ELABORAÇÃO DE PROJETO EXECUTIVO DE · PDF filecomputacional GawacWin 1.0 disponibilizado pela Empresa Maccaferri. A memória de cálculo é apresentada a seguir:

R E P Ú P L I C A F E D E R A T I V A D O B R A S I L

M I N I S T É R I O D O S T R A N S P O R T E S

DEPARTAMENTO NACIONAL DE INFRAESTRUTURA DE TRANSPORTES – DNIT

SUPERINTENDENCIA REGIONAL NO ESTADO DE SÃO PAULO

ELABORAÇÃO DE PROJETO EXECUTIVO DE

ENGENHARIA PARA ESTABILIZAÇÃO DE

TALUDES DA RODOVIA BR-101/SP-

RIO/SANTOS

Rodovia: BR-101/SP – Rio/Santos

Trecho: Divisa RJ/SP – Divisa SP/PR

Subtrecho: Divisa RJ/SP (km 0,0) – Ubatuba/SP (km 53,6)

Segmento: km 0,0 ao km 41,5

Extensão: 41,5 km

Código PNV: 101BSP3450 / Divisa RJ/SP – 101BSP3480 / Praia Grande (Ubatuba/SP)

VOLUME 3B: MEMÓRIA DE CÁLCULO DAS ESTRUTURAS

ABRIL/ 2011

R E P Ú B L I C A F E D E R A T I V A D O B R A S I L

M I N I S T É R I O D O S T R A N S P O R T E S

DEPARTAMENTO NACIONAL DE INFRAESTRUTURA DE TRANSPORTES – DNIT

SUPERINTENDENCIA REGIONAL NO ESTADO DE SÃO PAULO

ELABORAÇÃO DE PROJETO EXECUTIVO DE

ENGENHARIA PARA ESTABILIZAÇÃO DE

TALUDES DA RODOVIA BR-101/SP-

RIO/SANTOS

Rodovia: BR-101/SP – Rio/Santos

Trecho: Divisa RJ/SP – Divisa SP/PR

Subtrecho: Divisa RJ/SP (km 0,0) – Ubatuba/SP (km 53,6)

Segmento: km 0,0 ao km 41,5

Extensão: 41,5 km

Código PNV: 101BSP3450 / Divisa RJ/SP – 101BSP3480 / Praia Grande (Ubatuba/SP)

Lote: Único

Supervisão e Coordenação Geral de Desenvolvimento e Projetos/DPP/DNIT

Fiscalização: Superintendência Regional no Estado de São Paulo

Contrato: 08.1.0.00.00125/2010

Processo: 50608.000858/2008-79

Edital: 0113/2009-08

VOLUME 3B: MEMÓRIA DE CÁLCULO DAS ESTRUTURAS

ABRIL/ 2011

VOLUME 3B - MEMÓRIA DE ELABORAÇÃO DE PROJETO EXECUTIVO DE ENGENHARIA CÁLCULO DAS ESTRUTURAS PARA ESTABILIZAÇÃO DE TALUDES, DA RODOVIA BR – 101/SP – RIO/SANTOS

1

Sumário

1. APRESENTAÇÃO ...........................................................................................................................3

2. MEMÓRIA DE CÁLCULO DO DIMENSIONAMENTO DAS ESTRUTURAS ..................................9

2.1. PONTO 1 .............................................................................................................................9

2.2. PONTO 2 .......................................................................................................................... 15

2.3. PONTO 3 .......................................................................................................................... 16

2.4. PONTO 4 .......................................................................................................................... 18

2.5. PONTO 5 .......................................................................................................................... 24

2.6. PONTO 6 .......................................................................................................................... 27

2.6.1. Setor 1 ................................................................................................................ 29

2.6.2. Setor 2 ................................................................................................................ 31

2.6.3. Setor 3 ................................................................................................................ 33

2.6.4. Setor 4 ................................................................................................................ 35

2.6.5. Setor 5 ................................................................................................................ 37

2.6.6. Setor 6 ................................................................................................................ 39

2.7. PONTO 8 .......................................................................................................................... 43

2.8. PONTO 9 .......................................................................................................................... 47

2.9. PONTO 10 ........................................................................................................................ 48

3. FISCALIZAÇÃO ............................................................................................................................ 65

4. TERMO DE ENCERRAMENTO ................................................................................................... 66


2

APRESENTAÇÃO


3

1. APRESENTAÇÃO

Este volume 3B contempla a Memória de Cálculo das Estruturas do Projeto Executivo de Engenharia para estabilização de taludes em 10 acidentes geotécnicos na rodovia BR-101/SP, trecho Divisa RJ/SP – Divisa SP/PR, referente ao Processo nº 50608.000858/2008-79.

O termo de referência do edital deste projeto apresenta a seguinte divisão para o relatório final:

Volume 1 – Relatório de Projeto e Documentos para concorrência; Volume 2 – Projeto de Execução; Volume 3 – Memória Justificativa; Volume 3A – Estudos Geotécnicos; Volume 3B – Notas de Serviço e Cálculo de Volumes; 3C – Relatório de Avaliação Ambiental – RAA; Volume 4 – Orçamento e Plano de Execução da Obra.

Por julgamento em acordo com a Superintendência Regional no Estado de São Paulo (SRESP) as discriminações dos volumes 3A e 3B, em tempo, foram modificadas para que se melhor enquadrem na realidade dos projetos de estabilização de encostas no âmbito destes projetos.

Sendo assim, o conjunto de documentos do referido Relatório Final do Projeto é o seguinte:

• Volume 1 – Relatório de Projeto e Documentos para Concorrência

• Volume 2 – Projeto de Execução

• Volume 3 – Memória Justificativa

• Volume 3A – Estudos Geológicos e Geotécnicos

• Volume 3B – Memória de Cálculo das Estruturas

• Volume 3C – Relatório de Avaliação Ambiental – RAA

• Volume 4 – Orçamento e Plano de Execução da Obra

Cabe ainda salientar que o relatório do Ponto 7 do km 27+300, constante neste contrato, a pedido da Superintendência no Estado de São Paulo, foi apresentado separadamente do restante dos pontos de instabilidade descritos no Termo de Referência do Processo nº 50608.000858/2008-79 devido a necessidade emergencial da obra.

A Figura 1.1 mostra a descrição e os problemas de todos locais apresentados no edital de licitação e em contrato já com as devidas correções de descrição e localização que foram apresentadas a partir do RA-01 (Relatório de Andamento) e avalizadas pela fiscalização.


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Figura 1.1 – Descrição e identificação dos pontos que são objeto de projeto de estabilização deste relatório, conforme contrato.

Ponto Localização (km) DESCRIÇÃO DO PROBLEMA

01 0+600 E Abatimento de Aterro com trincas (90 metros).

02 1+100 D/E Erosão de Aterro (20 metros), apenas avaliação.

03 4+700 E Erosão de Corte (80 metros).

04 5+600 E Erosão de Aterro (50 metros).

05 18+000 E/D Deslocamento de muro com levantamento da pista.

06 21+500 E Escorregamento de talude de corte.

08 31+100 E Abatimento de aterro c/trincas (cortina – 120 metros).

09 32+900 E Afundamento de pista/linha de bueiro.

10 33+800 E Abatimento de aterro c/trincas (100 metros).

Os estudos foram desenvolvidos pela Azambuja Engenharia e Geotecnia Ltda.

Os principais elementos e datas de referência do referido contrato são os seguintes:

• Circunscrição: SRESP

• Contrato nº: 08.1.0.00.00125/2010

• Data da Assinatura: 02/02/2010

• Data da publicação no DOU: 25/02/2010

• Objeto do contrato: Projeto Executivo de Engenharia para estabilização

de taludes em 10 acidentes geotécnicos na rodovia BR-101/SP, trecho Divisa RJ/SP – Divisa SP/PR.

• Prazo de execução: 180 dias

• Data de ordem do início do serviço: 01/03/2010

• Data de paralisação: 01/04/2010

• Data de ordem de reinício: 31/08/2010

• Data da licitação: 12/03/2009


5

• Coordenador do projeto: Eduardo Azambuja CREA\RS: 79032-D

• Período abrangência do relatório: 30 dias

Porto Alegre, abril de 2011.

Eng. Eduardo Azambuja Coordenador Geral CREA\RS: 79032-D

Azambuja Engenharia e Geotecnia


6

MAPA DE SITUAÇÃO


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8

MEMÓRIAS DE CÁLCULO DO

DIMESIONAMENTO DAS

ESTRUTURAS


9

2. MEMÓRIA DE CÁLCULO DO DIMENSIONAMENTO DAS ESTRUTURAS

2.1. PONTO 1

A solução adotada partiu-se da prerrogativa observada em campo, juntamente com a avaliação geoestrutural, pelas quais indicam que a estabilidade global do talude envolvido é satisfatória visto que não há evidências de baixa criticidade da massa de solo envolvida. De fato isto pode ser observado quando se efetua uma análise de estabilidade qualitativa através dos parâmetros geotécnicos estabelecidos em experiência regional.

Assim, com base no melhoramento da estabilidade do aterro rodoviário e proteção do sistema de drenagem, foi dimensionado um muro de gabiões. Este dimensionamento é apresentado a seguir:


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11


12


13


14


15

2.2. PONTO 2

O ponto 2 do km 1+100 não apresenta dimensionamento estrutural, pois conclui-se que não existe necessidade de um projeto de estrutura de contenção.


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2.3. PONTO 3

O dimensionamento de um sistema de grama armada é realizado utilizando-se o mesmo procedimento do equilíbrio local para escorregamentos planares rasos, apenas introduzindo o efeito do grampo.

O reticulado deve proporcionar um efeito estabilizador de sorte que o fator de segurança seja ampliado em 30%.

Onde:

ψ é o ângulo entre o eixo dos grampos e a normal ao plano do talude;

Tt é a carga de trabalho à tração do grampo;

Sh e Sv são os espaçamentos entre grampos medidos na superfície do talude.

Com um espaçamento de 1,6m entre os chumbadores, tem-se:

A carga é muito baixa para grampos metálicos. Emprega-se aqui um grampo de 22mm.

A aderência solo grampo é calculada como:

Considerando que a ancoragem se dará em materiais mais resistentes, do que os instáveis, a tensão de aderência estaria compatível com as necessidades locais. O fator de segurança 1,5 deve-se ao fato de que, com o tempo, a ação mecânica do grampo é substituída pela ação coletiva de raízes.

Destaca-se que os grampos deverão ser instalados no entorno de matacões e que a profundidade de 1,6 metros pode ser ampliada para até 2,4 metros se o


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processo de perfuração apresentar-se facilitado, evidência de que o saprólito não foi atingido.


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2.4. PONTO 4

O dimensionamento neste caso é qualitativo, no sentido de obter maior segurança a estabilidade atual. Uma análise, através do programa computacional Slope/W (Figura 2.1), utilizando os parâmetros estimados, comprovam que as possíveis rupturas são rasas e ocorrem no talude formado pelo solo de bota-fora.

O fator de segurança Fs= 1,21 para as rupturas superficiais comprovam a segurança a instabilidade atual da massa de solo, que apesar de apresentar valor relativamente baixo, não se relacionam com o corpo estradal. No entanto, a solução adotada, de fato, amplia este fator de segurança para níveis ainda mais seguros.

Já as possíveis superfícies de rupturas que envolveriam o aterro rodoviário e atingiriam o corpo estradal, apresentam fatores de segurança maiores que Fs=1,4, exigido por norma.

Figura 2.1 - Análise qualitativa do ponto 4 - km 5+600, seguindo os parâmetros recomendados nos estudos geotécnicos específicos.

Para o dimensionamento do muro de gabião utilizou-se o programa computacional GawacWin 1.0 disponibilizado pela Empresa Maccaferri. A memória de cálculo é apresentada a seguir:


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20


21


22


23


24

2.5. PONTO 5

Para a realização do dimensionamento da estrutura necessariamente deve-se obter os parâmetros geotécnicos dos solos envolvidos para então realizar uma análise de estabilidade da estrutura projetada.

Por correlação com os ensaios SPT foi possível estimar os parâmetros das camadas de solo existentes (talus e colúvio).

A seguir é apresentada a metodologia utilizada para a estimativa dos

parâmetros.

Em um primeiro momento, o NSPT foi corrigido quanto à eficiência e à tensão confinante para uma tensão de referência de 100kPa ( 1N ). Para tal, foi necessário

determinar a tensão vertical efetiva ( 'vσ ) e o coeficiente de correção (CN ) através das seguintes expressões:

natv z γσ ×='

'

100

v

CNσ

= (Liao e Withman, 1986)

CNNN SPT ×=1 (Liao e Withman, 1986)

O próximo passo foi corrigir o NSPT para um valor de penetração de

referência, normalizado com base no padrão americano de 60N , onde a energia

liberada é de aproximadamente 60%.

60,0

_60

aplicadaEnergiaNN SPT ×

= (Schnaid, 2000)

Para materiais granulares, de Mello (1971) propõe uma correlação indireta

com o NSPT, de forma a converter estimativas de densidade relativa ( RD ) em

ângulo de atrito ( 'φ ). 2/1

027'23,0

+×=

V

R

ND

σ (Skempton, 1986)

−=

R

ND

a49,1

712,0tan'

1φ (de Mello, 1971)


25

Em materiais coesivos - friccionais os parâmetros a serem obtidos são coesão

( c ’) e o ângulo de atrito ( 'φ ). Neste trabalho, tais valores foram obtidos da seguinte maneira:

A partir de ØN1 foi estimado um valor para a resistência ao cisalhamento de um material puramente friccional, pela formulação:

'tan'10 Nv φστ ×=

E então, supondo um material coesivo-friccional com esta mesma resistência ao cisalhamento, fixou-se um valor de Ø’ e obteve-se um valor de c’, pela formulação:

φστ tan''0

×−= vc

Para um NSPT médio de 8 golpes considerando a uma profundidade de 1,5m da superfície, encontrou-se os seguintes parâmetros para a camada coluvionar:

Ø'= 22 °C'= 6 kPa

PARÂMETROS DO COLÚVIO

Partindo destes valores e em busca de parâmetros geotécnicos reais do solo, realizou-se uma retro-análise utilizando o programa computacional SlopeW, considerando o nível do lençol freático na superfície do terreno e partindo dos parâmetros correlacionados com o ensaio SPT.

De acordo com a retro-análise, verifica-se que os parâmetros encontrados devem ser mais baixos que os correlacionados. Porém, o fator de segurança aproxima-se de Fs=1,1. Este fator de segurança está justificado, pois, as análises realizadas neste programa apenas estimam superfícies de ruptura rotacionais ou translacionais (análise deste caso), enquanto que o movimento de massa mais realista é progressivo em forma de rastejo (deformações viscosas). Os parâmetros encontrados na retroanálise são os seguintes:

Ø'= 20 °C'= 4 kPa

PARÂMETROS DO COLÚVIO

Para o dimensionamento do comprimento dos DSH projetados utilizou-se os parâmetros geotécnicos retroanalisados aumentando progressivamente o comprimento dos drenos até que encontrasse um fator de segurança aceitável a estabilidade global do conjunto.

Os parâmetros dos solos utilizados na análise foram os seguintes:

Ø'= 20 ° Ø'= 28 °C'= 4 kPa C'= 15 kPaᵞ= 17 kN/m³ ᵞ= 19 kN/m³

COLÚVIO TALUS


26

Figura 2.2 – Retroanálise para obtenção dos parâmetros do solo coluvionar.

Figura 2.3 – Análise para obtenção do comprimento dos DSH’s.

Para DSH’s de 20m de comprimento o fator de segurança calculado pelo programa Slope/W foi de Fs=1,41. Segundo a metodologia da Norma de Estabilidade de taludes ABNT NBR 11682/2009, este fator de segurança se torna aceitável, justificando a segurança. Pois, para zonas de nível de segurança baixo contra a perda de vidas humanas e para zonas sujeitas a danos ambientais moderados, situação presente no Ponto 5, o fator de segurança deve ser maior ou igual a Fs=1,3.


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2.6. PONTO 6

A seguir apresenta-se o dimensionamento do sistema de estabilização com tela e da barreira flexível.

A contenção dos taludes em solo composta por tela de alta resistência associada ao solo grampeado deve atender as seguintes solicitações:

• A ruptura do tipo de talude infinito deve ser contida pelos grampos

utilizados, sendo estes verificados ao cisalhamento e a tração;

• A ruptura da massa de solo entre os grampos deve ser contida pela tela

utilizada no faceamento;

• A tela deve contribuir para a tensão de faceamento determinada no

dimensionamento do solo grampeado;

• Ruptura Global.

Figura 2.4 - lustração das formas de ruptura superficial (tipicamente até 2,5m) a serem verificadas pelo sistema de solo grampeado com facemaneto em tela.

Figura 2.5 - Ilustração da Verificação da estavilidade global


28

Os cálculos realizados consistem então na verificação do tipo e espaçamento de grampos necessários para estabilização do talude contra rupturas do tipo talude infinito (1) e do dimensionamento do corpo de solo entre grampos que deve ser contido pela malha. Uma apresentação do diagrama de esforços considerados no dimensionamento é apresentada na ilustração abaixo. Carga fundamental nesta análise consiste na força P que é o carregamento feito pelo talude sobre a malha e que tende a gerar a ruptura na ligação da malha com o grampo, ou seja, junto a placa de ancoragem.

Figura 2.6 - Ilustração do diagrama de esforços considerados no dimensionamento da malha.

Para o correto dimensionamento do sistema de contenção utilizando malha como faceamento é fundamental que todos os parâmetros da malha sejam conhecidos, quais sejam:

• Resistência a tração transversal e longitudinal;

• Resistência ao puncionamento junto a placa de ancoragem;

• Resistência ao puncionamento da tela junto a placa, em contato com o

solo;

• Resistência ao cisalhamento/arrancamento da malha quando fixada entre a

placa e o solo.

Apenas com o conhecimento de todos os parâmetros de resistência da malha e placa de ancoragem é possível a realização de um dimensionamento seguro e realístico. Com base nestes dados o sistema TECCO® da Geobrugg foi desenvolvido e consiste na associação da tela de alta resistência a placa de ancoragem desenvolvida para promover a correta transmissão de carga entre o grampo e a tela.

Para o dimensionamento contra as instabilidades superficiais foi utilizado o software RUVOLUM® 7.0, cujo conceito e método são patenteados, aprovados e internacionalmente reconhecidos. Este software faz justamente os cálculos apresentados acima, investigando o tipo e espaçamento de grampos além do dimensionamento da malha.


29

Observa-se que o espaçamento entre chumbadores só é possível com a tela de alta resistência.

2.6.1. Setor 1


30


31

2.6.2. Setor 2


32


33

2.6.3. Setor 3


34


35

2.6.4. Setor 4


36


37

2.6.5. Setor 5


38


39

2.6.6. Setor 6

Para o dimensionamento das barreiras flexíveis são realizadas simulações de queda de rochas utilizando o programa computacional específico da GEOBRUGG - Rockfall 6.1 Dr. Spang GmbH. Utilizando-se a seção topográfica do local de interesse utiliza-se como dado de entrada o tamanho dos blocos e os pontos de partida, além dos parâmetros geotécnicos e as restituições elásticas normais e tangenciais dos materiais envolvidos. Desta simulação se obtêm as energias envolvidas no processo e as alturas de impacto dos blocos.


40


41


42


43

2.7. PONTO 8

O dimensionamento pertinente a este anteprojeto está apresentado pelas memórias manuscritas a seguir reproduzidas.


44


45


46


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2.8. PONTO 9

No ponto 9 do km 32+900 não há ocorrência de instabilizacão de massa de solo. Sendo assim, o dimensionamento se restringe a drenagem e pavimentação, cujas memórias são apresentadas nos capítulos referentes a estes estudos.


48

2.9. PONTO 10

Primeiramente foi realizada uma retro-análise utilizando o programa computacional Slope/W, através da seção topográfica no ponto mais representativo quanto às dimensões do problema. Juntamente as informações do levantamento topográfico foi obtida a seção geológica/geotécnica baseada na investigação dos ensaios de sondagens mistas.

15%

13%

10%

11%

12%

9%

SM - 02

6% 0,50

11,00

Camada Vegetal

Matacões de granito com argila siltosa, muito

fraturada e fragmentada, marrom.

7%

16%

11%

12%

21%

12%

SM - 01

RESIDUAL

TALUS/ATERRO

ARGILA

Figura 2.7 – vista em planta da solução da obra para o ponto 9 no km 32+900.

Baseado na posição das trincas de tração no pavimento fixou-se a ruptura naquele local para encontrar os parâmetros geotécnicos do solo da camada de aterro pelos quais a suposta superfície de ruptura atravessa. Os parâmetros geotécnicos do solo da camada argilosa, onde foi possível a penetração com SPT, foram obtidos por correlação empírica com o número de golpes. Já os parâmetros utilizados para a camada de solo residual/talus, cujo sondagem foi realizada com sonda rotativa, devido a evidente existência de matacões de rocha granítica, foram obtidos com base nos parâmetros dos Estudos Geológicos da região.

A retroanálise representa a situação de eminência de ruptura, caso atual. Neste caso o fator de segurança encontra-se com valor igual a FS=1,00 (relação entre forças/momentos atuantes e resistentes) ou muito próximo, pois, qualquer diminuição da tensão efetiva da massa de solo, vêm a progredir o movimento.

O nível d’água foi estimado objetivando a situação de eminência de ruptura quando da ocorrência de chuvas intensas, onde a cama mais profundas de solo se tornam saturadas. Observa-se que nas sondagens não há nível d’água. Porém, níveis d’águas transientes são característicos destes solos que tem porosidade mais elevada.

Quando da ocorrência do aumento de pressão neutra com a presença nas partículas de solo, associado as sobrecargas no pavimento, há uma redução nas


49

tensões efetivas e consequentemente uma queda na resistência ao cisalhamento do solo.

O fenômeno está também atrelado a uma perda de sucção relacionada, aqui, com a perda de coesão aparente do solo.

1.056

Description: AterroUnit Weight: 20Cohesion: 5Phi: 25

Description: TálusUnit Weight: 19Cohesion: 16Phi: 32

Description: ResidualUnit Weight: 30Cohesion: 20Phi: 32

25 kPa

Altu

ra (

m)

Pista

Distância (m)

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55-2

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

Figura 2.8 – Retroanálise da massa de solo com a inserção de trinca de tração.

Através da retro-análise, estudos geológicos/geotécnicos e correlações empírica, foi possível determinar os parâmetros de todas as camadas de solos envolvidas na instabilidade do ponto 10. Estes parâmetros e as camadas são os seguintes:

Camada de Aterro


50

• Peso específico= 20kN/m³

• Coesão= 5kpa

• Ângulo de Atrito interno= 25 kPa

Camada Argilosa

• Peso específico= 19 kN/m³

• Coesão= 16 kpa


Camada de solo Residual

• Peso específico= 20 kN/m³

• Coesão= 20 kpa


Baseado nos dados acima foi possível realizar uma análise utilizando um elemento de reforço do programa computacional que simula a inserção das estacas inclinada e vertical como elementos resistentes na massa de solo.


51

1.115




25 kPa

Reticuladode estacas

Altu

ra (

m)

Pista

Distância (m)

5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55-2

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

22

Figura 2.9 – Análise da seção do Ponto 10, obtendo rupturas superficiais a jusante do talude e afastadas do corpo estradal.

Os parâmetros dos reforços utilizados foram obtidos através de cálculos iterativos, modificando a resistências das estacas, os espaçamentos e o diâmetro.

Sendo assim, observou-se que o menor fator de segurança encontrado foi de 1,12, porém este fator de segurança não atinge o corpo estradal e apresenta ruptura superficial. Neste caso, buscou-se uma superfície de ruptura pela qual atravessasse o binário de estacas.

Sendo assim, o fator de segurança, calculado pelo programa Slope/W foi de Fs=1,57. Segundo a metodologia da Norma de Estabilidade de taludes ABNT NBR 11682/2009, este fator de segurança se torna aceitável, justificando a segurança da solução.

O problema dos fatores de segurança mais baixo a jusante da solução será solucionados com o plantio de vegetação com raízes profundas capazes de, ao longo de seu crescimento, criar uma proteção restante do solo superficial que acarreta em um aumento de coesão.


52

1.565




25 kPa

Reticuladode estacas

Altu

ra (

m)

Pista

Distância (m)

5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55-2

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

22

Figura 2.10 – Análise da seção do Ponto 10, obtendo passante pela solução, simulando a massa de solo mobilizada atualmente.

O cálculo da estrutura quanto a estabilidade global foi obtido variando os seguintes parâmetros:

a) Carga de trabalho das estacas

A carga de trabalho foi obtida baseada na determinação da resistência a tração da estaca que é predominantemente governada pela resistência da quantidade de armadura.

b) Comprimento das estacas

A variação do comprimento da estaca reflete no comprimento de ancoragem e embutimento das camadas de solo, influenciando diretamente na resistência de arrancamento, quando tracionada.


53

c) Diâmetro das estacas

Assim como o comprimento a escolha do diâmetro da estaca também influencia na área de ancoragem.

Para inserção de tais parâmetros é necessário entrar com o parâmetro de resistência ao arrancamento qs (aderência solo – nata de cimento), que foi obtido por correlação com o tipo de solo existente. Utilizou-se qs=150 kPa.

d) Posição em relação ao eixo da rodovia

Na análise global, a posição do binário influencia nas posições das superfícies de rupturas de menor valor, pois o binário, considerando-o como um elemento resistente nas camadas, estabiliza o movimento de massa atuante de forma mais eficiente ou não em uma determinada posição em relação a superfície do talude.

e) Espaçamento horizontal do binário de estacas

A solução é calculada por metro, sendo assim, ao aumentar o espaçamento horizontal Sh, há uma diminuição da carga de trabalho a ser utilizada no programa.

A solução está apresentada no Volume 2 deste projeto.

O cálculo estrutural dos elementos de concreto estão apresentados a seguir.

MODELOS DE CÁLCULO

Para efeito de estudo das solicitações atuantes neste sistema, considerou-se a divisão da base de coroamento em duas partes:

A primeira (A) – parte que recebe a ligação com o topo das estacas – foi considerado como uma viga hiperestática contínua, onde os apoios foram considerados analogamente como as estacas do módulo. Entretanto, dado a proximidade e sua respectiva funcionalidade e comportamento estrutural, as estacas


54

inclinadas e verticais vizinhas foram consideradas como um único apoio, situado na cota média do par. As cargas consideradas atuantes neste sistema foram seu peso próprio e uma sobrecarga de trabalho acidental, devido a inexistência de qualquer tipo de tráfego sobre a mesma.

O modelo estrutural considerado é abaixo ilustrado:

A segunda (B) – pequena “aba” situada sobre a base anterior (ponto A) – foi admitida como uma estrutura isostática, onde a parte que está consolidada à estrutura anteriormente admitida foi considerada engastada na mesma e a outra extremidade, desprovida de apoio, foi considerada como livre. Nesta estrutura considerou-se atuando - perpendicularmente à parede para efeito de estudo das solicitações - o empuxo do solo que estará em contato com a mesma, além do seu peso próprio.

O modelo estrutural considerado abaixo ilustra a análise realizada:


55

ANÁLISE DAS SOLICITAÇÕES a) MODELO A

Como descrito anteriormente, o carregamento considerado ao cálculo da seção A do modelo apresentado no item anterior foram seu peso próprio acrescido de uma sobrecarga acidental, à qual nos resultou em uma carga distribuída linearmente de aproximadamente 36 kN/m da estrutura. Logo, apresentamos abaixo os dois diagramas de solicitações impostas à esta peça:

FORÇA CORTANTE


56

MOMENTO FLETOR

Após a análise dos dois diagramas ilustrados, agrupamos as duas situações criticas que serão consideradas para efeito de cálculo, que são:

- Esforço cortante: 31kN.

- Momento fletor: 11,50kNm

b) MODELO B

Para o modelo representativo da região B da base de coroamento, o carregamento considerado foi, além do seu peso próprio, o empuxo proveniente da parte em contato com o solo:

Logo, o empuxo atuante é:

As solicitações obtidas através dos esforços considerados foram:


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ESFORÇO CORTANTE MOMENTO FLETO

Desta forma, conforme apresentado nos diagramas acima, as solicitações criticas impostas à peça tem como valor característico:

- Esforço cortante:19,20kN

- Momento fletor: 15,40kNm

Assim, o resumo da armadura a ser utilizada encontrada no estudo dos modelos representativos A e B da base de coroamento são:

Momento atuando longitudinalmente na estrutura nos fornecerá a armadura principal a ser utilizada na peça. No modelo simulado o momento fletor tem como módulo 11,50kNm que estabelece uma área de seção transversal da armadura longitudinal de tração - calculada conforme a seção geométrica de cada modelo considerado - apresentado abaixo:

Modelo A


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Modelo B

O que nos recomenda a utilização da armadura mínima nas duas seções do modelo de cálculo considerado, conforme as recomendações impressas na NBR6118: 2003. Portanto, a armadura principal mínima a ser adotada na peça é:

Parte A: 20ø10mm Parte B: 9ø8mm

O momento fletor atuando no modelo B, por ser um modelo de cálculo de uma seção perpendicular à estrutura, nos fornecerá a seção transversal de armadura a ser utilizada para o esforço cortante longitudinal. Esta é a solicitação mais critica dentre as demais para este tipo de armadura a ser empregada para este esforço e será, portanto, a utilizada para o dimensionamento global da peça ao esforço cortante. Logo, o dimensionamento da peça à esta solicitação terá:

Parte A e parte B: 9ø8 c/12cm

A adoção de uma mesma bitola para ambas as partes, assim como o mesmo espaçamento atribuído às mesmas nos permite, além da homogeneização da armadura cortante, uma maior facilidade de execução da armação desta peça.

O a ser adotado na base de coroamento das estacas é de 30MPa, dada a classe de agressividade ambiental na estrutura.

MEMÓRIA DE CÁLCULO DAS ESTACAS INJETADAS SOLICITAÇÕES INDUZIDAS NAS ESTACAS

Para efeito de estudo do suporte estrutural das estacas injetadas de argamassa armada bem como a influência da atuação das mesmas em análise de estabilidade geotécnica com a aplicação desta solução em softwares, foi considerada sua capacidade resistente igual às barras da armadura previamente estipulada para a estaca desconsiderando, por conservadorismo, a resistência da argamassa que as envolve. De fato, as estacas inclinadas – sendo as principais - funcionam quase que exclusivamente à tração e a funcionalidade das estacas verticais já foram descritas no corpo deste impresso. Deste modo, partiu-se do pressuposto da utilização de 5ø20mm para armação destas estacas, obtendo uma área da seção transversal da armadura longitudinal de tração que segue:


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5ø20 →

A verificação da capacidade resistente da estaca é dado, portanto, do seguinte modo:

Atribuindo um espaçamento entre estacas de 1,5m, obtemos uma capacidade resistente normal das estacas de 269kN. A força cortante atuante no sistema foi considerada 60% da força normal, logo:

.

Foram estes os valores resistentes das estacas informados ao software geotécnico em que foi feita a verificação da estabilidade do talude e que nos proporcionou, com esta solução, um fator de segurança dentro das recomendações da regulamentação. O resumo estrutural do dimensionamento da estaca é, portanto, apresentado abaixo:

- Binário de estacas verticais e inclinadas 45º

-

-

- Armadura principal: As = 5ø20 por estaca

-

VERIFICAÇÃO À FORÇA CORTANTE NA CONDIÇÃO DE SERVIÇO

A verificação da força cortante no estado limite último é realizada, conforme as recomendações descritas no item 17.4 na NBR6118:2003, da seguinte forma:

(1)

(2)


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VERIFICAÇÃO DA COMPRESSÃO DIAGONAL DO CONCRETO

Sendo:

=força cortante solicitante de cálculo, na seção,

=força cortante resistente de cálculo, na seção, relativa à ruína das diagonais comprimidas de concreto:

Entretanto, para seções circulares, as tensões cisalhantes máximas são cerca de 13% maiores do que nas seções retangulares circunscreventes, o que pode ser comprovado a partir da aplicação da formulação de Jouravsky nas duas seções, o que resulta portanto em uma nova equação reescrita como segue:

para seções circulares. Assim:

Deste modo, conforme equação (1), fazemos a verificação abaixo:

CÁLCULO DA ARMADURA TRANSVERSAL

Conforme o item 17.4.2.1 da NBR6118:2003, é a força

cortante resistente de cálculo relativa à ruína por tração diagonal, onde é a parcela da força cortante absorvida por mecanismos complementares ao de treliça e

a parcela resistida pela armadura transversal, onde:

na flexo-tração com a linha neutra cortando a seção. Assim:


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para seções retangulares. Entretanto, pela mesma justificativa do item anterior, admite-se para seções circulares a seguinte equação:

Onde, de acordo com a NBR6118:2003, têm-se:

conforme item 17.4.2.2;

conforme item 8.2.5;

conforme item 8.2.5.

Temos ainda:

Assim, de acordo com a equação (2), apresentamos a verificação abaixo:

Entretanto, de acordo com o item 17.4.1.1.1 da NBR6118:2003, deve-se considerar ainda a armadura transversal mínima, com taxa geométrica:

;

Onde , logo:


62

têm-se:

Deste modo, a seção transversal mínima dos estribos é:

ø8c/15cm

Que é a distribuição adotada para os estribos helicoidais das estacas.

CÁLCULO DO COMPRIMENTO DE TRASPASSE

BARRAS TRACIONADAS (ESTACAS INCLINADAS)

De acordo com o item 9.5.2.2 da NBR6118:2003, o comprimento do trecho de traspasse para barras tracionadas deve ser:

(1)

O comprimento de ancoragem básico, no item 9.4.2.4 da referida norma, é dado pela equação seguinte:

Sendo , onde:

, conforme 9.3.2.1.

Assim, têm-se , logo o comprimento de ancoragem básico será:

Porém, o comprimento de ancoragem necessário pode ser calculado, conforme 9.4.2.5, do modo abaixo:


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Considerando α=1 para barras sem gancho, conservadoramente igual a

1 e o comprimento de ancoragem básico conforme apresentado no item anterior, têm-se:

Deste modo, podemos admitir o comprimento de ancoragem básico igual ao comprimento de ancoragem necessário, sendo 100cm.

Assim, apoiando-se na equação (1) deste tópico, podemos admitir que o

comprimento de ancoragem das peças metálicas será , em

sendo o maior valor entre 0,30. . ; 15ø e 200mm. Após esta análise, temos:

0,30.1,80.100=54cm

15.ø=30cm

200mm=20cm

Assim, de acordo com (1) e admitindo como 50% a porcentagem de barras emendadas na mesma seção, a regulamentação nos recomenda a utilização do

coeficiente igual a 1,80, deste modo:

Logo, o comprimento de traspasse de barras tracionadas isoladas é 180cm. Entretanto, considerando o item 9.5.2.2.2 da referida norma, quando a distancia livre entre barras emendadas for maior que 4.ø, ao comprimento calculado anteriormente, deve-se acrescentar a distância livre entre barras emendadas. Considerando a distância do arco entre barras emendadas, temos portanto o comprimento de traspasse das barras tracionadas adotadas em projeto como segue abaixo:


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BARRAS COMPRIMIDAS (ESTACAS VERTICAIS)

De acordo com o item 9.5.2.3 na NBR6118:2003, quando as barras estiverem comprimidas, adota-se a seguinte expressão para o cálculo do comprimento de traspasse:

Onde é o maior valor entre 0,6. ; 15.ø e 200mm.

Deste modo, o comprimento de ancoragem das barras comprimidas das estacas verticais serão dimensionadas com um comprimento de traspasse igual a

conforme calculado anteriormente para as barras tracionadas, logo:


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3. FISCALIZAÇÃO

Os serviços de elaboração dos projetos serão fiscalizados, coordenados e supervisionados pela Superintendência Regional no Estado de São Paulo.


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4. TERMO DE ENCERRAMENTO

A Azambuja Engenharia e Geotecnia Ltda apresenta o Volume 3B – Memória de Cálculo das Estruturas do Projeto Executivo de Engenharia para estabilização de taludes em 10 acidentes geotécnicos na rodovia BR-101/SP, trecho Divisa RJ/SP – Divisa SP/PR, de Processo nº 50608.000858/2008-79. Este volume contém 66 páginas numeradas sequencialmente.

Eng. Eduardo Azambuja

Coordenador Geral CREA\RS: 79032-D Azambuja Engenharia e Geotecnia

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ELABORAÇÃO DE PROJETO EXECUTIVO DE · PDF filecomputacional GawacWin 1.0 disponibilizado pela Empresa Maccaferri. A memória de cálculo é apresentada a seguir: