamente,
36 kN.
Durante a construção da estrada foi possível um ri
goroso controle do número de caminhões que passavam diariame~
te pelas seções instrumentadas. Só foram consideradas aspas
sagens de caminhões carregados, urna vez que a solicitação irn
posta pelo peso próprio do caminhão nao é significativa. Veí
culos menores (automóveis, utilitários, etc ... ) também não fo
raro levados em conta.
Durante a construção do Aterro Experimental II, mo
tiva da construção desta estrada de acesso, o controle do nú-
mero de passadas foi muito dificultado devido às diversas
frentes de trabalho existentes e a excassez de pessoal para
a realização desta contagem. Outro problema foi a variação de
capacidade volumétrica dos veículos envolvidos na construção
do Aterro II, urna vez que havia caminhões de até 14rn3
de cap~
cidade.
Na figura 9.1 sao apresentadas as curvas de frequê~
eia acumulada de passagem de dos caminhões pelas seções ins
trumentadas com o tempo. Cabe lembrar que as primeiras têm,
para um mesma data, um número de passadas maior que as segui~
tes, devido ao fato de estarem localizadas no início da estra
da (ver figura 7.1). O controle do número de passadas que re
sultou na figura 9.1 foi feito diariamente sendo, entretanto,
vários pontos omitidos na elaboração dessa figura para maior
clareza. Com o auxilio da figura 9.1 e com a data em que foram
efetuadas as medições, foi possível obter as figuras que se
rão apresentadas nos capítulos posteriores.
ff • li I 00
li; I
o /;
~ I 00 J / //
~ V / ~
/ ~ / 00
lt V
. / V V- _./
,/Ç> o
12
1000
2
CONVENÇÕES -ô- SEÇÃO S-1
--- SEÇÁO S-2
-+- SEÇÃO S-4
-o- SEÇÃO S-5
~ SEÇÁO S-6
MAIO JUNttO Jll.HO AGOSTO ET!frillRO OUTVlftO NOW:NBRO DaDIBRO JANl!:1110 P"E:'t'EtElflO 1110 1181
DATA
FIG. 9.1 - VARIAÇÃO DO NÚMERO DE PASSAQI\S COM O TEMPO NAS SEÇÕES INSTRUMENTADAS
1-' (X) U1
186
CAPÍTULO 10
RESULTADOS OBTIDOS NAS MEDIÇÕES DE CAMPO
187
10 - RESULTADOS OBTIDOS NAS MEDIÇES DE CAMPO
Neste capitulo sao apresentados e comentados os re
sultados obtidos através das medições de campo efetuadas na
estrada de acesso.
A variação das grandezas medidas no campo depende
fundamentalmente do tempo e da solicitação de tráfego, carac
rizada pelo número de passadas de caminhões. Essa última vari
ável, entretanto, é certamente a mais importante, razao pela
qual todas as grandezas observadas foram analisadas em função
somente do número de passadas. Por outro lado, a inclusão da
variável tempo (recalques por adensamento, fluência, etc ... )
dificultaria sobremaneira a análise dos resultados.
10.l - RECALQUES SUPERFICIAIS DA FUNDAÇÃO
Nas figuras 10.l a 10.5 sao apresentados os perfis
de recalques ao longo das seções instrumentadas para diversos
números de passadas. Pode-se observar que as seções S-1 e S-2
apresentam recalques significativamente maiores que as demais
seções. Em particular, no que diz respeito a seção S-2 (sem
geotêxtil), isto se deveu à visível ocorrência de uma ruptura
localizada, à direita do eixo de simetria, que foi sentida
quando as primeira solicitações foram impostas à seçao. A se
ção S-3 (sem geotêxtil) foi inutilizada por uma ruptura loca
lizada sob a banda de rodagem dos veículos.
As seções S-4, S-5 e S-6 apresentaram perfis de re
calques mais uniformes, não evidenciando rupturas localizadas
da grandeza da observada.na seção S-2.
188
Nas seçoes S-1, S-4 e S-6, para numero de passadas
superior a 50, é visível a tendência dos maiores recalques o
correrem sob as bandas de rodagem dos veículos.
Para número de passadas elevado, a seção S-1 (ge~
têxtil somente sob a plataforma da estrada) apresenta recal
ques elevados na região de ocorrência da ruptura localizada
da seção S-2 como pode ser visto nas figuras 10.2 a 10.4.
Antes que pudesse atingir a 200 passadas, a seçao
S-4 teve o seu tubo de acesso parcialmente obstruído. Pores
se motivo, em algumas das figuras apresentadas não consta o
perfil de recalques correspondente à seção S-4. No entanto, a
pesar da obstrução à passagem do torpedo do perfilômetro, a
sonda do extensômetro magnético horizontal continuou a pas
sar ao longo de todo o tubo, devido ao seu menor diâmetro.
10.2 - DESLOCAMENTOS HORIZONTAIS SUPERFICIAIS DA
FUNDAÇÃO
Na figura 10.6 estão apresentados perfis de desloc~
mentos horizontais da superfície do terreno, onde se observam
deslocamentos da ordem de 100 a 200mm.
Deve-se observar que logo no início da construção
as placas magnéticas apresentam grandes deslocamento devido
as primeiras passadas do trator e dos veículos. Isso se deve
às dimensões das placas e à baixa altura de aterro quando do
início do tráfego. Em particular, a seção S-4 teve uma placa
danificada logo após espalhamento de material sobre a instru
mentação. Acredita-se que o imã circular desta placa tenha se
partido pois, uma vez espalhado o material de aterro sobre a
189
instrumentação, a presença desta placa nao foi mais detectada
pelo sensor magnético.
Outro fato importante, observado é que as placas
instaladas nos pés do aterro são susceptíveis à danos ou lei
turas errôneas devido a choques provocados por agentes exter
nos. Também na seçao S-4, a placa instalada no pé do aterro
à direita do eixo de simetria (ver figura 10.6) teve o seu
comportamento afetado por um acidente com um caminhão que ato
lou nas suas proximidades. Após o acidente, efetuou-se uma cor
reção no deslocamento horizontal desta placa. O acompanhamen
to posterior do desempenho da mesma mostrou ter sido satisfa
tória a correção efetuada.
10.3 - DESLOCAMENTO HORIZONTAIS NO GEOTtXTIL
Na figura 10.6 sao apresentados, também, os desloc~
mentos horizontais dos alvos magnéticos costurado na manta de
geotéxtil. Tais alvos não foram tão afetados pelo espalhamen
to inicial do material de aterro sobre as seções instrumenta
das. Acredita-se que isso se deva às reduzidas dimensões dos
imãs instalados.
e E
"' :::, o ..J
"' u "' a:
S-4 50
S-1
100
S-6
ESCALA GRÁFICA
O. I.Om
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FIG.10.1- PERFÍS DE RECALQUES
PARA 50 PASSADAS
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FIG.10.2- PERF(S DE RECALQUES AO LONGO DAS SEÇÕES INSTRUMENTADAS
PARA 100 PASSADAS
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FIG.10.3 PERFIS DE RECALQUES AO LONGO DAS SEÇOES INSTRUMENTADAS
PARA 150 PASSADAS
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FIG. 10.4 - PERFIS DE RECALQUES AO LONGO DAS SEÇÕES INSTRUMENTADAS
PARA 200 PASSADAS
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FIG.10.5 PERFÍs· DE RECALQUES AO LONGO DAS SEÇÕES INSTRUMENTADAS
PARA 400 PASSADAS
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~ SEÇÃO S-5 ~ ------1, ~ IOOi---==:....:::_:::__::====:_------=~A~O':::'.::-=-=-===:'...--j ---~ ~ E- _.o...._ ..o---:;:::.--~ ----~ o EE o - --- --- -- ~ % ----- --ó A ., A
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FIG.10.6- PERFÍS DE DESLOCAMENTOS HORIZONTAIS SUPERFICIAIS DA AJNDACÃO E DO GEOTÊXTIL EM FUNCÃO DO· NÚMERO DE PASSADAS
19 6
CAPÍTULO 11
INTERPRETAÇÃO DOS RESULTADOS OBTIDOS COM A INSTRUMENTAÇÃO
19 7
11 - INTERPRETAÇÃO DOS RESULTADOS OBTIDOS COM A INS
TRUMENTAÇÃO
Neste capítulo sao interpretados os resultados obti
dos com a instrumentação instalada na estrada de acesso.
11.1 - RECALQUES SUPERFICIAIS DA FUNDAÇÃO
Nas figuras 10.l a 10.5 pode-se ver os perfis der~
calques obtidos para vários números de passada, ao longo das
seçoes. Destas figuras, pode-se concluir que:
1 - A distribuição dos recalques parece mais uni
forme ao longo das seções com geotêxteis;
2 - A seção sem geotêxtil (S-2) apresentou urna rup-
tura localizada à direita do eixo de
já para um número pequeno de passadas;
3 - Devido à sua altura inicial ter sido
simetria
menor
(0.60m), a seção S-6 (geotêxtil ancorado exter
namente) apresentou recalques máximos sob as
bandas de rodagem dos veículos;
4 - Para o número de passadas superior a 150, os r~
calques da seção S-1 (geotêxtil sob a platafor
ma da estrada), à direita do eixo de simetria,
tendem a acompanhar os recalques apresentados
pela seção sem geotêxtil na mesma região.
Para a análise que se seguirá, torna-se necessário
definir as seguintes grandezas: (1) recalque médio da seçao
i, símbolo p., corno sendo o valor obtido pela divisão da área l
19 8
do perfil de recalques pelo comprimento da base do aterro; (2)
redução percentual dos recalques, símbolo RP, parâmetro este
que permite avaliar a eficiência da instalação do geotêxtil na
redução de recalques sendo dado pela expressão abaixo:
RP = X 100 (%} ( 11.1}
onde:
RP = redução percentual nos recalques ( % } ;
P2 = recalque mêdio na seçao S-2 (sem geotêxtil};
pi = recalque médio na seçao i (i = 1, 4, 5 ou 6} •
A figura 11.1 compara valores de p para todas as se
çoes, e a figura seguinte compara a redução percentual nos re
calques com o número de passadas. Nota-se uma elevada redução
inicial (60%} que diminui sensivelmente com o aumento de nume
rode passadas.
Entretanto, pode nao ser:totalmente correto atribu
ir ao geotêxtil a capacidade de redução apresentada na figura
11.2. Isso se deve ao fato da ocorrência da ruptura localiza-
da de um lado da seção S-2, e que levou esta redução a se
tornar muito elevada. Assim, devido à acentuada assimetria dos
recalques da seção S-2, decidiu-se proceder ao estudo da efi
ciência do geotêxtil, comparando-se independentemente os re
calques à esquerda e à direita do eixo de simetria do aterro.
Procedendo-se dessa forma, obtém-se as variações nos recal-
ques médios e nas reduções percentuais nos recalques com o nu
mero de passadas apresentadas nas figuras 11.3 e 11.4. Essas
figuras mostram uma redução na contribuição do geotêxtil em
199
relação aos resultados apresentados nas figuras 11.l e 11.2.
Verifica-se que deficiência do geotêxtil nas seçoes S-4 e
S-5 decrescem muito com o número de passadas até, praticamen
te, não haver mais redução nos recalques. O geotêxtil da se
çao S-6, em que pese a sua eficiência também decrescer com o
numero de passadas, apresenta um desempenho melhor que as de
mais.
f interessante observar que ao se representar p ver
sus raiz quadrada .do número de passadas, obtém-se uma relação
linear, conforme apresentado nas figuras 11.5 e 11.6. Esse ti
pode representação foi citado por Sauvage (1981), porém, em
ensaios cíclicos em modelos reduzidos.
Através de furos feitos à trado nas seçoes instru
mentadas, foi possível a medição da altura de aterro colocado
sobre as seçoes. Foram feitos 9 furos por seção sendo três na
seçao transversal principal, como mostra a figura 11.7, e 6
espalhados aleatoriamente nas proximidades do trecho instru
mentado. Os valores obtidos para as alturas de aterro estão
apresentados na tabela 11.1. São também apresentados, nesta
tabela, os valores médios e os desvios padrão das alturas me
didas.
Através de um teste estatístico simples para a veri
ficação da igualdade entre médias amostras (ver, por exemplo,
Christmann, 1978) verifica-se, com um nível de confiança de
95%, que as médias das alturas das seçoes com e sem reforço
são diferentes, isto ~
e' a presença do geotêxtil parece ter
provocado redução na altura do aterro.
Definindo-se a redução percentual na altura de ater
ro como sendo o valor dado pela expressão a seguir:
200
X 100 (%) (11.2)
onde:
RPh = redução percentual na altura de aterro (%);
Hs = altura de aterro média na seçao sem geotêxtil;
Hc = altura de aterro média na seçao com geotêxtil;
obtém-se, utilizando os dados da tabela 11.1, para cada seçao
instrumentada, os seguintes valores:
Seção S-1: RPH = 9.6%
Seção S-4: RPH = 15.7%
seção S-5: RPH = 18.3%
Seção S-6: RPH = 22.6%
A ordem crescente dos valores acima parece confir-
mar a importância da ancoragem das extremidades do geotêxtil.
Embora a redução na altura de aterro para as seçoes
S-4, S-5 e S-6 tenha sido significativa, o aspecto econômico
da utilização de geotêxtil não foi favorável. Conclui-se isto
à partir dos custos dos materiais envolvidos na construção da
estrada de acesso. O preço de rn 3 de aterro (em dólares, por
ser urna moeda mais estável) foi de $ 5. 36/rn3 (Collet,
incluindo transporte (distância de transporte= 20km),
1981)
eSp!:;
lharnento de material e pessoal necessário para o acornpanharneg
to e execução da obra. O preço unitário de geotêxtil empreg!:;
do foi de $ l.60/m2 (RHODIA, 1981). Assim, e facil verificar
que seria necessário uma redução no material de aterro, no mi
nirno, 26% para se tornar viável economicamente a utilização
201
de geotêxtil.
~ interessante a aplicação da expressao 4.40 aos re
sultados obtidos para a altura de aterro nas seçoes da estra
da de acesso. Como foi comentado no capítulo 4, tal expressao
foi inicialmente desenvolvida pelo Corpo de Engenheiros do
Exército Americano (Turnbull et al, 1962) para o projeto de
pavimentos flexíveis. Todavia, seu emprego é muito comum nos
EUA, no projeto de estradas de acesso (Medina, 1981 e Ahlvin
& Hammit, 1975). Tal expressão é a seguinte:
H = ~(
onde:
135.86 CBRf
2.053 p
H = altura de aterro (cm);
P = carga atuante sobre a roda (kN);
(4.40)
p = pressao de contato entre o pneumático e a su
perfície do aterro (kN/m2 );
CBRf = Indice de Suporte Califórnia da Fundação(%).
Esta expressao utiliza como Índice de resistência da
fundação o Indice de Suporte Califórnia (CBR) que, no caso de
argilas moles, não tem muito significado prático. Isso de de
ve ao fato de que, para este tipo de solo, o valor do CBR e
muito baixo, a ponto de se situar dentro da faixa de incerte
za do ensaio. Entretanto, torna-se interessante saber qual o
valor de CBR que deveria ser utilizado no presente trabalho
para o perfeito dimensionamento da altura da estrada de aces
so. Sabendo-se que, para o presente caso, tem-se P = 36 kN e
p = 660 kN/m 2 , obtém-se:
202
Seção S-1: Hl = 1. O 4m ............ CBRf = 0.45%
Seção S-2: H2 = 1. 15m ............ CBRf = 0.37%
Seção S-4: H4 = O. 9 7m ............ CBRf = 0.52%
Seção S-5: H5 = 0.94m ............ CBRf = 0.55%
Seção S-6: H6 = 0.89m ............ CBRf = 0.62%
Novamente o melhor desempenho se verifica para a se
çao S-6 (ancoragem externa) .
Os cálculos dos parágrafos anteriores servem, tarn-
bérn, para mostrar que, para as características de materiais
presentes na estrada de acesso, não se verifica a sugestão de
DuPont (1980) para o qual a presença do geotêxtil aumentaria
em 4 unidades o CBR da fundação. Entretanto, corno já comenta
do anteriormente, os materiais de aterro são bastante diferen
tes nos dois casos.
~ importante citar, também, que o valor do CBR da
fundação retroanalisado pela expressão 4.40 (CBRf = 0.37) se
situa bem próximo do valor obtido em correlações entre a re
sistência não-drenada da fundação e o CBR e que constam, ge
ralmente, em manuais de fabricantes de geotêxtil (ver, por exern
plo, Monsanto, 1980 ou Mirafi, 1980). Na figura 4.32 (ver ca
pítulo 4) obtém-se através dessa correlação, para urna resis-
tência não-drenada de 10 kN/rn2 (valor médio de Su da Argila
Cinza do Rio de Janeiro) um valor de CBR de 0.35. ~ interes
sante observar, também na figura 4.32, que a altura de aterro
reforçado prevista por essa figura é de 36cm (o Bidirn OP-40 a
presenta, aproximadamente, as mesmas características mecâni
cas que o geotêxtil C-34 da Monsanto - Verternatti, 1980). En
tretanto, para o material de aterro utilizado ria estrada de
203
acesso, verificou-se ser impraticável o tráfego de veículos
com tal altura. Acredita-se, inclusive, que para um material
mais granular, tal valor de altura de aterro não seria sufici
ente.
11.2 - DEFORMAÇÕES HORIZONTAIS SUPERFICIAIS DA FUN
DAÇÃO
Nas figuras 11.8 a 11.12 sao apresentados os perfis
de deformações horizontais da superfície da fundação para vá
rios números de passadas. Nestas figuras sao apresentados,ta~
bém, os perfis de deformações horizontais no geotêxtil que se
rao comentados posteriormente. Por estas figuras verifica- se
que inicialmente as deformações das seções com geotêxtil sao
menores que as apresentadas pela seção sem reforço. A medida
que o númereo de passadas aumenta, há a tendência das deforma
ções horizontais das seções com e sem geotêxtil terem a mesma
ordem de grandeza, atingindo valores de 5 a 10%.
As seções S-5 e S-6 apresentaram deformações hori
zontais superficiais da fundação muito elevadas próximo ao pe
esquerdo do aterro. Credita-se isto ao fato, já citado das
placas magnéticas horizontais instaladas nesta região serem
muito susceptíveis a acidentes provocados por agentes exter
nos.
A figura 11.12 apresenta a comparaçao entre os per
fis de deformações horizontais na fundação das seções 571 e
S-2. A seção S-1 apresenta elevadas deformações já a número
pequeno de passadas, em particular, à esquerda do eixo de si
metria da seção.
204
Através dos resultados apresentados pelas figuras
11.8 a 11.12, a presença do geotêxtil não parece ter influen
ciado a grandeza das deformações horizontais superficiais da
fundação.
11.3 - DEFORMAÇÕES HORIZONTAIS NO GEOTtXTIL
Nas figuras 11.8 a 11.11 sao apresentadas, também,
as deformações especificas obtidas ao longo da manta geotêx
til. Por estas figuras nota-se a tendência do geotêxtil nao
ser tracionado na região situada sob os taludes de aterro, em
particular a seção S-5. Um motivo para isto, poderia ser o en
rugamento do geotêxtil, nestas regiões, quando da instalação
da manta sobre a fundação. Todavia, todo o cuidado possível
foi tomado na instalação da manta para evitar este problema.
As seções S-5 e S-6 apresentaram distribuição de d~
formações no geotêxtil, ao longo da base do aterro, semelhan
tes para número de passadas superior a 100. A seçao S-4, no
entanto, apresenta distribuição diferente das demais. Cabe
lembrar que a seçao S-1 não teve alvo magnético instalado no
geotêxtil. Em todas estas seções observa-se o fato das defor
maçoes no geotêxtil e na fundação diferirem bastante em va
lor.
t importante comentar a possibilidade de ocorrerem
deformações maiores que as obtidas, em pontos localizados en
tre dois alvos magnéticos. O que se mediu, na realidade, foi
a deformação média do segmento compreendido entre dois alvos.
No entanto, esse é um problema inerente ao procedimento para
a medição de deformações horizontais e que poderia ser dimi
nuído com a redução do espaçamento entre os alvos o que, en
205
tretanto, torna a instrumentação mais orenosa
mais trabalhosa.
e a medição
Nas figuras 11.13 a 11.16 sao apresentados os per
fis de recalques e de deformações no geotêxtil ao longo das
seções. Observa-se a tendência das deformações máximas de tra
ção no geotêxtil ocorrerem nos pontos de recalque máximo da
fundação, como era esperado.
Como já foi citado em capitulo anterior, foram ins
talados alvos magnéticos soltos sobre a manta geotêxtil das~
ção S-6. Visava-se com isso, verificar a possibilidade de de~
loeamento relativo entre o material de aterro e o geotêxtil.
Na figura 11.17 apresentam-se os perfis de deslocamentos hori
zontais de todos os alvos instalados na manta da seção S-6,
fixos ou não, para várias datas. Observa-se que a distribui
çao dos deslocamentos é gradual, nao havendo diferenças brus
cas nos pontos onde instalaram-se os alvos soltos. Isso leva
a concluir que, se houve deslocamentos relativos nestes pon
tos, tais deslocamentos foram muito pequenos. Se for admitido
que os deslocamentos dos alvos magnéticos soltos reproduzem
os deslocamentos do geotêxtil naqueles pontos, verifica-se que
a manta geotêxtil instalada continua sendo efetivamente tra
cionada no trecho à direita do eixo de simetria. Isso pode
ser visto pela inclusão, nas figuras 11.13 a 11.16, das defor
mações calculadas à partir dos deslocamentos horizontais dos
alvos soltos.
11.4 - COMPARAÇÃO ENTRE A PREVISÃO POR ~TODOS TEÔ
RICOS E OS RESULTADOS DE CAMPO
Devido a natureza dinâmica das solicitações que fo-
206
ram impostas à estrada de acesso e,devido ao fato de que nas
abordagens teóricas apresentadas às solicitações aplicadas
são estáticas, torna-se relativamente limitada a comparaçao
entre os resultados previstos teoricamente e os resultados de
campo. A abordagem dinâmica do problema, embora mais realis
ta, apresenta uma série de dificuldades tais como: (1) as so
luções de problemas dinâmicos geram equaçoes matemáticas de
difícil solução e pouca viabilidade prática de utilização; (2)
as características dos materiais envolvidos passam a ter que
ser expressas em função do tempo, uma vez que na solução dinâ
mica essa variável é de fundamental importância; (3) as solu
çoes dinâmicas exigem propriedades dos solos que sao difíceis
de serem obtidas, como por exemplo, características de amorte
cimento, recuperaçao elástica, perdas por deformações residu
ais, etc ...
Um problema decorrente do que foi exposto no para
grafo anterior é a escolha do número de passadas em que deve
ser feita a comparação. Embora o número de passadas pequeno
fosse o ideal, tem-se, nesse caso, o inconveniente da seçao
ainda não apresentar todas as suas características geométri
cas finais. Utilizou-se, então, um número de passadas igual a
25 para a comparação. Admite-se que para esse número de passa
das a estrada já apresentava configuração geométrica próxima
à final.
Na figura 11.18 apresenta-se a comparaçao entre os
perfis de recalques obtidos nas seçoes instrumentadas através
das medições e o perfil teórico obtido através do Método dos
Elementos Finitos (program LORANE L - ver capítulo 4). Apre
senta-se, também, o recalque máximo previsto pela solução de
Nieuwenhuis, admitindo-se um módulo de reação da fundação com
207
valor numérico da ordem do valor do módulo de elasticidade
não-drenado (Bowles, 1975), isto e, KF = 700 kN/m3
. Observa
se que a não homogeneidade das características de resistência
da superfície da fundação,além da natureza plástica das de
formações existentes, faz com que os perfis medidos se dispeE
sem bastante do perfil previsto pelo M.E.F. para um material
elástico linear e isotrópico. Todavia, pelo menos em formato,
o perfil previsto teoricamente se verificou em algumas seções
para número de passadas maiores. A previsão obtida pela solu-
ção de Nieuwenhuis, como já comentado em capítulo anterior,
superestimou a redução dos recalques com a utilização do geo
têxtil. Devemos observar que para a solução de Nieuwenhuis só
se apresentou o recalque máximo esperado, e não o perfil de
recalques, porque o programa desenvolvido para a sua solução
fornece todos os resultados em função de recalques máximos. A
obtenção do perfil de recalques por esta solução, além de só
ser possível no trecho compreendido entre o pneumático do veí
culo e o pé to aterro, é um trabalho computacional de elevado
custo e tempo de processamento, além de não ser tão relevante
quanto o recalque máximo obtido.
Os mesmos comentários feitos no parágrafo anterior
se aplicam à interpretação dos resultados apresentados na fig~
ra 11.19. Nesta figura apresenta-se os resultados obtidos p~
ra os perfis de deslocamentos horizontais superficiais da fun
dação. Deve-se notar que nesta figura não se faz referência à
solução de Nieuwenhuis movido pelo fato de que tal
não leva em conta os deslocamentos horizontais.
solução
Na figura 11.20 apresenta-se a comparação entre os
perfis de deformações no geotêxtil obtidos teoricamente e
208
através das medições. Novamente as diferenças sao grandes, e~
bora a previsão pelo Método dos Elementos Finitos seja coeren
te em apresentar deformações máximas no geotêxtil na região
sob as rodas do veículo (a escala desta figura dificulta a v!
sualização deste fato na previsão teórica). Isso já não ocor
re para solução de Nieuwenhuis, que apresnta deformações máx!
mas no geotêxtil ocorrendo no pé do aterro onde observaram-se
valores baixos ou até mesmo negativos.
g interessante observar a semelhança de comportame~
to apresentado pela seção s-6 (que foi a mais eficiente na re
dução dos recalques) com um modelo teórico apresentado no ca
pítulo 4, em que se simulou uma restrição à movimentação do
pé do aterro através da aplicação de uma mola nesse ponto. No
modelo teórico, o aumento da rigidez da mola resultou numa re
dução de 20% no recalque máximo.
Através das comparações efetuadas neste item, pode
se concluir que a previsão teórica pelo Método dos Elementos
Finitos apresenta bons resultados de ordem qualitativa. Quan
to à solução apresentada po Nieuwenhuis, confirmou-se que es
ta superestima a redução nos recalques e apresenta perfil de
deformações no geotêxtil irreal devido às simplificações para
a resolução matemática do problema.
-E E -o ,ili 2
!!j a .J e e., Ili o:
209
ESQUEMA DE CÁU:ULO
1 L 1 , _
~I 4~~1/ARF.A-A . ~ ......... ~- ... ,- .. ,-~-.
RECALQUE MÉDIO , f ' A/ L
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NÚMERO DE PASSADAS
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FIG.11.1- VARIAÇÃO DOS RECALQUES MÉDIOS COM O NÚMERO DE MSSADAS
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RECALQUE MÉDIO , e • A/L -yé°"'''"'··<···>, f S-6
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NÚMERO DE PASSADAS
FIG.11.2- VARIAÇÃO DA REDUÇÃO PERCENTUAL NOS RECALQUES , COM O NUMERO DE PASSADAS
ElQEMA DE clu:ULO
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211
CONVENÇÕES -o- SEÇÃO S• I
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DETALIES IWI SEÇÕES
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COM O NÚMERO ~ PASSADAS CONSIDERANDO-SE A MEIA SEÇ.i À ESQUERDA DO EIXO DE SIMETRIA
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212
REDUCÀO PERCENTUAL • R • f. ;2
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ONDE• R - REDU(:ÁO PERCENTUAL NOS RECALQUES
f>2 - RECALQUE MÉDIO NA SECAO S • 2
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- RECALQUE MÉDIO NA SEÇÃO 1 ( i • 4,5 ou 6)
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NÚMERO DE PASSADAS
' FIG.11.4- VARIAÇÃO DA REDUCÃO PERCENTUAL NOS RECALQUES MEDIO: COM O NÚMERO DE PASSADAS PARA A MEIA SEÇÃO À ESQUERDA DO EIXO DE SIMETRIA
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ESQUEMA DE CÁLCULO•
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RECALQUE MÉDIO, f = A /L
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NÚMERO DE PASSADAS
OBS• A ESCALA DO EIXO DAS ABCISSAS E DO TIPO 1/V:.
FIG. 11.5 - VARIAÇÃO DO RECALQUE MÉDIO COM O NÚMERO DE PASSAc:.v\: ESCALA TRANSFORMADA - MEIA SEÇÃO
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50 100 150 200 250 400 625
IÚolERO DE PASSADo\S
OBS• A ESCAI A DO EIXO DAS ABaSSAS É DO TIPO VX.
FIG.11.6 - VARIAÇÃO DO RECALQUE MÉDIO COM O NÚMERO DE PASSADAS - ESCALA TRANSFORMADA (SECÃO INTEIRA)
215
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3 FUROS NA POSIÇÃO , r-----, ,-------, , F1.1!0 PARA A-OBTC"Ur•Q 1 1 -·' 1 l ,~~~
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AG.11.7 - OBTENÇÃO DA ALTURA DE ATERRO DA ESTRADA DE ACESSO
SEÇÁO ALTURA DE ATERRO NOS FUROS (m) Al.1\JRA DESVIO MEDA ~AO lmt
l 0.96 099 1.00 1.03 Ll!i 1.25 1.00 1.04 0.94 1.04 O.IO
2 l.l!i 1.18 1.22 1.24 1.25 0.9!5 1.14 1.10 1.09 1.l!i 0.09
4 0.97 093 0.97 1.00 0.92 Q.98 1.0II 0.99 0.96 0.97 0.04
!i 0.9!5 0.93 0.94 1.0!i 0.90 0.88 0.87 0.94 0.98 0.94 0.05
6 0.91 089 Q.86 0.92 0.90 0.77 08!5 Q.96 0.95 0.89 0.06
TABELA 11.1 - VALORES OBTIDOS PARA A ALTURA DE ATERRO NAS
SEÇÕES INSTRUMENTADAS
216
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.5 . ..1....------------------------~ 10,~-------------------------,
SECÁO S-5
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FIG.11.9 - PERFIS DE DEFORMAÇÕES HORIZONTAIS NO GEOTÊXTIL E NA FUNDAÇÃO PARA 100 PASSADAS
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--- RESULTADOS DA SEÇÃO S-1
FIG.11.12 COMPARAÇÃO ENTRE OS PERFÍS DE DEFORMAÇÕES HORIZONTAIS SUPERFICIAIS
DAS SEÇÕES , I
S-1 E S-2 PARA VARIOS NUMEROS DE PASSADAS
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ALVOS SOLTOS (SEÇÃO 8•6)
FIG.11.13 - COMPARAÇÕES ENTRE OS PERFIS DE RECALQUES DA FI.IIIDACÃO E DEFORMAÇÕES NO GEOTÊXTIL PARA 50 PA.SSADAS
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FIG. 11.14 - COMPARAÇÕES ENTRE OS PERFÍS DE RECALQUES DA - - ~ FUNCIAÇAO E DE DEFORMAÇQES NO GEOTEXTIL PARA 100 PASSADAS
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CONVENÇÕES•
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FIG.11.15 -COMPARAÇÕES ENTRE OS PERFÍS DE RECALQUES DA FUNlACÃO E DE DEFORMAÇÕES NO GEOTÊXTIL PARA 150 PASSADAS
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- PERFÍS DE RECALQIES ··<>-· PERPÍS DE DEFORNAÇÕESNO GEOIÊl<TIL
e DEFORNA(:ÕES CALCULADAS ºA PARTIR DOS ALVOS SOLTOS ( SEÇÃO S - 1)
FIG. 11.16 - COMPARAÇÕES ENTRE OS PERFIS DE RECALQUES DA FUNDAÇÃO E DE DEFORMAÇÕES NO GEOTÊXTIL PARA 200 PASSADAS
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CONVENÇÕES
....... 10/06/80
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........ 28/01/81
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E COSTURADOS NA
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~ ALVOS SOLTOS :e N N
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NO GEOTEXTIL EM VARIAS DATAS NA SEÇAO S-6: VERIFICAÇAO DO DESLOCAMENTO
RELATIVO ENTRE O ATERRO E O GEOTEXTIL
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CONVENÇÕES
-- SEÇÁO S-2
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PRjVISÂO FARA O RECALQUE MÁXIMO POR NEUWENNJIS (1977! PARA• ~•55 KN/111 K •700KN/m5
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FIG. 11.18 - COMPARAÇÃO ENTRE OS PERFÍS DE RECALQUES OBTIDOS PARA 25 PASSADAS E O PREVISTO TEORICAMENTE
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ESC. 8RÁFICA 0 1.0111
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FIG.11.19 - COMPARAÇÃO ENTRE OS PERFÍS DE DESLOCAMENTOS HORIZONTAIS DA FUNDACÃO OBTIDOS PARA 25 PASSADAS E O PREVISTO TEORICAMENTE
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CONVENl:ÕES• 4 -ó- SEÇÃO S-4 -- SEÇÃO S-11
-o- 8EÇÂO S-8 --o--- ~ TECÍRICA PEU>
DOS ELEMENTOS • FINITOS COM • E,• TOO KN/.J v,• O.!I
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ESC. GRÁFICA O 1.0.
FIG.11.20 - cn.1PARACÃO ENlRE OS PERFÍS DE DEFORMAÇÕES NO GEOTÊXTIL OBTIDO PARA 25 PASSADAS E O PREVISTO TEORICAMENTE
'" N CP
229
CAPÍTULO 12
RESUMO, CONCLUSÕES FINAIS E SUGESTÕES
230
12 - RESUMO, CONCLUSÕES FINAIS E SUGESTÕES
O presente trabalho visou avaliar o comportamento
de aterros rodoviários de baixa altura reforçados com manta
geotêxtil não-tecida da marca Bidim (tipos OP-30 e OP-40).Tais
aterros são bastante comuns como estradas de acessos para
grandes obras, estradas vicinais para escoamento de produção
agrícola, etc ... Em regiões de baixa capacidade de suporte da
fundação e alto custo do material de aterro, o emprego de re
forço- na fundação pode levar à redução de volumes de aterro
e minimização de custos. Torna-se, então, interessante a pes
quisa de materais sintêticos de baixo custo e fácil instala
çao que minimize a necessidade de especificações rigorosas p~
ra este tipo de obra. Foi o que se tentou no presente traba
lho, através do estudo da utilização de mantas geotéxteis na
interface aterro x fundação, atualmente uma solução bastante
difundida em países como França, EUA e Suécia, entre outros.
Inicialmente foram apresentados os tipos, processos
de fabricação e características físicas e mecânicas dos geo
têxteis relevantes para o problema em estudo. Ã seguir, foram
apresentados métodos teóricos para a previsão do comportame~
to dos geotêxteis quando utilizados como reforço de aterros
de baixa altura. Resultados obtidos em obras similares, docu
mentados na bibliografia mundial, foram, também, apresentados.
Dando prosseguimento ao trabalho, foram detalhadas as seçoes
testes e a instrumentação utilizada. Finalmente, os resulta
dos obtidos nas medições foram apresentados e analisados.
As principais conclusões tiradas dos tópicos cita
dos no parágrafo anterior são:
231
(1) O geotêxtil do tipo tecido apresentam maior
capacidade de absorver esforços de tração a de
formações menores (maior módulo de deformação).
Isto se deve a configuração estrutural dos fios
dessa espécie de manta. Entretanto, o desempe
nho dos geotêxteis não-tecidos parece ser me
lhor para solicitações de rasgo e penetração(c2
muns em obras de aterros). O material que atual
mente parece ser o mais indicado para confecção
das mantas é o poliéster e o processo de confec
çao de mantas de geotêxteis não-tecidos é o de
agulhagem.
(2) Os ensaios de tração em geotêxteis que melhor
reproduzem as condições de campo do presente
trabalho são os de deformação plana e, entre os
apresentados, os mais recomendados devido à sim
plicidade e rapidez de execução são os ensaios
de Deformação Plana Monodirecional e o Ensaio
Hidráulico de Tração.
(3) Os aumentos no fator de segurança previstos por
métodos de equilíbrio limite que têm sido enco~
trados na bibliografia mundial se situam em tor
no de 10%. Valor desta ordem de grandeza foi en
contrado, também, no presente trabalho, através
do processamento do programa BISPO para análise
de estabilidade de taludes. Isto recomenda a
utilização de geotêxtil como reforço em obras a
serem construídas sobre solos moles nas proxim~
dades de outras já existentes. Seria um fator
232
de segurança adicional contra uma ruptura gen~
ralizada da fundação.
(4) Na abordagem teórica do comportamento do geotê~
til como reforço de aterro rodoviário baixo so
bra solo mole, os resultados fornecidos pelo me
todo aproximado de Nieuwenhuis superestimam a
contribuição do geotêxtil na redução dos recal
ques da superficie da fundação. Isso se deve ao
fato do método admitir hipóteses simplificado
ras que não satisfazem a todas as condições de
equilibrio e geram distribuição de tensões ir
reais ao longo da manta. A previsão pelo Método
dos Elementos Finitos fornece resultados mais
realistas, embora a simulação tentada apresente
diversas deficiências, tais como: o programa e~
pregado só admite a análise com relação tensão
x deformação linear; o programa utilizado nao
admite descontinuidades entre os elementos, nem
solicitações de natureza transiente, que são as
que efetivamente ocorrem devido ao tráfego. As
sim, as previsões pelo Método de Elementos Fini
tos foram válidas mais no seu aspecto qualitat!
vo do que quantitativo. O método prevê uma con
tribuição de geotêxtil muito pequena na redução
dos recalques elásticos e uma distribuição de
esforços de tração ao longo da manta de acordo
com o observado na prática.
(5) Com respeito à instrumentação utilizada nas se
ções testes, seu comportamento foi bom, princi-
233
palmente no que diz respeito às medições de re
calques e deformações no geotêxtil. Os instru
mentos utilizados (Perfilômetro e Extensômetro
Magnético Horizontal) apresentaram a acurácia
dentro dos valores obtidos em experiências de
campo anteriores (10mm para o Perfilômetro e
2mm para o Extensômetro Megnético). A ressalva
a ser feita diz respeito às placas magnéticas~
tilizadas para a medição dos deslocamentos hori
zontais superficiais da fundação. Acredita-se
que as dimensões das placas tenham sido um pou
co maiores que as ideais para a geometria do
problema em estudo. Se suas dimensões fossem me
nores (placas de 0.20 x 0.20m ou 0.15 x 0.15m)
acredita-se que não seriam tão sacrificadas pe
las primeiras passadas dos veículos carregados.
(6) Quanto aos resultados obtidos através das medi
ções de campo observou-se que as seçoes refor
çadas apresentaram reduções significativas nos
recalques, em relação à seção sem reforço, para
as primeiras passadas de veículos. No entanto,
verificou-se a tendência desses valores cairem
sensivelmente com o aumento do número de passa
das. A seção S-6 (geotêxtil ancorado externamen
te) apresentou o melhor desempenho na
de recalques.
redução
(7) A presença do geotêxtil nao parece influenciar
o desenvolvimento de recalques iniciais. Sua in
fluência, na estrada de acesso, foi evitar a
ocorrência ou progressão de rupturas localiza-
234
das na superfície da fundação.
(8) Não se verificou, também, influência significa
tiva da presença do geotêxtil na geração de des
locamentos horizontais superficiais da funda
çao.
(9) Através de furos realizados ao longo das seçoes
instrumentadas pode-se verificar que a presença
do geotêxtil provocou uma redução no consumo de
material de aterro. Sobre esse aspecto, o me
lhor desempenho verificou-se para a seção S-6
(redução de 22.6% na altura de aterro)e o pior
para a seção S-1 (redução de 9.6% na altura de
aterro). Acredita-se que essa redução na altura
de aterro tenha se devido, principalmente, à m~
nimização dos efeitos de rupturas localizadas
na superfície da fundação. Entretanto, consta
tou-se para que a utilização de geotêxtil fosse
economicamente viável nas condições da estrada
de acesso, seria necessário uma economia de, no
mínimo, 26% no material de aterro empregado. As
sim, faz-se necessário um estudo prévio de via
bilidade econômica no emprego de geotêxtil como
reforço. Esse estudo deve ser feito no local da
obra através do acompanhamento do desempenho de
seções testes, com e sem geotêxtil, submetidas
ao tráfego de um caminhão carregado. O procedi
mento para a tomada de decisão pode ser a comp~
raçao das alturas de aterro das seções testes.
Outro procedimento disponível, esse para ater-
235
ros de granulometria mais grossa, é o empregado
pelo Corps of Engineers citado em Koerner &
Welsh (1980) e já comentado no presente traba
lho. Com os resultados das seções testes e com
os custos dos materiais envolvidos pode-se deci
dir sobre a conveniência ou não da utilização de
geotêxtil.
(10) As deformações especificas no geotêxtil ating!
ram valores da ordem de 12% na região sob as r~
das dos veiculas. O valor de deformação na rup
tura obtidos no ensaio de deformação plana Bidi
recional Cilindrice, para o geotêxtil Bidim em
pregado na estrada de acesso varia entre 28 e
30% (RHODIA, 1980). Verifica-se, então, que até
o presente estágio o geotêxtil atingiu um nível
de deformações de, aproximadamente, 40% da de
formação de ruptura.
(11) Através de comparações com os resultados medi
dos, verificou-se que as previsões teóricas de
comportamento apresentaram somente resultados
de ordem qualitativa. O Método dos Elementos Fi
nitos previu deformações máximas no geotêxtil
sob as rodas dos veiculas e pouca contribuição
do geotêxtil na redução dos recalques elásti
cos,o que efetivamente se verificou no campo. A
simulação teórica de ancoragem no pé do aterro
resultou em diminuição dos recalques do mesmo.
Isso também foi verificado no campo através do
desempenho da seção S-6. Embora o módulo de rea
2 36
çao da fundação, para a aplicação da solução de
Nieuwenhuis tenha sido adotado através de corre
lação, acredita-se que a tendência dessa solu
ção, é superestimar a contribuição do geotêxtil
devido às simplificações feitas para a sua reso
lução matemática.
(12) Para as condições do presente trabalho nao se
verificou a recomendação de DuPont (1980) para
o qual a utilização do geotêxtil faz com que o
CBR da fundação aumente em 4 unidades. Sob esse
aspecto, no presente trabalho verificou-se que
a influência do geotêxtil foi aumentar, no rnáxi
mo (resultado obtido para a seção S-6), o CBR
da fundação em 0.25 unidades.~ interessante ob
servar que na retroanálise do CBR que deveria
ser utilizado para a fundação, nas condições da
estrada de acesso, constatou-se que o valor en
contrado (0.37) foi praticamente o previsto pe
la correlação entre o valor do CBR e a resistên
eia não-drenada da fundação, presente em alguns
catálogos de fabricantes de geotêxteis (ver,por
exemplo, Monsanto, 1980 e Mirafi, 1980).
(13) Ao longo dos resultados obtidos para as diver
sas seçoes instrumentadas pode-se verificar a
conveniência do pré-tensionarnento do geotêxtil..
Deduz-se isto do melhor desempenho observado p~
ra as seções S-5 e S-6. O comportamento da se
ção S-1 não recomenda a utilização do geotêxtil
corno reforço quando instalado somente sob a pl~
taforrna da estrada.
237
(14) Ao longo das vezes em que foram feitas escava-
ções na estrada de acesso pode-se verificar
que tanto nas seções com geotêxtil como nas se
ções sem geotêxtil houve impregnação do materi
al de aterro pelos finos provenientes da fund~
ção. Entretanto, nas seçoes com geotêxtil a im
pregnação foi menor, notando-se a visível ten
dência dos finos concentrarem-se na manta geo
têxtil, colmatando-a.
Como sugestões para pesquisas futuras sobre o assun
to do presente trabalho são dadas as seguintes:
( 1) Verificar o comportamento de geotêxteis do tipo
tecido em obras semelhantes. Já se encontra ge2
têxtil desse tipo no mercado brasileiro.
(2) Verificar o comportamento de aterros mais gran~
lares (pedra britada, blocos de rocha, etc ... )
reforçados com geotêxtil.
(3) Tentar quantificar a intensidade de impregnação
do aterro pelos finos provenientes da fundação
em aterros com e sem geotêxtil.
(4) Verificar a qualidade da previsão teórica por
Elementos Finitos usando-se programas computa
cionais mais potentes que admitam a análise nao
-linear, solicitações de natureza dinâmica, ele
mentas junta, etc ...
(5) Realizar ensaios de laboratório nos diversos ge2
têxteis presentes no mercado brasileiro para v~
rificação de suas características de resistên
cia, drenagem e filtro.
238
BIBLIOGRAFIA CONSULTADA
239
BIBLIOGRAFIA CONSULTADA
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do Fabricante - Advance Construction Specialities
Co., Inc. - Memphis, Tennessee 38117, Post Office
Box 17212.
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249
SIMBOLOGIA
a
a
A
b
B o
B
B
c
CBR
CBR a
CR
CR
2 50
SIMBOLOGIA
Raio da area de contato do pneumático com o aterro;
Igual a b/R;
Ãrea compreendida entre o perfil de recalques e
superfície do terreno;
Raio da célula do Ensaio Hidráulico de Tração;
a
Largura inicial do corpo-de-prova no Ensaio de De
formação Plana Monodirecional;
Largura do corpo-de-prova durante o Ensaio de Defor
mação Plana Monodirecional;
Largura de viga;
Coesão;
Constantes de integração;
Indice de Suporte Califórnia;
Indice de Suporte Califórnia da Fundação;
Indice de Suporte Califórnia equivalente da funda-
ção do aterro com reforço;
Indice de Suporte Califórnia equivalente da funda-
çao do aterro sem reforço;
Indice de Suporte Califórnia do agregado;
Indice de Compressão;
Indice de Expansão ou Inchamento;
Relação de Compressão Virgem (igual a C / (1+ e ) ) ; c o
Cota do ponto de Referência no painel do perfilôme-
tro;
CT
d
d
D o
D
dx
dy
D
D
e
e
E
E'
Ef
E V
E X
E y
EG
EAT X
251
Cota do torpedo do perfilômetro;
Diâmetro do peso usado no Ensaio de Penetração;
Distância entre o nível d'água da bureta e o ponto
de referência no painel do perfilômetro;
Diâmetro inicial do corpo-de-prova no Ensaio Bidire
cional Cilíndrico;
Diâmetro do corpo-de-prova no Ensaio
Cilíndrico;
Diferencial da variável x;
Diferencial da variável y;
Bidirecional
Diâmetro do corpo-de-prova do Ensaio de Penetração;
Diâmetro da placa circular do Ensaio de Placa;
Índice de vazios;
índice de vazios inicial;
Base do logaritmo Neperiano;
Môdulo de deformação;
Môdulo de deformação normalizado em relação ao raio
da área de contato de pneu x aterro (E'= E/a);
MÔdulo de deformação da fundação;
MÔdulo de deformação da viga;
Môdulo de deformação na direção x;
Módulo de deformação na direção y;
MÔdulo de deformação do geotêxtil;
Módulo de deformação do aterro na direção x· '
EAT y
252
Módulo de deformação do aterro na direção y;
f (x' , Y ) Função dependente de x' e Y ;
Fz
FS
FSmin
g (x' ,
G
h
h
h
H
H
H
H'
H c
I
IP
J (L)
K
y )
Força na direção do eixo coordenado z;
Fator de segurança;
Fator de segurança mínimo;
Função dependente de x' e Y;
Densidade real dos graos;
Altura de queda do peso usado no Ensaio de Penetra-
çao;
Altura de aterro;
Umidade;
Umidade ótima;
Desnível no manômetro de mercúrio;
Altura do corpo-de-prova do Ensaio de
Plana Monodirecional;
Altura de Aterro;
Deformação
Altura de coluna d'água medida pelo perfilômetro de
recalques;
Altura de aterro;
Altura média de aterro nas seçoes com geotêxtil;
Altura média de aterro nas seçoes sem geotêxtil;
Momento de inércia de seçoes planas;
índice de Plasticidade;
Comprimento do geotêxtil fletido;
Módulo de reação do terreno;
K'
1
L
L
L'
LL
LP
N
N
NA
NT
OCR
p
p
p(x)
253
igual ao produto de K pelo raio da area de contato
pneu x aterro;
Comprimento da circunferência do corpo-de-prova no
Ensaio Bidirecional Cilíndrico;
Distância entre a boca do tubo de acesso do Extensô
metro Magnético Horizontal e o Imã de Referência;
Distância do pneumático ao pé do aterro na solução
de Nieuwenhuis;
Comprimento da base do aterro;
Distância do pneumático ao pé do aterro normaliza-
da em relação ao raio da ârea de contato
aterro;
Limite de Liquidez;
Limite de Plasticidade;
Número de passadas de veículos carregados;
Carga concentrada vertical;
Nível d'água;
Nível do terreno;
Relação de pré-adensamento;
Pressão de contato pneumático x aterro;
Pressão de calibragem do pneumático;
pneu
Pressão interna no Ensaio Bidirecional Cilíndrico;
Pressão externa no Ensaio Bidirecional Cilíndrico;
Pressão no Ensaio Hidráulico;
X
Pressão vertical devida ao tráfego de veículos
abcissa x;
na
p
PL
p
p
q
RP
~H
s
s c
254
Pressão vertical devida ao tráfego de veículos em x
= O;
Pressão aplicada sobre uma placa circular;
Placa de recalque;
Carga vertical do ensaio de Interface;
Carga atuante sobre o pneumático do veículo;
Sobrecarga distribuída uniformemente;
Pressão de contato;
Pressão interna do pneumático;
Capacidade de carga da fundação;
Raio de curvatura do geotêxtil deformado no Ensaio
Hidráulico de Tração;
Redução percentual nos recalques;
Redução percentual na altura de aterro devido a pr~
sença do geotêxtil;
Esforço de tração por unidade de comprimento;
Desvio padrão da amostra de alturas de aterro
seçoes com geotêxtil;
Desvio padrão da amostra de alturas de aterro
seçoes sem geotêxtil;
Esforço de tração por unidade de comprimento
ponto da manta geotêxtil;
Valor máximo de St;
nas
num
Componentes vertical e horizontal do esforço St' re~
pectivamente;
S' H
Su
Sl, S2 e
S3
SR
Sl, ... ,S6
T
T
T
u
u {L)
w
X
x'
y
y (x)
y'
z
z
255
Esforço SH normalizado em relação ao raio da super
fície de contato pneu x aterro (S8 = SH/a);
Resistência não-drenada;
Denominação de furos de sondagem a percussao;
Relação de Expansão {SR= Cs/(1 + e0));
Denominação das seções instrumentadas;
Carga de tração no ensaio de Deformação Plana Mono
direcional;
Carga cisalhante no ensaio de Interface;
Temperatura;
Variável de apoio ao cálculo integral de funções ma
temáticas;
Variação de comprimento do geotêxtil;
Peso;
Eixo coordenado das abcissas;
Abcissa normalizada em relação ao raio da superfí
cie de contato pneu x aterro {x' = x/a);
Eixo coordenado das ordenadas;
Deslocamento vertical na abcissa x;
Ordenada normalizada em relação ao raio da area de
contato pneu x aterro {y' = y/a);
Recalque do aterro sem reforço na solução Niewenhuis;
!Ecalql.E do ate=o reforçado na solução de Nieuwenhuis;
Altura de agregado;
Eixo coordenado;
z
a
a
s
y
y
ó
256
Profundidade;
Altura do aterro de agregado;
Espessura do material de fundação;
ALFABETO GREGO
Ângulo da ponta do peso usado no Ensaio de Penetra
çao;
Coeficiente de ajuste da expressao simplificada pa
ra o cálculo de pressoes na solução de Nieuwenhuis;
Relação entre a altura do aterro e o raio da super
fície de contato pneu x aterro;
Relação entre À e o coeficiente a na solução
Nieuwenh uis;
Peso específico;
Peso específico do material de aterro;
Peso específico seco máximo;
Peso específico total;
Peso específico do mercúrio;
Peso específico da agua;
de
Deslocamento do corpo-de-prova no Ensaio Hidráuli
co de Tração;
Coeficiente de correçao da altura de aterro em fun
ção da vida útil;
Deformação na direção x;
Deformação tangencial;
Deformação na direção z;
n (N)
À
µ (N)
V
V XX
V yx
257
Deformação num ponto do geotêxtil;
Valor máximo de Et;
Função dependente da carga concentrada N;
Igual a / K/S •';
Função dependente da carga concentrada N;
Coeficiente de Poisson;
Coeficiente de Poisson que relaciona urna deformação
numa direção horizontal à tensão aplicada numa ou
tra direção normal à primeira;
Coeficiente de Poisson que relaciona a deformação
na direção x associada à tensão normal atuante so
bre y;
~(N) Função dependente da carga concentrada N;
P Recalque;
Pi Recalque médio na seçao instrumentada i;
P Recalque médio;
(J
X
(J z
(J
vm
(J
vo
(J d
(J
3
<P
Tensão normal na direção x;
Tensão normal na direção y;
Tensão normal na direção z;
Tensão normal na direção tangencial;
Tensão normal tangencial de ruptura;
Pressão vertical de p ré-adensamento;
Pressão efetiva vertical
Tensão desviatória;
Tensão principal menor;
Ãngulo de atrito;
inicial;
258
LI STA DE FIGURAS
259
LISTA DE FIGURAS
CAPITULO 1 - INTRODUÇÃO
Fig. 1.1 Consumo Total de Geotêxteis Não-Tecidos nos Estados
Unidos - Apud Koerner & Welsh (1980) - pág. 5
CAPITULO 2 - CARACTER!STICAS GERAIS DOS GEOTtXTEIS
Fig. 2.1 Arranjos Possíveis das Fibras Sintéticas - pag. 10
Fig. 2.2 Forma mais Simples de Arranjo dos Fios nos Geotêx
teis do Tipo Tecido - pág. 10
CAPITULO 3 - COMPORTAMENTO MECÂNICO DOS GEOTtXTEIS
Fig. 3.1 Ensaio Monodirecional em Geotêxteis - pág. 32
Fig. 3.2 Características de Isotropia dos Geotêxteis no En
saio de Tração Monodirecional - Apud Rhodia (1980)
pág.32
Fig.3.3 Curvas de Tensão x Deformação Típicas para Ensaios
Monodirecionais em Geotêxteis - Apud Rhodia (1980)
pág. 33
Fig. 3.4 Esquema do Ensaio de Tração Localizada - pág.34
Fig. 3.5 Esquema do Ensaio de Deformação Plana de Sissons
(1977) - pág. 35
Fig. 3.6 Resultados de Deformação Plana para Diversos Geotêx
teis - Apud Sissons (1977) - pág. 36
Fig. 3.7 Esquema do Ensaio Bidirecional Cilíndrico de Tração
Apud Van Leeuwen (1977) - pág. 37
Fig. 3.8 Deformação do Corpo-de-Prova no Ensaio Bidirecional
Cilíndrico - Apud Van Leeuwen (1977) - pag. 37
260
Fig. 3.9 Verificação do Grau de Isotropia rara os Tecidos
Através de Ensaios Bidirecionais - Apud Van Ieeuwen
(1977) - pág. 38
Fig. 3.10 Comparação Entre Resultados de Ensaios Monodirecio
nais e Bidirecionais para Não-Tecidos - Apud Van
Leeuwen (1977) - pág. 39
Fig. 3.11 Ensaio Hidráulico de Tração em Geotêxteis -
Raumann (1979) - pág. 40
Apud
Fig. 3.12 Curvas Tensão x Defromação para Uma Manta de Po
liéster Agulhada em Função das Dimensões do Corpo
de-Prova - Apud Raumann (1979) - pág. 41
Fig. 3.13 Curvas Tensão x Deformação para Diversos Geotêx
teis Obtidas Através do Ensaio Hidráulico - Apud
Raumann (1979) - pág. 41
Fig. 3.14 Curvas Tensão x Deformação de Ensaios Dinâmicos p~
ra Dois Geotêxteis Não-Tecidos - Apud Raumann(1979)
pág. 42
Fig. 3.15 Esquema do Ensaio de Deformação Plana Monodirecio
nal - pág. 43
Fig. 3.16 Verificação da Influência da Largura do Corpo-de
Prova no Ensaio de Deformação Plana Monodirecional
- Apud Rigo & Perfetti (1980) - pág. 44
Fig. 3.17 Comportamento de Vários Geotêxteis quanto a Fluên
cia - Ensaio Bidirecional Cilíndrico - pág. 45
Fig. 3.18 Resultados de Ensaios de Fluência Obtidos Através
do Ensaio Hidráulico de Tração - Apud Raurrann (1979)
pág. 46
Fig. 3.19 Verificação do Efeito de Relaxação de Tensões em
Uma Manta de Tecido - Apud Van Leeuwen (1977) -
pág. 46
Fig, 3.20 Esquema do Ensaio de Resistência de Interface -
pág. 47
261
Fig. 3.21 Resultados Médios dos Ensaios de Interface Realiza
dos no Laboratório de Solos da Universidade R:?d::!ral
do Rio de Janeiro (Relatório COPPE/UFRJ, 1978)
pág. 48
Fig. 3.22 Resultados dos Ensaios de Interface Realizados no
Presente Trabalho - pag. 49
Fig. 3.23 Esquema da Solicitação que Justifica o Ensaio de
Penetração - pág. 50
Fig. 3.24 Ensaio de Penetração - pag. 51
Fig. 3.25 Medidor do Diâmetro da Abertura Causada no Ensaio
Penetração - pág. 51
Fig. 3.26 Resultados de Ensaios de Penetração para Diversos
Geotêxteis - Apud Alfheim & Sorlie (1977) - pág. 52
Fig. 3.27 Esquema da Solicitação que Justifica o Ensaio de
Resistência ao Estouro - pág. 53
Fig. 3.28 Esquema do Ensaio de Resistência ao Estouro - pag.
53
Fig. 3.29 Esquema dos Ensaios de Rasgamento - pag. 55
Fig. 3.30 Comparação Entre Resultados de Ensaios de Rasgame~
to Localizado e Rasgamento em Forma de Asa para D~
versos Geotêxteis - Apud Sissons (1977) - pág. 56
Fig. 4.1
Fig. 4. 2
CAPÍTULO 4 - UTILIZAÇÃO DE MANTA GEOTfXTIL COMO RE
FORÇO DE ATERROS SOBRE SOLOS MOLES
Contribuição do Gextêxtil ao Awnento do Fator
Segurança da Obra - Pág. 95
e
Comportamento Tensão x Deformação Típicos dos Ma
teriais: Aterro, Fundação e Geotêxtil - pág. 95
262
Fig. 4.3 Posicionamento do Centro com Fator de Segurança Mi
nima com e sem Geotêxtil - Apud Broms (1977) -
pág. 96
Fig. 4.4 Esquema da Análise de Estabilidade de Aterro Refor
çado com Geotêxtil - Programa BISPO - pág. 96
Fig. 4.5 Variação do Fator de Segurança Contra o Deslizamen
to pelo Método de Bishop com a Altura do Aterro p~
ra Diversas Resistências à Tração do Geotêxtil -
pág. 9 7
Fig. 4.6 Altura de Aterro para Fator de Segurança Unitário
Versus Resistência à Tração do Geotêxtil - pag. 98
Fig. 4.7 Deslocamentos do Centro do Círculo de Mínimo Fator
de Segurança em Função da Resistência da Manta Geo
têxtil Instalada - pág. 99
Fig. 4.8 Aumento da Altura de Aterro com a Coesão para um
Geotêxtil Instalado com Resistência de 39 kN/m
pág. 100
Fig. 4.9 Esquema da Contribuição do Geotêxtil ao Reforço de
Aterro de Baixa Altura - pag. 101
Fig. 4.10 Distribuição das Tensões Atuantes na Abordagem A
proximada de Nieuwenhuis - pag. 101
Fig. 4.11 Exemplo Ilustrativo da Qualidade da Aproximação Pro
posta por Nieuwenhuis - pag. 102
Fig. 4.12 Esquema para a Obtenção do Raio a da Superfície de
Contato Entre o Pneu e o Aterro - pag. 103
Fig. 4.13 Valores de Stm e Etm Necessários em Função do MÓdu
lo de Reação K e da Relação Entre os Recalques do
Aterro com Reforço e sem Reforço - pag. 104
Fig. 4.14 Variação da Redução Percentual dos Recalques com o
Módulo de Reação pelo Método de Nieuwenhuis -
pág. 105
Fig. 4.15 Malha de Elementos Finitos utilizada no Processa
mento do Programa LORANE LINEAR - pág. 107
263
Fig. 4.16 Perfis de Recalques para Diversos Módulos de Elas
ticidade da Fundação e do Geotêxtil Previstos pelo
Método dos Elementos Finitos - pág. 108
Fig. 4.17 Comparação Entre os Deslocamentos Horizontais Sob
o Pé do Aterro para o Aterro com e sem Reforço Pre
vistos pelo Método dos Elementos Finitos - pág.109
Fig. 4.18 Comparação Entre os Deslocamentos Horizontais Su
perficiais para Um Aterro com e sem Reforço Previ~
to pelo Método dos Elementos Finitos - pág. 110
Fig. 4.19 Distribuição dos Esforços de Tração ao Longo do
Geotêxtil Previstos pelo Método dos Elementos Fini
tos - pág. 111
Fig. 4.20 Variação do Esforço de Tração Máximo no Geotêxtil
com o Módulo de Elasticidade da Fundação Prevista
pelo Método dos Elementos Finitos - pag. 112
Fig. 4.21 Variação do Recalque Máximo Sob o Aterro com a Car
ga Aplicada: Comparação Entre os Aterros com e sem
Reforço - pág. 113
Fig. 4.22 Perfis de Recalques dos Aterros com e sem Reforço
com Altura de 0.35m - pag. 114
Fig. 4.23 Comparação Entre os Deslocamentos Horizontais Su
perficiais para Um Aterro com e sem Reforço Previ~
tos pelo Método dos Elementos Finitos - pág. 115
Fig. 4.24 Variação do Esforço de Tração ao Longo do Geotêxtil
para Alguns Casos Rodados com o Aterro de o.35m de
Altura - pág. 116
Fig. 4.25 Variação da Redução Percentual no Recalque Máximo
com o Módulo de Deformação do Geotêxtil - pág.117
Fig. 4.26 Variação da Redução Percentual no Deslocamento Ho
rizontal Superficial Máximo com o Módulo de Defor
mação do Geotêxtil - pág. 118
Fig. 4.27 Variação do Recalque Máximo com a Rigidez do Pé do
Aterro com H = 0.7m - pág. 119
Fig. 4.28 Variação do Recalque Máximo do Aterro Reforçado com
a Rigidez do Pé do Aterro - H = 0.35m - pág. 120
264
Fig. 4.29 Redução Percentual nos Recalques Máximos Versus R!
gidez da Fundação: Comparação Entre de Métodos dos
Elementos Finitos e a Solução de Nieuwenhuis
pág. 121
Fig. 4.30 Correção da Altura de Aterro em Função da Vida
útil da Estrada Expressa em Número de Passadas -
Apud Corps of Engineers (1962) - pág. 122
Fig. 4.31 Faixa Granulométrica Recomendada para o Material de
Aterro - Apud Mirafi (1980) - pág. 123
Fig. 4.32 Curvas para Dimensionamento de Aterros de Agregado
Recomendadas pela Monsanto Baseadas em Experiên
cias do Prof. G.E.Sowers - Apud Monsanto (1980) -
pag. 124
Fig. 4.33 Curvas para Dimensionamento de Aterros de Agregado
Recomendadas pela Monsanto Baseadas em Experiên
cias do Prof. G.E.Sowers - Apud Monsanto (1980)
pag. 125
Fig. 4.34 Esquema dos Ensaios de Placa Utilizando-se Geotêx
til como Reforço - pág. 126
Fig. 4.35 Esquema das Curvas Pressão x Recalque Usualmente
Obtidas nos Ensaios de Placa - pág. 126
Fig. 4.36 Geometria e Discretização do Meio do Problema Ana
lisado por Bell et àl (1977) Através do Programa
NONSAP - pág. 129
CAPÍTULO 5 - CONSIDERAÇÕES Ã RESPEITO DA INSTALA
ÇÃO DE MANTAS GEOTEXTEIS NA BASE DE
ATERROS
Fig. 5.1 Costura da Manta Geotêxtil - pág. 134
Fig. 5.2 Esquema de Recobrimento em Elementos de Mantas Geo
têxteis - pág. 134
Fig. 5.3 Esquema do Lançamento de Aterro Sobre Mantas Geo
têxteis - pag. 135
Fig. 5.4 Formas de Instalação de Mantas Geotêxteis em Cur
vas de Aterros - pág. 136
265
Fig. 5.5 Esquemas de Colocação de Mantas Geotêxteis Sob A-
terros pág. 137
CAPITULO 6 - CARACTERISTICAS GEOTtCNICAS DOS MATE
RIAIS ENVOLVIDOS
Fig. 6.1 Localização dos Aterros Experimentais do IPR
pág. 145
Fig. 6. 2 Perfil Geotécnico da Fundação - Apud Ramalho Ortigão
(1980) - pág. 146
Fig. 6.3 Curvas Granulométricas da Argila Cinza do Rio de
Janeiro - Apud Ramalho Ortigão (1980) - pag. 147
Fig. 6.4 Resumo de Propriedades Geotécnicas da Argila Cinza
do Rio de Janeiro - Apud Ramalho Ortigão (1980)
pág. 148
Fig. 6.5 Resumo de Resultados de Ensaios Oedométricos na Ar
gila Cinza do Rio de Janeiro - Apud Ramalho Ortigão
(1980) - pág. 149
Fig. 6.6 Dados Sobre o módulo de Elasticidade da Fundação -
Apud Ramalho Ortigão (1980) - pág. 150
Fig. 6.7 Curva Granulométrica do Material de Aterro da Es
trada de Acesso - pág. 151
Fig. 6.8 Ensaios de Compressão Simples no Material de Ater
ro da Estrada de Acesso - pág. 152
Fig. 6.9 Ensaio de Cisalhamento Direto: Resistência do Mate
rial do Aterro e Resistência de Interface -
pag. 152
CAPITULO 7 - DETALHAMENTO DAS SEÇÕES INSTRUMENI'ADAS
Fig. 7.1 Planta da Estrada de Acesso - Localização das Se-
ções Instrumentadas pág. 15 7
Fig. 7.2 Detalhamento da Seção S-1 - Bidim OP-30 Sob a Pla
taforma - pág. 15 8
Fig. 7.3 Detalhamento da Seção S-2 - Sem Geotêxtil -pág .. 159
Fig. 7 .4
Fig. 7.5
Fig. 7 .6
266
De talhamento da Seção S-4 - Bidim OP-40 - pág. 160
Detalhamento da Seção S-5 - Bidim OP-40 - Ancorado
Internamente - pag. 161
Detalhamento da Seção S-6 - Bidim OP-40 - Ancorado
Externamente - pag. 162
CAPÍTULO 8 - PROJETO DA INSTRUMENTAÇÃO E INTRUMEN
TOS UTILIZADOS NA ESTRADA DE ACESSO
Fig. 8.1 Detalhamento Geral da Instrumentação Utilizada
pág. 174
Fig. 8.2 Componentes do Extensômetro Magnético Horizontal -
pag. 175
Fig. 8.3 Perfilômetro de Recalque IPR - Apud Palmeira &
Ramalho Ortigão (1980) - pag. 176
Fig. 8.4 Esquema dos Testes com o Perfilômetro em Laborató
rio - Apud Palmeira & Ramalho Ortigão (1980)
pag. 177
Fig. 8.5 Desempenho do Perfilômetro em Laboratório -
Palmeira & Ramalho Ortigão (1980) - pág. 178
Apud
Fig. 8.6 . - vHa Variaçao de....c.:::..a_0
com a Temperatura - Apud YH2
& Ramalho Ortigão (1980) - pág. 179
Palmeira
Fig. 8.7 Comparação Entre os Recalques Medidos com o Perfi
lômetro e Outros Instrumentos em Juturnaíba - Apud
Palmeira & Ramalho Ortigão (1980) - pag. 180
Fig. 8.8 Comparação Entre os Resultados do Perfilômetro e
das Placas PL-2 e PL-3 em Juturnaíba - Apud Palmeira
& Ramalho Ortigão (1980) - pág. 181
CAPÍTULO 9 - SOLICITAÇÕES IMPOSTAS Ã ESTRADA DE
ACESSO
Fig. 9.1 Variação do Número de Passadas com o Tempo nas Se
çoes Instrumentadas - pág. 185
267
CAP1TULO 10 - RESULTADOS OBTIDOS NAS MEDIÇÕES DE
CAMPO
Fig. 10.1 Perfis de Recalques ao Longo das Seções Instrumen
tadas para 50 Passadas - pig. 190
Fig. 10.2 Perfis de Recalques ao Longo das Seções Instrumen
tadas para 100 Passadas - pig. 191
Fig. 10.3 Perfis de Recalques ao Longo das Seções Instrumen
tadas para 150 Passadas - pig. 192
Fig. 10.4 Perfis de Recalques ao Longo das Seções Instrumen
tadas para 200 Passadas - pig. 193
Fig. 10.5 Perfis de Recalques ao Longo das Seções Instrumen
tadas para 400 Passadas - pig. 194
Fig. 10.6 Perfis de Deslocamentos Horizontais Superficiais
da Fundação e do Geotêxtil em Função do Número de
Passadas - pig. 195
CAP1TULO 10 - INTERPRETAÇÃO DOS RESULTADOS OBTIDOS
NAS MEDIÇÕES DE CAMPO
Fig. 11.1 Variação dos Recalques Mêdios com o Número de Pas
sadas - Seção Inteira - pig. 209
Fig. 11.2 Variação da Redução Percentual nos Recalques com o
Número de Passadas - Seção Inteira - pig. 210
Fig. 11.3 Variação dos Recalques Mêdios nas Seções Instrume~
tadas com o Número de Passadas Considerando-se a
Meia Seção à Esquerda do Eixo de Simetria - pig.211
Fig. 11.4 Variação da Redução Percentual nos Recalques Mé
dios com o Número de Passadas para a Meia Seção à
Esquerda do Eixo da Simetria - pig. 212
Fig. 11.5 Variação do Recalque Médio com o Número de Passa
das - Escala Transformada - Meia Seção -pig.213
Fig. 11.6 Variação do Recalque Médio com o Número de Passa
das - Escala Transformada - Seção Inteira - pig.214
268
Fig. 11.7 Alturas de Aterro Obtidas ao Longo das Seções Ins
trumentadas - pág. 215
Fig. 11.8 Perfis de Deformações Horizontais no Geotêxtil e
na Fundação para 50 Passadas - pág. 216
Fig. 11.9 Perfis de Deformações Horizontais no Geotêxtil e
na Fundação para 100 Passadas - pág. 217
Fig. 11.10 Perfis de Deformações no Geotêxtil e na
para 150 Passadas - pág. 218
Fundação
Fig. 11.11 Perfis de Deformações Horizontais no Geotêxtil e
na Fundação para 200 Passadas - pág. 219
Fig. 11.12 Comparação Entre os Perfis de Deformações Horizon-
tais Superficiais das Seções S-1 e S-2 para vá-
rios Números de Passadas - pag. 220
Fig. 11.13 Comparações Entre os Perfis de Recalques da Funda
ção e de Deformações no Geotêxtil para 50 Passadas
- Pág. 221
Fig. 11.14 Comparações Entre os Perfis de Recalques da Funda
ção e de Deformações no Geotêxtil para 100 Passa
das - pág. 222
Fig. 11.15 Comparações Entre os Perfis de Recalques da Funda
çao e de Deformações no Geotêxtil para 150 Passa
das - pag. 223
Fig. 11.16 Comparações Entre os Perfis de Recalques da Funda
çao e de Deformações no Geotêxtil para 200 Passa
das - pag. 224
Fig. 11.17 Perfis de Deslocamntos Horizontais dos Alvos Magn~
ticos Instalados no Geotêxtil em Várias Datas na
Seção S-6: Verificação no Deslocamento Relativo En
tre o Aterro e o Geotêxtil - pág. 225
Fig. 11.18 Comparação Entre os Perfis de Recalques Obtidos p~
ra 25 Passadas e o Previsto Teoricamente- pág. 226
Fig. 11.19 Comparação Entre os Perfis de Deslocamentos Hori
zontais da Fundação Obtidos para 25 Passadas e o
Previsto Teoricamente - pág. 227
269
Fig. 11.20 Comparação Entre os Perfis de Deformações no Geo
têxtil Obtidos para 25 Passadas e o Previsto Teo
ricamente - pág. 228
270
DOCUMENTAÇÃO FOTOGRÁFICA
Fo l o 1 - Vi sta do Local de Cons trução dos At er r os Experimenta i s do
Instituto de Pesquisas Rodoviir ias
272
Foto 2 - Geotêxteis do Tipo Não- Tecido
273
Foto 3 - Geotêxtcis do Tipo Tecido
27 4
\
Foto 4 - Componentes do Extcnsômetro ~agnético Horizontal :
Placa :-lagnética , Torpedo , Trena e Rolo da Fiação
Foto 5 - Detalhe do Torp~
do Magnético
. .. .
•
2 75
..
Foto 6 - Pe rfilÔme tro de Recalques IPR : Detal he do Painel, Torpedo e Ca i xa de Proteçao .
Fo t o 7 - Pe r fi l Ôrnetrol ns talado , Pronto para Le i tura .
276
Foto 8 - Detalhe do Alvo Magnético Instalado na
Manta Geotêxtil.
Foto 9 - Base de ReferMncia para as Leituras na
Estrada de Acesso.
277
Foto 10 - Detalhe do Rolo do Geotêxtil Empregado
~ ~ ' ·~
'11 ~ p •'
r, , )
Foto 11 - Detalhe da Máquina de Costura do Geotêxtil
278
Foto 12 - Detalhe da Costura da Manta Geotêxtil
Foto 13 - Detalhe da Costura da Manta Geotêxtil
279
Foto 14 - Detalhe da Costura da Manta Geot~xtil
Foto 15 - Detalhe de Um Trecho Costurado
280
\._ - \.
·.'\..
Foto 16 - Dificuldade de Trafego Devido à Altura de Aterro e Características Mecânicas do Aterro Insuficientes (H; 0 ,60m).
Foto 17 - Estado da Superfície da Estrada de Acesso
(Nessa Época, H; 0,60m) .
281
·..;,
'
Foto 18 - Estado da Superfície da Estrada de Acesso (Pri meiras Passadas, Altura de Aterro; 0.6m) . -
Foto 19 - Estado da Superfície da Est rada de Acesso (Pri meiras Passadas , Altura de Aterro; 0 . 6m).
282
Foto 20 - Restauração de Trecho da Estrada de Acesso (P r óximo ã Seção S- 6) .
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~-. ,...,_ ..........
Foto 21
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•
-·· ---.. .; . ..:a. "'" -=-.· ,.,~...:.. ..... "" , .... -.
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Vista da Restauração de Trechos da Estrada de Acesso .