Download PDF
ads:
7LDJR3URWRGD6LOYD
5HVLVWrQFLDDR$UUDQFDPHQWRGH*UDPSRVHP6ROR
5HVLGXDOGH*QDLVVH
'LVVHUWDomRGH0HVWUDGR
Dissertação apresentada ao Departamento de
Engenharia Civil da PUC-Rio como parte dos
requisitos para obtenção do título de Mestre em
Ciências de Engenharia Civil: Geotecnia.
Orientadores: Alberto S. F. J. Sayão
Anna Laura L. S. Nunes
Rio de Janeiro
Setembro de 2005
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
ads:
Livros Grátis
http://www.livrosgratis.com.br
Milhares de livros grátis para download.
7LDJR3URWRGD6LOYD
5HVLVWrQFLDDRDUUDQFDPHQWRGHJUDPSRVHPVRORUHVLGXDO
GHJQDLVVH
Dissertação apresentada como requisito parcial
para obtenção do título de Mestre pelo Programa de
Pós-Graduação em Engenharia Civil do
Departamento de Engenharia Civil do Centro
Técnico Científico da PUC-Rio. Aprovada pela
Comissão Examinadora abaixo assinada.
3URI$OEHUWR6DPSDLR)HUUD]-DUGLP6D\mR
Presidente Orientador
Departamento de Engenharia Civil - PUC-Rio
3URI$QQD/DXUD/RSHVGD6LOYD1XQHV
Co-Orientador
COPPE/UFRJ
'U6DQGUR6DOYDGRU6DQGURQL
Geoprojetos Eng. Ltda
3URI:LOO\$OYDUHQJD/DFHUGD
COPPE/UFRJ
3URI6pUJLR$XJXVWR%H]HUUD)RQWRXUD
Departamento de Engenharia Civil - PUC-Rio
3URI-RVp(XJrQLR/HDO
Coordenador Setorial
do Centro Técnico Científico - PUC-Rio
Rio de Janeiro, 01 de setembro de 2005
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
ads:
Todos os direitos reservados. É proibida a reprodução total ou
parcial do trabalho sem autorização do autor, do orientador e
da universidade.
7LDJR3URWRGD6LOYD
Graduou-se em Engenharia Civil, pela Universidade do
Estado de Santa Catarina (UDESC), em agosto de 2003.
Participou de projetos de pesquisa com o Laboratório de
Geotecnia da UDESC, desenvolvendo ensaios de campo e
laboratório utilizados na prática da engenharia geotécnica.
Ingressou no curso de mestrado em Engenharia Civil da PUC-
Rio em agosto do ano de 2003, atuando na área de
Geotecnia Experimental, trabalhando com instrumentação,
ensaios de campo e ensaios especiais de laboratório.
Ficha Catalográfica
CDD: 624
Silva, Tiago Proto da
Resistência ao arrancamento de
grampos em solo residual de gnaisse / Tiago
Proto da Silva ; orientadores: Alberto S. F. J.
Sayão, Anna Laura L. S. Nunes. – Rio de
Janeiro : PUC, Departamento de Engenharia
Civil, 2005.
144 f. : il. color. ; 30 cm
Dissertação (mestrado) – Pontifícia
Universidade Católica do Rio de Janeiro,
Departamento de Engenharia Civil.
Inclui referências bibliográficas.
1. Engenharia civil – Teses. 2.
Geotecnia. 3. Solo grampeado. 4. Resistência
ao arrancamento. 5. Resistência de interface. 6.
Solo residual de gnaisse. I. Sayão, Alberto S. F.
J. II. Nunes, Anna Laura L. S. III. Pontifícia
Universidade Católica do Rio de Janeiro.
Departamento de Engenharia Civil. IV. Título.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
$JUDGHFLPHQWRV
À força maior que nos guia, que nós católicos chamamos de Deus, por iluminar o
meu caminho e fazer com que cada vez mais eu acredite que a educação é
forma mais sensata de desenvolvimento da sociedade.
Aos meus pais por sempre acreditarem em meus sonhos e criar caminhos para
que eles se tornem realidade.
Aos meus irmãos que mesmo com as divergências de pensamento colaboraram
muito para meu desenvolvimento pessoal.
Ao orientador Alberto Sayão pela sua amizade, orientação e pela sua grande
capacidade técnica. Obrigado pela objetividade, por sua sensatez e
compreensão.
À minha orientadora e amiga Anna Laura Nunes por me fazer enxergar e pensar
nas melhores soluções, por acreditar na minha capacidade, pela sua amizade,
por seu companheirismo e precisão na resolução de meus problemas. O meu
muito obrigado.
Aos professores e amigos Edson Fajardo e Edgar Odebrecht que, de alguma
forma, despertaram o meu interesse por esta área da engenharia.
Ao mestre amigo e conselheiro Julio Macías que discutiu e acompanhou todos
os passos de desenvolvimento do presente trabalho.
Ao grupo de trabalho que se desenvolveu ao longo da Pesquisa, André, Saré,
Alex, Fernanda e Marcelo, muito obrigado por tudo.
Aos colegas da sala 609, André Muller, Fred, Diego e Adenílson pelo
companheirismo, apoio e, principalmente, pela paciência neste período que
trabalhamos juntos.
A todos os funcionários, e em especial a Ana Roxo, Amaury e Seu José.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
Aos colegas da PUC-Rio, em especial Christiano, Thiago e Ygor que muitas
vezes me deslocaram do trabalho para a escrivaninha do bar, e lá, vários
problemas foram resolvidos, ou, ao menos, davam dor de cabeça no outro dia.
À SEEL Engenharia Ltda, por abrir as portas da empresa para o
desenvolvimento do trabalho, e acreditar que o fomento à pesquisa é
desenvolvimento empresarial.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
5HVXPR
Silva, Tiago Proto da; Sayão, Alberto de Sampaio Ferraz Jardim; Nunes,
Anna Laura Lopes S.. 5HV LVWrQFLD D R $UUDQFDPHQWR GH *UDPSRV H P
6ROR 5HVLGXDOGH *QDLVVH Rio de Janeiro, 2005. 144p. Dissertação de
Mestrado – Departamento de Engenharia Civil, Pontifícia Universidade
Católica do Rio de Janeiro.
A presente pesquisa trata da avaliação da resistência ao arrancamento de
grampos em solo residual de gnaisse. Foram realizados ensaios de
arrancamento em uma obra de solo grampeado executada em um maciço de
solo residual de gnaisse. A resistência ao arrancamento foi avaliada em 4 cotas
diferentes ao longo do perfil de escavação. Foram realizados 8 ensaios de
arrancamento em grampos de 4m de comprimento. Quatro ensaios foram
executados em grampos instrumentados com VWUDLQ JDJHV para avaliar a
distribuição das cargas durante os estágios de carregamento. Foram também
realizados ensaios de cisalhamento direto no solo e na interface solo/nata de
cimento para avaliação das propriedades mecânicas destes materiais. As
amostras indeformadas foram coletadas imediatamente à frente dos furos de
instalação dos grampos ensaiados garantindo uma maior representatividade dos
materiais. Uma relação semi-empírica é proposta para se avaliar a resistência ao
arrancamento de grampos, baseada nos parâmetros de resistência do solo e da
interface solo/nata de cimento, obtidos em ensaios de cisalhamento direto no
laboratório. Os resultados obtidos nesta pesquisa são comparados com ensaios
realizados por outros autores, em encostas de solos residuais de gnaisse e
empregados para validação da relação desenvolvida.
3DODYUDVFKDYH
Geotecnia; solo grampeado; resistência ao arrancamento; resistência de
interface, solo residual de gnaisse.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
$EVWUDFW
Silva, Tiago Proto da; Sayão, Alberto de Sampaio Ferraz Jardim (Advisor);
Nunes, Anna Laura Lopes S. (Advisor). 3XOORXW VWUHQJWK RI QDLOV LQ
JQHLVVLF UHVLGXDO VRLO Rio de Janeiro, 2005. 144p. Msc. Dissertation –
Department of Civil Engineering, Pontifícia Universidade Católica do Rio de
Janeiro.
The present research presents an evaluation of the pullout resistance of
nails in residual gneissic soil. Pullout tests were carried out in 4 different levels of
the nailed wall with nails 4m long. Four tests were carried out in strain-gauged
nails for evaluating the tension distribution along the nail. A series of direct shear
tests in soil specimens and in the soil/grout interface were also performed for
obtaining the mechanical properties of these materials. Undisturbed samples had
been collected very close to the pull-out test locations. A semi-empirical relation
is proposed for evaluating the pullout resistance of nails, based on the shear
strength parameters of the soil and of the soil/grout interface from laboratory
direct shear tests.
.H\ZRUGV
Geotechnical engineering; soil nail; pull-out strength; interface strength;
gneissic residual soil.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA

,QWURGXomR
A inserção de elementos de reforço para aumentar a resistência à tração
de solos é uma técnica utilizada desde os primórdios das civilizações. Muitos
povos da antiguidade utilizaram elementos naturais para reforçar as suas
construções.
Apesar desta tradição, o conceito estrutural de solo reforçado foi
desenvolvido somente durante a década de 1960, na França, com projetos de
terra armada.
A partir disto, surgiram outras metodologias para o aumento da resistência
à tração dos solos. Dentre elas, destaca-se a técnica de solo grampeado, que
tomou grande impulso na França, Alemanha e EUA, no final da década de 70.
O desenvolvimento desta metodologia de estabilização de solos foi rápido
e de fácil aceitação pelo meio geotécnico. A contenção com grampos, em geral,
apresenta vantagens quando comparadas com outras técnicas de reforço,
destacando-se: a economia, versatilidade, segurança e velocidade de execução.
Devido às vantagens e ao bom desempenho na estabilização de solos
tropicais, a técnica de solo grampeado vem se disseminando em larga escala no
Brasil. Porém, os projetos têm sido baseados em hipóteses conservadoras em
função da falta de conhecimento do comportamento dos solos reforçados.
O grampeamento de solos constitui-se em um método de reforço e
estabilização de taludes, através da inclusão de elementos passivos semi-
rígidos, denominados grampos (barras de aço envoltas por nata de cimento).
Estes reforços devem ser associados à aplicação de um revestimento na face do
talude, em geral, concreto projetado, com o objetivo principal de evitar a erosão
superficial.
Os grampos são elementos resistentes a esforços de tração e de
cisalhamento, que são instalados sub-horizontalmente no talude a ser reforçado.
O processo de instalação dos grampos consiste, em geral, na execução prévia
de um furo, inserção de barra de aço e injeção de material cimentante para
preenchimento do furo.
No solo grampeado, o material reforçado pode ser considerado como um
material compósito, cujo comportamento depende das características mecânicas
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
20
dos materiais constituintes (solo e grampo), da interação entre eles, e da forma,
quantidade e disposição dos reforços. Um elemento fundamental é a resistência
da interface solo-reforço, pois é através desta interação que os esforços são
transferidos do solo para os grampos. O conhecimento desta interação é
imprescindível para projetos em estruturas grampeadas.
Os ensaios de arrancamento são os mais utilizados e os mais
aconselháveis para se determinar a resistência da interação solo/grampo.
Porém, estes ensaios tornam-se mais viáveis de realização na fase de execução
das obras, sendo necessário muitas vezes, o uso de estimativas da resistência
por atrito lateral, baseadas em correlações empíricas para a fase de projeto.
Este trabalho tem como objetivos estudar o comportamento de grampos
em ensaios de arrancamento de campo e procurar obter uma correlação semi-
empírica para a previsão da resistência ao arrancamento, baseada em
parâmetros de resistência do solo e da interface solo/nata de cimento, obtidos
em ensaios de cisalhamento direto em laboratório.
Para o desenvolvimento deste estudo foram realizados 8 ensaios de
arrancamento de grampos em uma obra de contenção de um perfil de solo
residual de gnaisse. Estes ensaios foram realizados aos pares em 4 cotas
diferentes ao longo da encosta. Em cada cota de estudo, foram executados 2
ensaios, sendo um em grampo instrumentado com VWUDLQ JDJHV, a fim de se
obter a distribuição das cargas nos grampos, durante os estágios de
carregamento, além da resistência ao arrancamento.
Com o objetivo de se avaliar o mecanismo de interação solo/grampo em
laboratório, foi realizada uma campanha experimental para se caracterizar os
solos em estudo e determinar os parâmetros de resistência dos solos e da
interface solo/nata de cimento.
Para isso, foram realizados ensaios de caracterização física e de
cisalhamento direto no solo e na interface solo/nata de cimento, em condições
natural e submersa. As amostras indeformadas foram coletadas em locais pré-
definidos, imediatamente à frente dos furos onde foram realizados os ensaios de
arrancamento, a fim de garantir a representatividade dos materiais.
Sendo o objetivo desenvolver uma correlação semi-empírica para
determinar a resistência ao arrancamento baseada em ensaios de resistência ao
cisalhamento. Neste estudo foi proposta uma metodologia de análise baseada
na hipótese de que o mecanismo de interação solo/grampo se dá por adesão e
atrito da interface solo/nata de cimento. Os resultados dos ensaios de
arrancamento no campo e de cisalhamento direto no laboratório permitiram o
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
21
desenvolvimento de uma relação semi-empírica para estimativa da resistência
ao arrancamento dos grampos.
Esta dissertação foi divida em seis capítulos. Este primeiro capítulo
apresenta uma breve introdução sobre a relevância da técnica de solo
grampeado e destaca os objetivos e a metodologia desta pesquisa.
O Capítulo II apresenta uma revisão bibliográfica dos principais conceitos
que envolvem a técnica, dos mecanismos de transferência de carga em
estruturas grampeadas, de alguns ensaios utilizados para se determinar a
interação solo-reforço, além de algumas correlações empíricas, baseadas em
ensaios de campo, utilizadas para se estimar a resistência ao arrancamento.
No Capítulo III descreve-se a geologia do local de realização dos ensaios
de campo, a metodologia para instrumentação dos grampos e a calibração dos
equipamentos de campo. Apresenta-se ainda uma discussão dos ensaios de
arrancamento realizados na presente pesquisa.
Os ensaios de caracterização e os ensaios de cisalhamento direto
realizados nos solos em estudo, bem como, os realizados na interface solo/nata
de cimento são apresentados e discutidos no Capítulo IV.
O Capítulo V apresenta a metodologia de análise utilizada para a
concepção de um método de previsão da resistência ao arrancamento, baseado
nos ensaios de campo e de laboratório apresentados neste trabalho. A
verificação do método de previsão proposto também é apresentada através de
sua aplicação a casos históricos referenciados na bibliografia.
No Capítulo VI estão resumidas as principais conclusões do trabalho e
oferecidas sugestões para estudos futuros em continuação à presente pesquisa.
Este documento apresenta ainda 2 apêndices, onde foram apresentadas
as curvas típicas dos ensaios de cisalhamento direto dos solos e das interfaces
solo/nata de cimento.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA

5HYLVmRELEOLRJUiILFD

$VSHFWRVJHUDLVGHVRORUHIRUoDGR
A técnica de reforço de solos é utilizada para melhorar as características
de resistência e impedir o desenvolvimento de deformações excessivas em
maciços de terra. A introdução de materiais de reforço aumenta as condições
globais de estabilidade do conjunto, permitindo a construção de obras com
geometrias mais ousadas.
Materiais diversos têm sido utilizados para reforço de solo desde a
antiguidade. Nos primórdios, os Incas utilizavam lã de Ihama misturada com solo
para a construção de estradas. Troncos de árvores, arbustos, pele de animais,
entre outros materiais, foram utilizados para melhorar as características dos
solos naturais (Seraphin e Mello, 2003).
Atualmente, os materiais de reforço são dos mais variados tipos, desde
fibras naturais e sintéticas até reforços com materiais metálicos.
A evolução das necessidades humanas e a tendência de um agrupamento
natural nos grandes centros acarretam em grandes construções (edifícios,
túneis, barragens, entre outros), impondo carregamento nos terrenos que
alteram a distribuição das tensões e geram esforços de tração e compressão. Os
solos em geral resistem à esforços de compressão. No entanto, apresentam
reduzida resistência à tração, sendo necessária a inclusão de reforços para
absorção deste tipo de esforços.
Quando uma massa de solo é carregada verticalmente, ocorrem
deformações verticais de compressão e deformações laterais de extensão
(tração). Contudo, se a massa de solo estiver reforçada, os movimentos laterais
são limitados pela reduzida deformabilidade do reforço. Esta restrição de
deformações é obtida graças ao desenvolvimento de esforços de tração no
elemento de reforço. Neste caso, o solo tende a mover-se em relação ao reforço
gerando tensões cisalhantes na interface (Wheeler, 1996). A
Figura 1 ilustra o princípio básico do comportamento do solo reforçado.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
23
(a)
(b)
Figura 1- Comportamento típico de solo: (a) sem reforço; e (b) com reforço (Sieira,
2003).
A escolha da técnica de reforço mais adequada para cada situação
depende de vários fatores, que devem ser analisados em conjunto. Devem ser
ponderadas as vantagens e desvantagens de cada método, podendo-se assim
decidir sobre a solução ideal de reforço para cada caso deobra.

6RORJUDPSHDGR
Entre as alternativas usuais para desenvolvimento de projetos de
estruturas de reforço, o solo grampeado vem se tornando cada vez mais
aplicado na prática. Seu bom desempenho em solos residuais não saturados,
cujas características mecânicas favorecem a estabilidade interna do material,
torna esta alternativa de projeto bastante competitiva sob o ponto de vista
econômico, quando comparada a outras técnicas de estabilização.

2ULJHPHGHILQLomRGDWpFQLFD
A técnica de solo grampeado tem origem na execução de suportes de
galerias e túneis denominada de NATM (“New Austrian Tunneling Method”),
utilizada em túneis e desenvolvida por Rabcewitz (1965). O método consiste na
aplicação de um sistema de contenção flexível que permita a deformação do
terreno gerando uma região plastificada no entorno da escavação que pode ser
reforçada com chumbadores, como pode ser observado na Figura 2.
O solo grampeado é uma técnica bastante eficaz no que diz respeito ao
reforço de solo LQ VLWX de taludes naturais ou resultantes de processos de
escavação (Ortigão et al., 1993). Estes reforços são comumente barras de aço
que podem ser substituídas por cantoneiras ou tubos de aço protegidos por
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
24
argamassa em furos pré-abertos. A face recebe um revestimento, usualmentel
de concreto reforçado com malha metálica, que tem, em geral, função
secundária na estabilização, compreendendo basicamente em evitar rupturas
localizadas e garantir o controle da erosão.
As etapas de escavação durante a execução da obra e a redistribuição dos
esforços nos maciços geram forças internas e deslocamentos laterais no solo. A
função das contenções, em geral, é de minorar os deslocamentos do maciço
terroso pelo acréscimo de forças internas contrárias ao sistema natural de
acomodação de massa (Silva et al., 2001).
Figura 2 – Técnicas de execução de túneis com revestimento (a) flexível e (b) rígido
(Ortigão e Sayão, 1999).

$SOLFDo}HV
A técnica de solo grampeado pode ser utilizada em situações diversas, tais
como:
a) Maciços a serem cortados, cuja geometria resultante não é estável
– Em estacionamentos subterrâneos, vias subterrâneas, cortes
para implantação de sistemas viários, escavações de túneis, entre
outras;
b) Taludes existentes com condições insatisfatórias de estabilidade –
Reforços em taludes que são potencialmente instáveis com
inclinação da ordem de 45
o
a 90
o
;
c) Taludes rompidos – Remediação de taludes danificados por
movimentação à montante, ou por ocorrência de sobrecargas.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
25
Nos casos em que se utiliza a técnica para contenção de escavações, os
grampos são posicionados sub-horizontalmente e os esforços nos grampos são
basicamente de tração (Figura 3). Quando a técnica é utilizada para
estabilização de taludes, os elementos de reforço são inseridos no maciço
perpendicularmente à superfície potencial de ruptura e os esforços de
cisalhamento e os momentos fletores não devem ser desprezados (Schlosser,
1982).
Figura 3 - Aplicações usuais de solo grampeado (Ortigão e Sayão, 1999).

9DQWDJHQVHOLPLWDo}HV
Vários motivos incentivaram a popularização da técnica de solo
grampeado no mundo, dentre eles pode-se citar (Bruce e Jewel, 1986):
1. (FRQRPLD: em comparação com obras de cortina atirantada, o solo
grampeado apresenta uma economia da ordem de 30% (Ortigão e
Palmeira, 1992). Em relação a outras modalidades, tais como a inclusão
de micro-estacas e solo reforçado, apresenta um custo inferior, em
média de 20% (Dringenberg e Craizer, 1992);
2. 9HORFLGDGH GH ([HFXomR o grampeamento é uma obra de rápida
execução, devido à perfuração e uso de paramento de concreto
projetado, minimizando a utilização de mão-de-obra e permitindo a
realização do trabalho simultaneamente à escavação;
3. )OH[LELOLGDGHcom a utilização de estruturas flexíveis, conta-se com alta
resistência a esforços dinâmicos, sendo uma técnica eficaz para zonas
sujeitas a movimentações sísmicas (Shen et al., 1981);
 $GDSWDELOLGDGHno decorrer das escavações, pode-se rever o projeto do
grampeamento, em função do tipo de material encontrado e das
condições geológicas do local;
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
26
Todavia, algumas limitações restringem a utilização da técnica em casos
específicos, sendo as principais:
1. 'HVORFDPHQWRV /DWHUDLV H 9HUWLFDLV os deslocamentos são oriundos
da flexibilidade da estrutura que é sensível à movimentação do
terreno. Este aspecto ganha maior destaque em áreas urbanas onde
movimentos de 0,30 a 0,35% da altura do talude podem afetar as
estruturas existentes na vizinhança. Estes deslocamentos devem ser
monitorados durante toda a obra, sendo determinante para definir a
velocidade de avanço das escavações. Ressalta-se que a inclusão de
ancoragens tensionadas minimiza os deslocamentos do maciço;
2. 6DWXUDomR GR PHL R um decréscimo significativo nos valores de
resistência na interface solo-grampo fica evidente se, após a
construção, o meio se torna saturado (Schlosser e Unterreiner, 1990);
3. &RUURVmR deve-se considerar uma vida útil para a estrutura de
contenção em função da agressividade do meio.

0HFDQLVPRGHWUDQVIHUrQ FLDG HFDUJDVRORJUDPSR
O mecanismo de transferência de carga solo-grampo é semelhante ao que
ocorre em estacas e tirantes. Nestes casos a resistência lateral é mobilizada por
um mecanismo típico que pode ser resumido através de 3 estágios progressivos
de interação da interface solo-reforço: (i) Resistência garantida pela adesão; (ii)
Resistência por atrito e/ou imbricamento mecânico; e (iii) Resistência por
cisalhamento (Nunes e Castilhos, 2002)
Os solos apresentam resistência adequada à compressão e ao
cisalhamento, porém, a resistência à tração é reduzida. A introdução de grampos
ao conjunto proporciona um comportamento mecânico mais favorável,
possibilitando cortes de maiores inclinações com segurança.
Em estruturas grampeadas (reforços flexíveis), a solicitação dos grampos
ocorre principalmente por tração (Figura 4a), sendo a estabilidade garantida
pelas forças de cisalhamento na interface solo-grampo. Porém, devido à rigidez
interna dos grampos, os esforços podem ser de tração, flexão e cisalhamento
(Figura 4b). A eficiência máxima dos grampos ocorre quando sua inclinação
coincide com a direção da deformação principal maior da massa reforçada.
Nesta condição, os grampos são submetidos unicamente à tração,
independentemente da rigidez à flexão desses elementos (Ehrlich, 2003).
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
27
Figura 4 - Comportamento de reforços: (a) flexíveis e (b) rígidos (Mitchell e Villet, 1987).
As deformações internas do maciço terroso provocam a mobilização da
resistência ao cisalhamento lateral ao longo dos grampos e, com isso, a
mobilização das tensões de tração. Estas deformações ocorrem em função da
descompressão lateral do solo.
A resistência mobilizada ao longo do grampo tem direção oposta nas
zonas ativa e passiva (resistente), seguindo a tendência de movimento relativo
da interface. Na zona considerada ativa, que está situada atrás da face do talude
(Figura 5), as tensões cisalhantes nos grampos são direcionadas para fora,
enquanto que, na zona passiva, o sentido é contrário, ou seja, para dentro do
maciço.
Segundo Ehrlich (2003), a força máxima de tração mobilizada ao longo do
grampo (T
máx
) ocorre na interseção do grampo com a superfície potencial de
ruptura, sendo esta superfície a que separa a zona ativa da passiva. Neste local,
as tensões cisalhantes são nulas na interface solo-grampo.
Na zona de cisalhamento da massa de solo ocorrem esforços de
cisalhamento e de flexão que mobilizam os grampos (Figura 6). Estes esforços
podem ser facilmente calculados de modo semelhante ao cálculo de estacas
solicitadas horizontalmente com momentos fletores aplicados no topo.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
28
Zona Ativa
Zona Passiva
δh
L
Figura 5 - Zonas ativa e passiva em escavações com grampos livres (Springer, 2001).
A mobilização da resistência à flexão em estruturas grampeadas depende
do desenvolvimento de grandes deformações, isto é, quando se forma uma zona
de cisalhamento no grampo (Figura 7). Para a ordem de grandeza das
deformações nos grampos, a parcela de resistência à flexão mobilizada pode ser
considerada insignificante (Clouterre, 1991).
Figura 6 - Desenvolvimento de região de cisalhamento em muro experimental de solo
grampeado (Clouterre, 1991).
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
29
Figura 7 - Grampos submetidos à esforços de flexão e cisalhantes (Clouterre, 1991).

7UDQVIHUrQFLDGHFDUJDQRSHUtRGRGDHVFDYDomR
No período de construção as deformações são muito pequenas e os
grampos são essencialmente solicitados por esforços de tração. Porém, nos
casos em que a face é inclinada em relação aos grampos, pode-se observar a
ocorrência de pequenos esforços cisalhantes e de flexão no decorrer da obra.
Forças de cisalhamento e momentos fletores surgem ao longo da superfície no
instante próximo à ruptura e não devem ser desprezados (Schlosser e
Unterreiner, 1990).
Com o andamento da escavação, a encosta grampeada é sujeita ao
descarregamento lateral, gerando esforços de tração nos grampos. Neste
instante, o principal elemento de interação solo-grampo é, portanto, o atrito
mobilizado no contato entre os dois materiais (Springer, 2001). Sendo assim,
quanto maior for o atrito entre os dois materiais, melhor será o desempenho do
reforço. A resistência depende basicamente dos parâmetros de resistência do
solo, do tipo e do modo de fixação adotado para o grampo utilizado na estrutura
de contenção.
O aumento dos esforços de tração ocorrem progressivamente durante as
fases de escavação, sendo mais significativo nas três fases subseqüentes à
instalação dos grampos (Clouterre, 1991).
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
30
0 50 100 150 200
Tempo (dias)
Carga na cabeça do
grampo (kN)
15
10
5
Fim da fase 3
Fim da fase 4
Fim da Fase 5
Início da fase 6
Início da fase 7
Deformação após
a construção
Fim da Fase 7
Fim da Fase 6
0 50 100 150 200
Tempo (dias)
Carga na cabeça do
grampo (kN)
15
10
5
Fim da fase 3
Fim da fase 4
Fim da Fase 5
Início da fase 6
Início da fase 7
Deformação após
a construção
Fim da Fase 7
Fim da Fase 6
0 50 100 150 200
Tempo (dias)
Carga na cabeça do
grampo (kN)
15
10
5
Fim da fase 3
Fim da fase 4
0 50 100 150 200
Tempo (dias)
Carga na cabeça do
grampo (kN)
15
10
5
Fim da fase 3
0 50 100 150 200
Tempo (dias)
Carga na cabeça do
grampo (kN)
15
10
5
0 50 100 150 200
Tempo (dias)
Carga na cabeça do
grampo (kN)
15
10
5
Fim da fase 3
Fim da fase 4
Fim da Fase 5
Início da fase 6
Início da fase 7
Deformação após
a construção
Fim da Fase 7
Fim da Fase 6
Fim da Fase 5
Início da fase 6
Início da fase 7
Deformação após
a construção
Fim da Fase 7
Fim da Fase 6
Figura 8 - Carregamento progressivo do grampo durante o processo de escavação
(adaptado de Clouterre, 1991).
Springer (2001) verificou, numericamente, que o tipo de fixação dos
grampos interfere não só na forma da distribuição dos esforços, mas também na
intensidade de mobilização dos grampos. Quando o deslocamento do grampo é
igual ao da face de escavação, os grampos inferiores são os mais solicitados.
Por outro lado, quando o grampo está livre, a mobilização ocorre
aproximadamente à meia altura do talude de escavação. Este comportamento é
devido à ocorrência de maiores incrementos de deslocamento horizontal junto à
base de corte com o avanço das escavações.

(QVDLRVSDUDGHWHUPLQDomRGDLQWHUDomRVRORUHIRUoR
A geometria de um projeto em solo grampeado é determinante no
desempenho da obra. A distribuição dos grampos ao longo da face do talude, a
determinação dos espaçamentos horizontal e vertical e o comprimento dos
grampos influenciam o comportamento do maciço. Esses parâmetros dependem
diretamente da previsão das cargas máximas de trabalho dos grampos que, por
sua vez, são função do atrito na interface solo grampo (q
s
). A fim de se
determinar estes parâmetros, alguns ensaios e correlações empíricas são
propostos.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
31

(QVDLRVGHODERUDWyULR
Sendo a proposta principal desta dissertação avaliar a resistência lateral
da interface solo-grampo em laboratório, viu-se necessário desenvolver ensaios
de cisalhamento direto na junção nata-solo. Para isso, procurou-se avaliar o
desempenho de interfaces de solos com outros materiais de reforços já
estudados e descritos na bibliografia.
Os ensaios de laboratório mais usados para medir a resistência de
interface são os ensaios de arrancamento e de cisalhamento direto. Estes dois
ensaios diferem basicamente pela forma com que os esforços são aplicados,
pelos mecanismos de ruptura impostos, pelas trajetórias de tensão e pelas
condições de contorno de cada um (Palmeira e Milligan, 1989).
A justificativa para escolha destes ensaios é a similaridade com as
condições de carregamento encontradas em obras de solo reforçado, como
esquematizado na Figura 9. Segundo Sieira (2003), os ensaios de cisalhamento
direto simulam convenientemente o mecanismo de interação existente na região
A. Os ensaios de arrancamento reproduzem o mecanismo que ocorre na região
B. Enquanto os ensaios de cisalhamento direto modificados (reforço inclinado)
são representativos do mecanismo de interação que ocorre na região C.
ARRANCAMENTO
TRAÇÃO NO REFORÇO
ATRITO NA
INTERFACE
$
%
$
&
$
Figura 9 - Mecanismos de interação em maciços reforçados (Sieira, 2003).
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
32

&LVDOKDPHQWRGLUHWR
Estes ensaios consistem basicamente de uma adaptação do ensaio de
cisalhamento direto convencional, onde o plano de cisalhamento situa-se
exatamente na interface solo-reforço.
Sieira (2003) apresentou os esquemas mais comuns de ensaios de
cisalhamento direto para interfaces solo-geossintético (Figura 10). Podem ser
executados ensaios com ou sem base rígida subjacente ao reforço.
F
T
geossintético
solo
solo
F
T
geossintético
solo
base rígida
Figura 10 - Sistemas solo-geossintético no equipamento de cisalhamento direto (Sieira,
2003).
A partir da envoltória de resistência da interface solo-reforço pode-se obter
os parâmetros de interface, que no caso específico de geossintéticos são: c
a
(adesão solo-geossintético) e δ (ângulo de atrito solo-geossintético). Os
resultados dos ensaios podem ser expressos através dos coeficientes de
aderência (λ) e de atrito (f) de um dado sistema solo-geossintético, sendo:
’tan
tan
f
φ
δ
=
(2.1)
’c
c
a
=λ
(2.2)
onde: c
a
e δ são parâmetros de resistência das interfaces; c’ e φ’ são parâmetros
de resistência do solo.
Becker (2001) realizou alguns ensaios de cisalhamento direto utilizando o
método de base rígida para avaliar os parâmetros de resistência de interface
areia-geossintético (Figura 11). A mesma interface foi ensaiada pelo método
convencional sem base rígida (Figura 12). Os resultados sugerem que o ângulo
de atrito de pico da interface areia-geossintético, ensaiada com base rígida, é
inferior ao ângulo de atrito obtido sem base.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
33
Φ
pico
=43,1
o
Φ
v.c
=41,8
o
Φ
pico
=43,1
o
Φ
v.c
=41,8
o
Figura 11 - Envoltórias de resistência da interface areia-geotêxtil em ensaios de
cisalhamento direto com base rígida (Becker, 2001).
Figura 12 – Envoltórias de resistência da interface areia-geossintético obtida em ensaios
de cisalhamento direto sem base rígida (Becker, 2001).
Seraphim e Mello (2003) analisaram as variações da resistência ao
cisalhamento da interface solo argiloso-geotêxtil compactado na umidade ótima
(Proctor normal), em condição não saturada e submersa. Os ensaios foram
realizados através do método de interface solo-geossintético-solo e os
resultados são apresentados na Figura 13.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
34
(a) (b)
Figura 13 – Envoltórias de resistência da interface solo-geotêxtil não tecido em condição:
(a) não saturada e (b) submersa ( Seraphin e Mello, 2003).
Observa-se da Figura 13 que a condição de saturação influencia os
resultados dos ensaios de cisalhamento direto. A adesão da interface solo-
geotêxtil (a) reduz-se a zero para a condição submersa, enquanto que o ângulo
de atrito sofre um reduzido acréscimo de 3
o
.
Potyondy (1961) executou um grande número de ensaios de
cisalhamento para avaliar a resistência na interface de solo com diversos tipos
de materiais de construção. O autor utilizou uma montagem similar à
apresentada por Sieira (2003) na Figura 10. Estes ensaios permitiram identificar
alguns dos fatores que influenciam nas resistências de interface, tais como,
porcentagem de partículas finas, teor de umidade, rugosidade da superfície de
contato e nível da tensão normal aplicada.
Guilloux et al. (1979) realizaram ensaios idênticos em interface solo-placa
de aço. O objetivo era identificar a expansão volumétrica que ocorre durante a
execução do ensaio, que, nos casos reais de obra é impedida pelas condições
de confinamento do maciço. Foram realizados ensaios com a tensão normal
constante e com volume constante. A comparação de resultados indicou um
efeito significativo da dilatância (Tabela 1).
Tabela 1 – Tensões de ruptura na interface solo-aço (Guilloux et al., 1979).
Tipo de Ensaio Tensão Normal (kPa) Tensão Cisalhante (kPa)
Tensão constante 50 25
Volume constante 50 50
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
35
Observa-se da Tabela 1 que a tensão cisalhante na ruptura para ensaios
de interface solo-aço é muito afetada pelo efeito da dilatância. Nos ensaios de
cisalhamento com volume constante, as tensões atingem valores que
representam o dobro dos valores obtidos em ensaios com tensão normal
constante.
Ingold e Templeman (1979) realizaram ensaios em interface solo-aço
para avaliar o efeito da rugosidade da superfície, a qual foi simulada através da
colagem de grãos de areia nas barras de aço. As características de resistência
das interfaces solo-aço liso e solo-aço rugoso foram determinadas através de
ensaios de cisalhamento direto e arrancamento e são listadas na Tabela 2.
Tabela 2 - Ângulos de atrito em função da rugosidade da interface (Ingold e Templeman,
1979).
Superfície Tipo de Ensaio
Ângulo de atrito (G)
Lisa Cisalhamento direto 20,5
Lisa Arrancamento 31,0
Rugosa Cisalhamento direto 35,0
Rugosa Arrancamento 42.0
Lemos (1994) realizou ensaios de cisalhamento direto na interface nata-
rocha, com a finalidade de obter parâmetros de resistência nesta superfície e
comparar com ensaios de arrancamento de tirantes realizados em campo. Os
corpos-de-prova obedeceram a uma seqüência de moldagem, onde se tentou
reproduzir no laboratório todas as condições que ocorrem em campo (tempo de
cura, rugosidade da superfície, grau de fraturamento da rocha). Após os
procedimentos adotados para moldagem, foi executado o ensaio de
cisalhamento direto. Os resultados obtidos foram considerados adequados em
relação às condições de arrancamento dos tirantes no maciço rochoso.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
36

0RGHORVUHGX]LGRV
A literatura também apresenta resultados de ensaios especiais para
determinação da resistência mobilizada por atrito lateral de estacas em rochas
brandas. Destaca-se o estudo de Nunes e Castilhos (2002) que realizaram
provas de carga em estacas embutidas em rocha branda no laboratório, para
avaliar a influência do grau de rugosidade nos modos de ruptura e os
mecanismos de mobilização da resistência lateral da interface estaca-rocha.
As provas de carga executadas correspondem a ensaios de
cisalhamento direto axissimétrico e foram instrumentados para obter a carga e
deformação ao longo do fuste da estaca. Foram analisados 4 tipos de
rugosidade de fuste variando de liso a muito rugoso (Figura 14). A Tabela 3
resume as características dos fustes das estacas ensaiadas, as cargas de
confinamento lateral e de ruptura obtida das provas de carga. Observa-se que as
maiores cargas de ruptura correspondem aos fustes muito rugosos.
Figura 14 - Perfis dos padrões de rugosidade R1, R2 e R3 dos modelos reduzidos
estaca-rocha (Nunes e Castilhos, 2002).
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
37
Tabela 3 – Resultados das provas de carga dos modelos reduzidos estaca-rocha branda
(Nunes e Castilhos, 2002).
3URYDGH
&DUJD
&RQGLo}HVGR
)XVWH
*UDXGH
UXJRVLGDGH
&DUJDQD
5XSWXUDN1
&DUJD
&RQILQDQWHN1
1 Liso - 172,0 7,4
2 Rugoso-R3 Reduzido 225,0 8,1
3 Rogoso-R2 Médio 162,0 8,6
4 Rugoso-R1 Elevado 324,0 7,3
Os resultados mostraram que o padrão de mobilização de resistência
lateral é constituído por 3 estágios: adesão, atrito e cisalhamento. A Figura 15
ilustra o modo de ruptura da estaca de fuste rugoso. Observa-se a perda de
adesão no topo da estaca e cisalhamento da interface ao longo do fuste. O
acompanhamento das deformações ao longo do fuste permitiu observar que a
resistência por adesão se torna maior com o aumento da rugosidade da
interface. Para as superfícies com grau de rugosidade R1, a carga
correspondente ao fim do estágio de adesão é cerca de duas vezes maior que a
apresentada em estacas de fuste liso.
Figura 15 – Modo de ruptura dos modelos reduzidos estaca-rocha de fuste muito rugoso
tipo(Nunes e Castilhos, 2002).
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
38

$UUDQFDPHQWRQRODERUDWyULR
Grande parte dos conhecimentos sobre a interação entre as estruturas
de reforço e os solos baseia-se em ensaios de arrancamento. Estes ensaios
podem ser realizados tanto em laboratório como campo (Cardoso, 1987).
Hausmann e Lee (1978) realizaram ensaios de arrancamento em
laboratório com os reforços fixos em uma parede rígida que sofria um movimento
de rotação. A força de arrancamento era aplicada diretamente nas barras de aço
(Figura 16).
Figura 16 - Esquema de ensaio de arrancamento em modelo reduzido (adaptado de
Hausmann e Lee, 1978).
Para reforços geossintéticos, os ensaios de arrancamento são realizados
em equipamentos de cisalhamento direto modificados através da adição de uma
garra que impõe os deslocamentos horizontais de arrancamento ao
geossintético (Figura 17).
O geossintético é colocado entre 2 camadas de solo. A extremidade que
está conectada à garra é tracionada sob velocidade constante. Assim, o
movimento relativo entre o geossintético e o solo origina forças de cisalhamento
nas duas faces do geossintético, que se opõem ao movimento.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
39
Figura 17 - Equipamento de ensaio de arrancamento (Sieira, 2003).
Sieira (2003) realizou ensaios de arrancamento em geogrelhas em
equipamento de grande escala (1m x 1m). Palmeira (1994) também estudou o
comportamento de geossintéticos solicitados em ensaios de arrancamento
executados em modelo reduzido.
Segundo Palmeira e Milligan (1989), o ensaio de arrancamento é o que
melhor representa as situações reais de campo, quando são utilizadas
geogrelhas como elementos de reforço.
Jewell (1996) sugere a utilização de ensaios de cisalhamento direto para a
determinação dos parâmetros de interação solo-geotêxteis, uma vez que o
mecanismo de interação baseia-se no atrito entre a manta e o solo. Neste caso,
não há necessidade de execução de ensaios de arrancamento. Entretanto, no
caso de geogrelhas, os parâmetros de interação devem ser definidos a partir de
ensaios de arrancamento, uma vez que só este tipo de ensaio leva em
consideração o empuxo passivo dos elementos transversais.

(QVDLRVGHDUUDQFDPHQWRQRFDPSR
O ensaio de campo mais usual para determinação da resistência lateral LQ
VLWX para estruturas reforçadas são os ensaios de arrancamento, visto que
nestes ensaios consideram-se todas as características dos materiais envolvidos
no sistema de contenção. Apesar do mecanismo de transferência de carga
durante o ensaio ser diferente da mobilização real dos grampos, o ensaio de
arrancamento fornece informações importantes em relação aos fatores que
afetam o mecanismo de mobilização da resistência de interface, além da
resistência por atrito lateral.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
40
Assim, um dos parâmetros mais relevantes em projetos de estruturas
grampeadas é a resistência ao arrancamento no contato solo-grampo (q
s
). Esta
resistência é função das propriedades do grampo, do solo e da interface solo-
grampo (Schlosser e Unterreiner, 1990).
A Figura 18 ilustra esquematicamente o sistema utilizado no ensaio de
arrancamento. O conjunto é composto por um macaco hidráulico para aplicação
da carga, célula de carga e deflectômetro para medir, respectivamente, a carga
aplicada e o deslocamento horizontal.
Figura 18 - Ensaio de arrancamento (Ortigão e Sayão, 1999).
A resistência ao arrancamento (q
s
) é obtida a partir da força máxima
aplicada na extremidade do grampo que gera a ruptura e a área de contato solo-
grampo.
Clouterre (1991) apresenta algumas sugestões em relação à análise de
ensaios de arrancamento em grampos. Se durante o ensaio, somente as forças
são medidas, a força máxima obtida será a própria força de arrancamento.
Porém, se os deslocamentos também são monitorados durante o ensaio, pode-
se determinar o comportamento de interação solo-grampo.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
41
Muitos autores já tentaram definir procedimentos teóricos e empíricos para
avaliar o desempenho da interface solo-grampo e a resistência ao arrancamento.
Mas, até o momento, o ensaio de arrancamento continua sendo fundamental
para se definir este tipo de parâmetro (Juran e Elias, 1990 e Feijó e Ehrlich,
2001).

7UDQVIHUrQFLDGHFDUJDQRDUUDQFDPHQWR
Quando se aplica um esforço de tração na extremidade do grampo, ele se
move em relação ao maciço, mobilizando a resistência lateral e gerando um
campo de tensão/deformação. Segundo Clouterre (1991), pode-se afirmar que:
1. As tensões e deformações são maiores na extremidade externa
do grampo (cabeça) e menores nas imediações da extremidade
interna do grampo (Figura 19);
2. As forças de atrito são mobilizadas gradualmente da cabeça até a
extremidade interna do grampo independentemente do
comprimento (Figuras 20 e 21);
3. À medida que as forças de arrancamento aumentam, as tensões
de atrito aproximam-se do limite de ruptura do contato solo-
grampo e estas tensões desenvolvem-se ao longo da extensão do
grampo (Figura 22);
4. Quanto maior o grampo, menor será a distribuição de tensões de
cisalhamento ao longo do seu comprimento (Figuras 22 e 23).
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
42
Estado de limite
último
(ruptura)
Estado de trabalho
Figura 19 – Distribuição das deformações em ensaio de arrancamento ao longo do
grampo (Clouterre, 1991).
e
Estado de limite último (ruptura)
Estado de trabalho
Figura 20 – Distribuição das forças de tração ao longo do grampo com L=3m (Clouterre,
1991).
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
43
Estado de limite último
(ruptura)
Estado de trabalho
Figura 21 – Distribuição das forças de tração ao longo do grampo com L=12m (Clouterre,
1991).
Estado de trabalho
Estado de limite último
(ruptura)
Figura 22 - Mobilização das tensões de cisalhamento no grampo com L=3m (Clouterre,
1991).
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
44
Estado de limite último
(ruptura)
Estado de
trabalho
Figura 23 - Mobilização das tensões de cisalhamento no grampo com L=12m (Clouterre,
1991).

0pWRGRVHPStULFRVGHGHWHUPLQDomRGDLQWHUDomRVRORJUDPSR
Diversos pesquisadores têm procurado determinar os parâmetros de
interação solo-reforço através de diferentes correlações baseadas em dados de
ensaios de campo.
Clouterre (1991) apresenta uma correlação empírica baseada no método
proposto por Bustamante e Gianeselli (1981) para determinar a resistência
lateral em estacas a partir de ensaios pressiométricos. De modo geral, esta
correlação apresenta resultados satisfatórios quando comparados com os
obtidos por ensaio de arrancamento em campo (Cardoso, 1987). As Figuras 24 e
25 apresentam as correlações empíricas propostas para areias e argilas,
respectivamente. Trata-se de curvas de resistência ao arrancamento (q
s
) em
função de dados de resistência obtidos através de ensaios realizados com o
pressiômetro Menárd.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
45
0,00
0,05
0,10
0,15
0,0 0,3 0,5 0,8 1,0 1,3 1,5 1,8 2,0 2,3 2,5 2,8 3,0 3,3
3  P3D
T 03D
$UHLD
Figura 24 - Correlação entre resistência ao arrancamento (q
s
) e pressão limite do
pressiômetro Menárd (P
L
) para solos arenosos (adaptado de Clouterre, 1991).
0,00
0,05
0,10
0,15
0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 1,6 1,8 2,0 2,2 2,4 2,6 2,8
3 P3D
T 03 D
$UJLOD
Figura 25 - Correlação entre resistência ao arrancamento (q
s
) e pressão limite do
pressiômetro Menárd (P
L
) para solos argilosos (adaptado de Clouterre, 1991).
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
46
Ortigão (1997) comparou resultados de ensaios de arrancamento,
realizados no Rio de Janeiro, São Paulo e Brasília, com ensaios do tipo SPT
(Figura 26). A dispersão dos resultados pode ser justificada pelas diversas
metodologias utilizadas nos ensaios de campo. Como estimativa preliminar para
aplicação em projetos, o autor propõe a seguinte relação:
50 7,5. ( )
T 1 637
= +
(2.3)
onde: q
s
= resistência ao arrancamento em kPa; N(SPT) = número de golpes do
ensaio SPT.
q
s
= 98 + 8,4N
400
Relação sugerida
q
s
= 50 +7,5N
Silte arenoso, SP
Argila arenosa,RJ
Argila de Brasília
Siltes, DF
Silte arenoso, Sp
0 10 20
N
504030
200
100
300
q
s
(kPa)
q
s
= 98 + 8,4N
400
Relação sugerida
q
s
= 50 +7,5N
Silte arenoso, SP
Argila arenosa,RJ
Argila de Brasília
Siltes, DF
Silte arenoso, Sp
0 10 20
N
504030
200
100
300
q
s
(kPa)
Figura 26 - Correlação entre a resistência ao arrancamento (q
s
) e o número de golpes do
ensaio SPT (adaptado de Ortigão, 1997).
Ortigão et al. (1997), a partir da Equação (2.3) e resultados de ensaios,
sugerem uma nova proposta de correlação apresentada na Figura 27. Ressalta-
se que os valores obtidos dos ensaios em outros siltes arenosos de São Paulo e
de ensaios realizados pela GeoRio (Ortigão e Sayão, 1999) são inferiores aos
valores propostos pela correlação.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
47
Figura 27 - Correlações empíricas entre resistência ao arrancamento (q
s
) e o número de
golpes do ensaio SPT (Ortigão e Sayão, 1999).

&DVRVGHREUDFRPHQVDLRVGHDUUDQFDPHQWR
Feijó e Erhlich (2001) realizaram uma campanha envolvendo 20 ensaios
de arrancamento em perfis de solo residual no município do Rio de Janeiro. Os
ensaios foram realizados em grampos injetados em pré-furos de 75mm, com
parte deles instrumentada com VWUDLQ JDJHV para acompanhamento das
deformações ao longo do grampo durante a execução do experimento. Foram
utilizados grampos com comprimentos de 3m e 6m para se avaliar o efeito do
comprimento no valor da resistência ao arrancamento (q
s
).
Pitta et al. (2003) apresentaram resultados de ensaios de arrancamento
realizados em 5 obras diferentes na cidade de São Paulo, analisando os efeitos
e as melhorias decorrentes das sucessivas fases de injeção (Figura 28). Por
bainha entende-se a primeira injeção de nata no furo. Observa-se o aumento da
resistência ao arrancamento com o aumento do número de injeções.
Azambuja et al. (2001) realizaram ensaios de arrancamento em uma obra
de contenção em Porto Alegre (RS) com a finalidade de verificar a relação
tensão/deformação dos grampos utilizados. Os ensaios foram realizados com
grampos protótipos que obedeceram aos mesmos critérios executivos dos
grampos definitivos do sistema de contenção.
Soares e Gomes (2003) executaram ensaios de arrancamento com ciclos
de carga e descarga em uma encosta da BR 101 em Angra dos Reis (RJ). Os
ensaios permitiram definir a resistência ao arrancamento e as tensões
admissíveis para a técnica de solo grampeado.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
48
Figura 28 - Resumo comparativo da resistência ao arrancamento de grampos em função
da reinjeção (Pitta et al., 2003).
A Tabela 4 resume alguns valores de carga de ruptura por arrancamento
para diferentes casos de obras, em função das características dos grampos
utilizados.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
49
Tabela 4 – Valores de resistência ao arrancamento.
7LSRGH6ROR
Comp. do
grampo
(m)
Tipo de
injeção *
Carga de
ruptura
(kN)
Referência
Residual de gnaisse/RJ 6 B + 3f 262 Feijó et al. (2001)
Residual de gnaisse/RJ 3 B + 3f 103 Feijó et al. (2001)
Residual de gnaisse/RJ 6 B + 3f 170 Feijó et al. (2001)
Residual de gnaisse/RJ 3 B + 3f 77 Feijó et al. (2001)
Residual de gnaisse/RJ 3 NR 200 Pinto et al. (2001)
Saprolito de gnaisse/RS 3 B +1f 184 Azambuja et al. (2001)
Argilo arenoso 3 NR 115 Moraes e Arduino (2003)
Silte argiloso/SP 4 B +1f 112 Pitta et al. (2003)
Argilo arenoso/SP 6 B 98 Pitta et al. (2003)
Argilo arenoso/SP 6 B +1f 147 Pitta et al. (2003)
Argila Paulista/SP 6 B 53 Pitta et al. (2003)
Argila Paulista/SP 6 B +1f 130 Pitta et al. (2003)
Argila Paulista/SP 6 B + 2f 177 Pitta et al. (2003)
Argila Paulista/SP 6 B+3f 177 Pitta et al. (2003)
Saprolito de gnaisse/SP 6 B 115 Pitta et al. (2003)
Saprolito de gnaisse/SP 6 B +1f 170 Pitta et al. (2003)
Saprolito de gnaisse/SP 6 B + 2f 193 Pitta et al. (2003)
Argila Paulista/SP 6 B 176 Pitta et al. (2003)
Argila Paulista/SP 6 B +1f 199 Pitta et al. (2003)
Argila Paulista/SP 6 B + 2f 221 Pitta et al. (2003)
Saprolito de gnaisse /RJ 3 NR 132 Soares et al. (2003)
Argilo arenoso 3 NR 115 Moraes e Arduino (2003)
* B:bainha; (n)f: número das fases de injeção; NR: Não referenciado
Na Tabela 4, observa-se a diversidade dos tipos de solo das obras
grampeadas, além dos diferentes critérios de injeção do grampo. De forma geral,
constata-se que a reinjeção aumenta a resistência ao arrancamento dos
grampos, independentemente do tipo de solo.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA

3URJUDPDH[SHULPHQWDOGHFDPSR
O estudo experimental de campo constituiu na execução de 8 ensaios de
arrancamento realizados ao longo do perfil da encosta. Os ensaios foram
realizados com intuito de se obter a resistência lateral no contato solo/nata de
cimento ao longo dos grampos. Para se avaliar o comportamento e a distribuição
do carregamento durante o ensaio, 4 grampos foram instrumentados com
extensômetros elétricos ao longo do trecho injetado.

ÈUHDGHHVWXGR
O estudo experimental de campo foi realizado no morro do Palácio, bairro
de Boa Viagem, município de Niterói. Trata-se de um projeto de contenção em
solo grampeado de um talude de escavação com inclinação média de 79
º
e
altura aproximada de 40m, em solo residual gnáissico silto-areno-argiloso, onde
futuramente será implantado um edifício de apartamentos residenciais.

*HRORJLDORFDO
Segundo Gomes Silva (2005), a área de estudo apresenta uma geologia
marcada por grande diversidade de rochas, causada por um sistema de
falhamentos de direção NE-SW, mergulho acentuado para SE, intercalando
kinzigito, quartzito, granada-biotita gnaisse, gnaisse calcissilicático, além de
veios de pegmatito e diques de diabásio alterados, sobrepostas às rochas pré-
cambrianas que formam o embasamento da Baía de Guanabara. As rochas, na
área do estudo, encontram-se alteradas, formando um espesso pacote de solo
residual gnáissico silto-areno-argiloso.
O sistema de descontinuidades na área é formado pelo bandeamento
metamórfico (F1) e por quatro famílias de fraturas. A foliação (F1) é verticalizada,
com mergulhos suaves para NW. As principais famílias de fraturas (F2 e F3) são
ambas subverticais. Há ainda outras duas famílias de fraturas subhorizontais (F4
e F5) que aparecem ocasionalmente em alguns setores. A caracterização das
descontinuidades existentes no maciço rochoso foi realizada de acordo com as
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
51
sugestões da ISRM (1978) para a descrição quantitativa das descontinuidades
considerando a atitude, persistência, espaçamento, abertura, preenchimento,
percolação e rugosidade (Tabela 1).
Tabela 1 – Caracterização das descontinuidades do maciço.
'HVFRQWLQXLGDGH
&DUDFWHUtVWLFDV
Foliação
F1
Fratura F1
Fratura F1
Fratura F1
Fratura F1
Direção/Mergulho
(graus)
100/20 70/90 150/90 80/30 120/08
Espaçamento
(cm)
<0,2 3 5 15 8,5
Persistência (m) >20 7 8 5 8
Abertura (mm) <0,5 0,3 0,5 0,1 0,2
Observações Descontinuidades sem preenchimento e sem água
A área pesquisada está inserida na Unidade Morfoestrutural Superfícies
Aplainadas nas Baixadas Litorâneas que representa os terrenos colinosos de
baixa amplitude de relevo, localizados a leste da Baía de Guanabara e
compreendidos entre as planícies costeiras e baixadas fluviomarinhas e a
escarpa da Serra do Mar. A unidade é constituída por um relevo suave e
uniforme de colinas amplas, baixas e niveladas, apresentando vertentes
convexas, muito suaves, e topos arredondados. O relevo apresenta-se com
padrão dendrítico e com uma densidade de drenagem baixa a média. Próximo à
baixada da Baía de Guanabara, essa drenagem torna-se imperfeita, com padrão
de canal divagante, devido ao lençol freático subaflorante.

(QVDLRV637
As sondagens de simples reconhecimento à percussão consistem
basicamente na cravação de um amostrador padrão no solo, através da queda
livre de um peso de 65kgf (martelo), caindo de uma altura pré-determinada
(75cm). As características do amostrador, bem como os procedimentos de
execução do ensaio estão especificados na NBR 6484/1980 (Execução de
sondagens de simples reconhecimento dos solos).
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
52
Foram realizados 7 furos de sondagens (SP-01 a SP-07) que indicaram
solo residual de gnaisse constituído por misturas silto-argilosas ou argilo-siltosas,
às vezes com presença de pedregulhos, de coloração variável, desde o branco
ao marrom escuro.
A camada de solo residual apresentou SPT praticamente crescente com a
profundidade como apresentado na Tabela 2.
Tabela 2 – Resultados dos ensaios SPT.
&RWDP
1637
63
1637
63
1637
63
1637
63
1637
63
1637
63
1637
63
36,79 - 9 - - - - -
35,79 - 13 - - - - -
34,79 - 29 - - - - 28
33,79 - 35 - - - - 22
32,79 - 37 - - - - 19
31,79 - 37 - - - - 18
30,79 - 29 - - - - 14
29,79 8 27 120 - - - 23
28,79 25 27 75 - - - 29
27,79 29 27 44 - - - 26
26,79 33 31 35 - - - 29
25,79 38 31 39 34 - - 23
24,79 42 28 38 43 - 24 23
23,79 40 35 36 60 - 28 24
22,79 43 32 38 90 - 23 24
21,79 43 34 64 90 32 28 33
20,79 45 29 68 214 29 14 36
19,79 60 24 52 15 31 25 30
18,79 54 35 75 46 34 24 60
17,79 41 38 60 40 30 24 120
16,79 44 40 69 41 66 27 90
15,79 66 41 120 64 40 29 60
14,79 60 40 120 43 44 37 45
13,79 90 41 60 46 32 41 40
12,79 75 41 60 68 - 42 44
11,79 60 42 120 63 - 44 70
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
53

&DUDFWHUtVWLFDVGRVJUDPSRV
Os ensaios de arrancamento foram executados em grampos injetados em
furos de 75mm, realizados por uma sonda rotativa. O preenchimento do furo foi
executado com nata de cimento com fator água/cimento igual a 0,6. A Figura 1
apresenta esquematicamente os componentes dos grampos.
As barras de aço utilizadas são do tipo INCO-13-D com diâmetro nominal
de 22mm e tensão de escoamento de 750 MPa. São barras rosqueadas em toda
a superfície lateral, com a finalidade de melhorar a aderência com a nata de
cimento e facilitar a emenda em caso de grampos com comprimentos superiores
a 6m (comprimento de fabricação das barras).
Na fase de instalação, o posicionamento correto das barras de aço no
centro dos furos era garantido através da colocação de centralizadores ao longo
das barras, espaçados de um metro, impedindo o contato da barra com as
paredes do furo.
Os grampos ensaiados tinham comprimento total de 4m, sendo
constituídos por um trecho livre de 1m, garantido por um obturador de espuma, e
por um trecho injetado de 3m. Para se controlar o preenchimento total dos
trechos injetados foram instaladas mangueiras de reinjeção e um tubo de retorno
(Figura 2).
&
R
P
S
U
L
P
H
Q
W
R
O
L
Y
U
H
&
R
P
S
U
L
P
H
Q
W
R
L
Q
M
H
W
D
G
R
&
R
P
S
U
L
P
H
Q
W
R
O
L
Y
U
H
&
R
P
S
U
L
P
H
Q
W
R
L
Q
M
H
W
D
G
R
Figura 1 - Esquema dos componentes dos grampos.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
54
Figura 2 – Detalhe da espuma para garantia do trecho livre e tubo de reinjeção.

,QVWUXPHQWDomRGDVEDUUDVGHDUUDQFDPHQWR
Partes dos grampos utilizados nos ensaios de arrancamento foram
instrumentadas com extensômetros elétricos (VWUDLQJDJHV) ao longo das barras
de aço, a fim de se monitorar a distribuição das deformações e cargas ao longo
dos grampos durante a execução dos ensaios.
O processo de instrumentação das barras seguiram as recomendações de
Nunes et al. (2006). Cada barra foi instrumentada com 5 VWUDLQJDJHV ao longo
do trecho injetado distando de 50 cm entre si, a partir do de trecho livre de 1m.
Trecho injetado (3m) Trecho livre (1m)
50 cm 50 cm 50 cm 50 cm50 cm50 cm
Comprimento.
Variável para
fixação do macaco.
Trecho injetado (3m) Trecho livre (1m)
50 cm 50 cm 50 cm 50 cm50 cm50 cm
Comprimento.
Variável para
fixação do macaco.
Figura 3 - Esquema da instrumentação das barras.
Foram utilizados extensômetros elétricos (VWUDLQ JDJHV) fabricados pela
Excel sensores, específicos para aço com resistência de 120, do tipo PA-06-
125AA-120-LEN. Apresentam 6,35mm de comprimento e 3,18mm de largura.
Estas dimensões foram escolhidas de forma a minimizar a área da barra de aço
necessária para a colagem do VWUDLQJDJH
Os VWUDLQJDJHV apresentam um fator de sensibilidade (JDJHIDFWRU) de 2,1,
conforme informação do fabricante.
Nas áreas de colagem dos VWUDLQJDJHV, a barra de aço foi usinada a fim
de eliminar as nervuras e proporcionar uma região plana e uniforme. Os VWUDLQ
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
55
JDJHV e seus terminais foram fixados com cola do tipo cianoacrilato. Após a
ligação dos VWUDLQ JDJHV aos terminais e destes ao cabo central de leituras, o
conjunto foi isolado eletricamente e protegido com resina epóxi contra danos
mecânicos e de umidade. A Figura 4 ilustra o conjunto VWUDLQJDJH-terminal-fios
antes e após a aplicação da resina epóxi de proteção.
(a) (b)
Figura 4 – Detalhe da instalação do VWUD LQJDJH na seção usinada: (a) fios de ligação e
cabo central de emissão de sinais; (b) proteção com cola plástica impermeável.
Os VWUDLQJDJHVforam ligados em ponte de :KHDWVWRQH completa através
do auxílio de caixa acessória externa a barra, contendo os circuitos de resistores
das pontes.
A deformação (ε) dos extensômetros elétricos é dada pela seguinte
equação:
)6
5
5
.
∆
=
ε
(3.1)
onde: ε = deformação específica; ∆R = variação de resistência (Ohms); V =
voltagem de alimentação; R = resistência nominal; FS = fator de sensibilidade.
Da Equação (3.1), as deformações específicas dos VWUDLQ JDJHVpodem ser
calculadas através de:
)6/9
/
)65
5
)..2(
.4
. ∆+
∆
=
∆
=
ε
(3.2)
onde: ε = deformação específica, ∆L = variação da leitura dos VWUDLQ JDJHV
devido ao carregamento; R = resistência nominal; FS = fator de sensibilidade;
V = voltagem de alimentação.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
56
Os extensômetros elétricos são medidores de deformação que apresentam
elevada precisão e resolução. Desta forma, o processo de instrumentação das
barras exige uma serie de cuidados para garantir que as condições de instalação
e de injeção dos grampos, bem como as condições naturais de campo, não
interfiram nas medidas destes instrumentos.
Durante a instrumentação, um conjunto de detalhes pode modificar as
condições ideais de trabalho dos VWUDLQJDJHV, ressaltando-se:
• Ocorrência de bolhas de ar no contato extensômetro/barra;
• Interferência na corrente de alimentação devido ao contato entre os
cabos de transmissão e a barra;
• Isolamento elétrico inadequado;
• Alinhamento incorreto dos VWUDLQ JDJHV durante o processo de
colagem;
• Umidade gerada pelo contato do operador com o VWUDLQJDJH;
• Rugosidade da superfície de contato.
Para se colar os medidores de deformação nas barras é necessário fazer-
se a usinagem dos locais de instrumentação (Figura 4a). Este processo altera a
área da seção transversal da barra de aço, podendo variar de um VWUDLQ JDJH
para outro.
Com o objetivo de se minimizar estes efeitos, foram realizados ensaios de
calibração em todas as barras instrumentadas, permitindo assim obter a curva
carga versus deformação para cada extensômetro elétrico.
O sistema de aquisição de dados dos ensaios de arrancamento consiste
em um sistema eletrônico de alimentação dos extensômetros elétricos e
aquisição de dados gerados pelos instrumentos. A Figura 5 apresenta um
esquema de funcionamento do sistema de aquisição de dados.
A caixa que contém a placa de aquisição de dados é alimentada pela
energia elétrica da rede externa. A energia é transformada em 3 Volts que
alimentam a caixa com as pontes de : KHDVWRQH, que por sua vez alimentam os
VWUDLQJDJHV das barras instrumentadas. A célula de carga é energizada por uma
bateria de 10 Volts independente. Os sinais elétricos da barra instrumentada e
da célula de carga são enviados para a placa de aquisição de dados que fazem
a decodificação das leituras de voltagem e são armazenadas no computador.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
57
Caixa com as
Pontes de
:KHDVWRQH
Placa de
aquisição de
dados
Barra
Instrumentada
com VWUDLQ
JDJHV
Célula de
Carga
Computador
Programa de
aquisição de
dados
Bateria de
alimentação
(10 Volts)
Caixa com as
Pontes de
:KHDVWRQH
Placa de
aquisição de
dados
Barra
Instrumentada
com VWUDLQ
JDJHV
Célula de
Carga
Computador
Programa de
aquisição de
dados
Bateria de
alimentação
(10 Volts)
Figura 5 - Esquema de funcionamento do sistema de aquisição de dados da
instrumentação.
O programa de aquisição de dados compila os dados de leitura da célula
de carga e dos extensômetros elétricos no decorrer do tempo. Os dados são
armazenados em unidades de voltagem e, posteriormente, transformados
através das curvas de calibração.

(QVDLRVGHFDOLEUDomRGDVEDUUDV
Os ensaios de calibração foram realizados em ciclos de carregamento e
descarregamento das barras, onde através do sistema de aquisição de dados
eram medidas as cargas e as leituras dos VWUDLQ JDJHV. Estes ensaios foram
executados com as barras inseridas em um tubo semi-rígido que servia de base
de reação do macaco de aplicação de carga (Figura 6).
As cargas eram aplicadas em incrementos de força de 8,5kN até a carga
máxima de 120kN, a partir da qual eram realizados o descarregamento e
recarregamento para se verificar o comportamento dos VWUDLQJDJHV em função
dos diferentes ciclos de carga. Entre cada estágio de carga, aguardava-se o
período de tempo necessário para a estabilização das deformações ao longo da
barra.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
58
Figura 6 - Sistema dos ensaios de calibração das barras.
A Figura 7 apresenta as curvas carga-deformação de um extensômetro
elétrico medidas durante o ensaio de carregamento cíclico. Para fins de
comparação, observa-se na figura a curva correspondente às deformações
calculadas utilizando a lei de Hooke, comsiderando o diâmetro nominal da bara
de aço (22mm) e o diâmetro médio reduzido após a usinagem das áreas de
colagem dos VWUDLQJDJHV (cerca de 16mm).
Pode-se observar um comportamento linear do extensômetro elétrico
durante os respectivos ensaios de carregamento e descarregamento. Nota-se
ainda uma diferença significante quando se compara os valores experimentais
com os calculados através da lei de Hooke com o diâmetro nominal de
fabricação das barras (22mm). Isto não ocorre no caso da lei de Hooke com o
diâmetro após a isinagem (16mm), cuja reta coincide com os resultados da
calibração. Isto demonstra a importância de realizar a calibração prévia dos
VWUDLQ JDJHV, uma vez que os reais parâmetros da barra e o processo de
instalação da instrmentação são considerados.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
59
0
20
40
60
80
100
120
140
0 5 10 15 20 25 30
'HIRUPDomR
&DUJDN1
Carregamento 1
Descarregamento 1
Carregamento 2
Lei de Hooke 1
Lei de Hooke 2
D
nominal
=
20 mm
D
usinado
=
16,3 mm
Figura 7 – Comportamento de um VWUDLQJDJH durante o ensaio de calibração.
Através dos ensaios de calibração pode-se definir a relação carga (kN)
versus deformação específica para cada extensômetro elétrico e, desta forma,
considerar os fatores intrínsecos aos processos de preparação, colagem e
ligação dos VWUDLQJDJHV.
A fim de se trabalhar com uma única constante de calibração para
transformação das variações de leituras (mV) em deformação específica, fez-se
necessário a utilização de um tratamento estatístico envolvendo todos
extensômetros elétricos utilizados nesta campanha de ensaios e seus devidos
ciclos de carregamento.
A carga de trabalho dos extensômetros pode ser definida através das
equações seguintes:
3
( ) 4,316. .10
) N1
ε
=
(3.3)
( ) 28,76.
) N1 /
= ∆
(3.4)
onde: ε = deformação específica; F = força em kN; ∆L = variação da leitura em
(mV).
A Figura 8 mostra a dispersão das deformações calculadas a partir da reta
de calibração média (Equação(3.3)) e da equação de Hooke com o diâmetro
reduzido médio após usinagem, medido com o auxílio de um paquímetro
(16,3mm). Quando comparado este valor com o diâmetro calculado através da
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
60
retro-análise da curva de calibração, pode-se estimar o erro do sistema de
aquisição de dados. Este erro é atribuído às variações da corrente elétrica
durante a execução dos ensaios e/ou à falhas no aterramento do sistema.
0
5
10
15
20
25
30
35
0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 6,0 7,0
'HIRUPDomR
&DUJDN1
Carga x Def. dos SG Carga x Def. de Hooke
Figura 8 – Curvas carga versus deformações experimentais médias e calculadas.
O erro aproximado calculado foi de no máximo 0,66%, considerado
desprezível para o cálculo das deformações resultantes dos ensaios de
arrancamento.

([HFXomRGRVHQVDLRVGHDUUDQFDPHQWR
Foram realizados 8 ensaios de arrancamento ao longo da escavação da
encosta. Para cada cota selecionada, executaram-se 2 ensaios, um com grampo
instrumentado para se observar à distribuição dos carregamentos, e outro com
grampo não instrumentado para verificar o valor da resistência ao arrancamento
obtido no primeiro ensaio.
Desta forma, a campanha de ensaios de campo se dividiu em 4 grupos
realizados em etapas distintas da escavação. Em cada grupo eram realizados os
2 ensaios de arrancamento instrumentado e não instrumentado. Os grupos de
ensaios de arrancamento foram denominados de AR01, AR02, AR03 e AR04 e
ocorreram nas cotas 35m, 27m, 21m e 17,5m, respectivamente (Figura 9). Os
grampos de sacrifício, a serem ensaiados, eram inseridos entre os grampos de
projeto para não afetar o desempenho da estrutura de contenção. Os grampos
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
61
de arrancamento em cada cota de ensaio eram separados entre si por uma
distância de 3m.
Figura 9 – Localização das cotas dos grampos de ensaios de arrancamento na
escavação.

3URFHGLPHQWRVGHHQVDLR
Os ensaios de arrancamento foram executados utilizando um macaco
hidráulico com capacidade de 600kN e um extensômetro mecânico com curso de
20mm e precisão de 0,01mm, posicionado na placa de referência. As cargas
foram medidas com uma célula de carga de capacidade de 200kN. Na Figura 10
pode-se ver o esquema de montagem dos ensaios de arrancamento.
Etapa AR01
Cota 35m
Etapa AR02
Cota 25m
Etapa AR03
Cota 21m
Etapa AR04
Cota 17,5m
Ensaio AR01
Cota 35m
Ensaio AR02
Cota 27m
Ensaio AR03
Cota 21m
Ensaio AR04
Cota 17,5m
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
62
Figura 10 - Montagem do ensaio de arrancamento (adaptado de Ortigão e Sayão, 1999).
Os ensaios foram executados em estágios crescentes, com uma carga
inicial de 20kN (pré-carga ou carga de aperto), carga necessária para
acomodação do conjunto de placas, macaco hidráulico, célula de carga e
extensômetro. Os incrementos de carga foram de 8,5kN e as medidas de
deslocamentos na cabeça do grampo eram realizadas ao final de cada estágio
de carregamento, até a sua estabilização.
Nos grampos instrumentados o intervalo de tempo entre os estágios eram
mais longos, permitindo uma maior aquisição de dados. Este período era
controlado pelo operador do sistema, através do monitoramento da curva tempo
versus variação das leituras, até a estabilização dos extensômetros elétricos
instalados nas barras.
Nos ensaios de arrancamento os grampos eram levados até a ruptura.
Após este estágio, a carga era mantida constante para se determinar à
ocorrência de um patamar de resistência residual (pós-pico). Em alguns casos,
os ensaios foram interrompidos por limitações da célula de carga (200kN).
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
63

5HVXOWDGRVREWLGRV
Os resultados dos ensaios de arrancamento são apresentados
relacionando-se a carga aplicada nos grampos com o deslocamento da cabeça.
Para os grampos instrumentados com VWUDLQJDJHV são também apresentados as
curvas de distribuição das cargas ao longo dos grampos.
A resistência ao arrancamento máxima ocorrida na interface solo/grampo
pode ser definida através da equação seguinte:
/'
7
T
..
π
=
(3.5)
onde: q
s
= atrito lateral unitário; T
n
= carga máxima; D = diâmetro do furo; L
a
=
comprimento injetado.
As curvas de distribuição de cargas foram traçadas somente para o trecho
injetado com nata de cimento, assumindo-se que as cargas aplicadas na
extremidade externa do grampo (cabeça) se transmitem com a mesma
intensidade no trecho livre de 1m.
As Figuras 39 e 40 apresentam o conjunto de resultados referentes aos
ensaios de arrancamento AR01 localizados na cota de 35m.
Observa-se da Figura 11 que as cargas máximas atingidas são iguais a
117,1 e 198,2kN para os grampos instrumentado e não instrumentado,
respectivamente.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
64
0
20
40
60
80
100
120
140
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45
'HVORFDPHQWRGRJUDPSRPP
&DUJDDSOLFDGDN1
(a) grampo instrumentado
0
50
100
150
200
250
0 2 4 6 8 10 12 14
(b) grampo não instrumentado
Figura 11 – Resultados dos ensaios de arrancamento AR01: (a) grampo
instrumentado; (b) grampo não instrumentado.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
65
0
20
40
60
80
100
120
140
0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0
&RPSULPHQWRGRVJUDPSRVP
&DUJDQRJUDPSRN1
Figura 12 - Distribuição das cargas ao longo do grampo instrumentado do ensaio AR01.
Na Figura 11 nota-se uma grande diferença na carga de arrancamento do
ensaio instrumentado (117,4kN) e a carga máxima aplicada no grampo não
instrumentado (198,2kN). Atribui-se este fato à ocorrência de um grande nicho
de cupins na zona do ensaio não instrumentado. O cupinzeiro foi detectado
durante a execução da obra e, por recomendação do projetista, foi injetada nata
de cimento em toda a zona afetada para preenchimento dos vazios. A injeção de
nata pode ter gerado uma zona de alta resistência na região deste grampo. Isto
pode explicar a maior resistência ao arrancamento do grampo não instrumentado
em relação ao instrumentado. Vale lembrar que os grampos de arrancamento
em todas as cotas distam entre si de 3m.
De fato, o grampo não instrumentado AR01 não atingiu a ruptura (Figura
11b). A carga aplicada alcançou valores próximos do limite de trabalho da célula
de carga, impedindo a determinação da real resistência ao arrancamento deste
ensaio. Ao contrário do grampo instrumentado (Figura 11a), cuja resistência ao
arrancamento é igual a 166 kPa, calculada através da Equação (3.5).
Na Figura 12 tem-se a distribuição das cargas ao longo do grampo
instrumentado AR01, cujo comportamento é semelhante ao apresentado por
Clouterre (1991).
As Figuras 41 e 42 apresentam os resultados referentes aos ensaios
AR02 realizados na cota 27m.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
66
0
20
40
60
80
100
120
140
160
0 5 10 15 20 25 30
'HVORFDPHQWRGRJUDPSRPP
&DUJDDSOLFDGDN1
(a) grampo instrumentado
0
20
40
60
80
100
120
140
160
180
0 5 10 15 20 25 30
'HVORFDPHQWRGRJUDPSRPP
&DUJDDSOLFDGDN1
(b) grampo não instrumentado
Figura 13 - Resultados dos ensaios de arrancamento AR02: (a) grampo instrumentado;
(b) grampo não instrumentado.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
67
0
20
40
60
80
100
120
140
0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0
Figura 14 - Distribuição das cargas ao longo do grampo instrumentado do ensaio AR02.
Da Figura 13a, observa-se que a carga máxima para o grampo
instrumentado AR02 é de 150,4kN, com resistência ao arrancamento igual a
216kPa. Similarmente, obtem-se uma carga máxima de 168,2kN e uma
resistência ao arrancamento de 249kPa para o grampo não instrumentado AR02.
Nos ensaios AR02, nota-se uma pequena diferença entre as resistências
dos grampos instrumentado e não instrumentado. Quando comparadas, as
cargas de ruptura apresentam uma variação de 13% e o comportamento carga
versus deslocamento dos grampos foi muito similar para ambos os casos.
A Figura 14 apresenta a distribuição das cargas ao longo do grampo
instrumentado AR02. Neste caso, observa-se que as cargas aferidas pelos VWUDLQ
JDJHV posicionados a 0,5, 1,0 e 1,5m são muito parecidas ao longo dos estágios
de carregamento. Admite-se ter ocorrido uma falha na injeção deste grampo, ou
grande retração da nata, originando uma zona com pouco contato solo/nata de
cimento. Assim, a transmissão de cargas se dá de forma constante neste trecho,
tendo um comportamento similar ao do trecho livre. Isto poderia justificar a
menor resistência lateral do grampo instrumentado quando comparada ao do
grampo não-instrumentado.
As Figuras 43 e 44 apresentam os resultados dos ensaios de
arrancamento do ensaio AR03.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
68
0
20
40
60
80
100
120
140
160
180
200
0 5 10 15 20 25 30
'HVORFDPHQWRGRJUDPSRPP
&DUJDDSOLFDGDN1
(a) grampo instrumentado
0
20
40
60
80
100
120
140
160
180
200
220
0 5 10 15 20 25 30 35
'HVORFDPHQWRGRJUDPSRPP
&DUJDDSOLFDGDN1
(b) grampo não instrumentado
Figura 15 -. Resultados dos ensaios de arrancamento AR03: (a) grampo instrumentado;
(b) grampo não instrumentado.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
69
0
20
40
60
80
100
120
140
160
180
0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0
Figura 16 - Distribuição das cargas ao longo do grampo instrumentado do ensaio AR03.
Na Figura 15 observa-se a semelhança entre os ensaios AR03
instrumentado e não instrumentado, considerando-se a carga de ruptura e o
comportamento carga versus deslocamento da cabeça do grampo. Verifica-se
que a carga de ruptura e a resistência ao arrancamento são iguais a 190,1kN e
269kPa para o grampo instrumentado e, 198,3kN e 280kPa para o não
instrumentado.
Observando-se a distribuição de cargas ao longo do grampo instrumentado
AR03 (Figura 16), nota-se que, para os primeiros estágios de carregamento as
cargas foram semelhantes nos VWUDLQ JDJHV localizados a 0,5m e 1m de
comprimento injetado. Pode-se atribuir este comportamento aos mesmos
motivos do ensaio do grampo AR02. Outra dificuldade foi encontrada neste
ensaio. Quando a carga atingiu o nível de 125kN, foi perdido o contato do SG 0
(a 0,5m). Como o circuito de alimentação do sinal elétrico dos VWUDLQJDJHV é em
série, houve perda do zero de referência de carregamento dos outros
extensômetros elétricos. Assim, não se conseguiu monitorar a distribuição de
carga ao longo dos grampos para os estágios de carga subseqüentes.
As Figuras 45 e 46 apresentam os resultados referentes aos ensaios de
arrancamento AR04.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
70
0
20
40
60
80
100
120
140
160
180
200
0 5 10 15 20 25 30 35
(a) grampo instrumentado
0
20
40
60
80
100
120
140
160
180
200
0 5 10 15 20 25 30 35
(b) grampo não instrumentado
Figura 17 – Resultados dos ensaios de arrancamento da etapa AR04: (a) grampo
instrumentado; (b) grampo não instrumentado.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
71
0
20
40
60
80
100
120
140
0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0
&RPSULPHQWRGRJUDPSRP
&DUJDQRJUDPSRN1
Figura 18 - Distribuição das cargas ao longo do grampo instrumentado do ensaio AR04.
Os ensaios AR04 mostram comportamentos mecânicos semelhantes entre
si. As cargas de ruptura e resistências ao arrancamento são iguais a 182,6kN e
258kPa para o grampo instrumentado e, 185,6kN e 263kPa para o grampo não
instrumentado.
Na Figura 18 pode-se observar a distribuição de carga do grampo AR04
semelhante a apresentada por Clouterre (1991). Neste ensaio, o SG 4 (na
posição de 2,5m) não funcionou durante a execução do ensaio. Este fato pode
ser atribuído a algum problema durante o processo de instalação ou transporte
do grampo até o local da obra, pois, quando realizada a calibração prévia da
barra, observou-se que o VWUDLQJDJH funcionava adequadamente.
A Tabela 3 resume os resultados dos 8 ensaios de arrancamento
realizados.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
72
Tabela 3 – Resumo dos resultados dos ensaios de arrancamento.
&RWD
P
(QVDLR 7LSRGHJUDPSR
&DUJDGH
UXSWXUD
N1
5HVLVWrQFLDDR
$UUDQFDPHQWR
N3D
0pGLD
N3D
instrumentado 117,4 166
35,0 AR01
não instrumentado
SR SR
166
instrumentado 150,4 216
27,0 AR02
não instrumentado
168,2 249
227
instrumentado 190,1 269
21,0 AR03
não instrumentado
198,3 280
274
instrumentado 182,8 258
17,5 AR04
não instrumentado
185,6 263
260
SR = Sem Ruptura
A análise dos dados apresentados na Tabela 3 mostra uma semelhança
entre as resistências obtidas nos ensaios AR02, AR03 e AR04. É importante
ressaltar que os ensaios de caracterização das amostras respectivas a cada cota
de ensaio (Capítulo 4) indicam que estes solos são classificados como uma areia
argilosa, enquanto que o material correspondente ao ensaio AR01 é classificado
como uma argila arenosa.
Observa-se um nítido aumento da resistência ao arrancamento (q
s
) quando
comparados os ensaios AR01 e AR02. Este aumento pode ser atribuído à
variação do tipo de solo apresentado nestas cotas de escavação.
Quando comparados os ensaios AR02, AR03 e AR04, pode-se notar uma
diferença não desprezível entre os valores de resistência ao arrancamento. Isto
pode ser justificado pela maior resistência e menor deformabilidade da areia
argilosa nas diferentes profundidades.
Outra observação importante refere-se à comparação entre os valores de
resistência ao arrancamento dos grampos instrumentado e não instrumentado na
mesma cota. Pode-se observar em todos os ensaios (exceto o AR01) que os
valores de resistência ao arrancamento dos grampos não instrumentados são
um pouco superiores quando comparados aos instrumentados. Isto sugere uma
pequena interferência da instrumentação das barras no valor da carga portante
dos grampos. De fato, a área da barra de aço em contacto com a nata de
cimento é reduzida pela presença do cabo de proteção dos fios de ligação dos
VWUDLQJDJHV Este cabo foi selecionado atentando-se para ocupar a menor área
possível da barra e possibilitar a passagem de todos os fios. O efeito de redução
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
73
da área de contacto cabo-barra foi considerado desprezível. Entretanto, os
resultados dos ensaios sugerem uma possível influência.
Considerando os resultados dos ensaios de arrancamento executados,
obtem-se dois valores de resistência ao arrancamento em função das
características dos solos. O primeiro corresponde à região de ensaios AR01,
onde o perfil de alteração do talude mostra um solo residual maduro, classificado
como uma argila arenosa, conforme os ensaios de caracterização (Capítulo 4). O
segundo corresponde ao solo residual jovem da região de ensaios AR02, AR03
e AR04, classificado como uma areia argilosa. A Tabela 4 resume os resultados
da resistência ao arrancamento em função das características dos materiais.
Tabela 4 - Valores representativos de atrito lateral.
&RWDP (QVDLR 7LSRGHVROR $WULWRODWHUDON3D
35,0 AR01 Argila arenosa 166
27,0 AR02 227
21,0 AR03 274
17,5 AR04
Areia argilosa
260
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA

3URJUDPDH[SHULPHQWDOGHODERUDWyULR
Neste capítulo são apresentados e discutidos os resultados obtidos no
programa experimental de laboratório da presente pesquisa. Os ensaios
realizados objetivaram a determinação de parâmetros de resistência que
auxiliassem a análise da resistência lateral dos grampos na encosta de solo
residual de gnaisse, o programa de experimentos envolveu os seguintes
ensaios:
• ensaios de caracterização;
• ensaios de cisalhamento direto convencionais;
• ensaios de cisalhamento direto na interface solo-nata de cimento
Para a realização deste programa experimental foram utilizados 8 blocos
cúbicos de amostras indeformadas, com 30 cm de aresta, de solo residual
coletados ao longo do perfil do talude. Os blocos foram retirados aos pares para
garantir quantidade suficiente de material para realização da campanha
completa de ensaios. Os pares de blocos foram retirados nas mesmas cotas de
realização dos ensaios de arrancamento ((UUR )RQWH G H  UHIHUrQFLD QmR
HQFRQWUDGD), nas áreas vizinhas aos furos de instalação dos grampos (Figura
1). Estes cuidados foram tomados a fim de se garantir a maior
representatividade do material coletado em relação ao da superfície lateral do
grampo
Os blocos foram extraídos, embalados e transportados pela equipe técnica
do Laboratório de Geotecnia da PUC-Rio, onde todos os cuidados foram
tomados para a preservação das características estruturais e do teor de umidade
do material.
Os blocos foram identificados, portanto, considerando a cota de escavação
e seqüência de extração (Figura 1), da seguinte forma:
• B01 – blocos retirados na cota 35,0m;
• B02 – blocos retirados na cota 27,0m;
• B03 – blocos retirados na cota 21,0m;
• B04 – blocos retirados na cota 17,5m.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
75
Par de blocos
da cota 35m
Furo do ensaio de
arrancamento
Figura 1 – Coleta das amostras indeformadas à frente dos furos de ensaios de
arrancamento.

(QVDLRVGHFDUDFWHUL]DomR
Os ensaios de caracterização foram realizados seguindo os procedimentos
sugeridos pela NBR 6457 (Preparação de amostras: compactação e
caracterização), NBR 7181 (Análise granulométrica), NBR 6508 (Densidade real
dos grãos), NBR 6459 (Limite de liquidez) e NBR 7180 (Limite de plasticidade).
As amostras foram previamente secas ao ar, destorroadas e
homogeneizadas. Para a realização dos ensaios de caracterização, utilizou-se
uma estufa com temperatura controlada em 105
o
C e uma balança com precisão
de 0,01g. Nos ensaios de sedimentação utilizou-se como defloculante uma
solução com hexametafosfato de sódio. A classificação do solo em função da
análise granulométrica baseou-se nas definições preconizadas pela ABNT.
A Tabela 1 apresenta um resumo dos principais resultados obtidos nos
ensaios de caracterização. Nesta tabela, os valores do teor de umidade
correspondem à média dos valores obtidos nas amostras utilizadas nos ensaios
de cisalhamento direto do solo.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
76
Tabela 1 – Resultados dos ensaios de caracterização.
% % % %
&DUDFWHUL]DomR Argila arenosa Areia argilosa
Areia argilosa
Areia argilosa
// 33,2 38,1 35,9 34,6
/3 17,5 24,7 23,7 22,9
,3 15,8 13,4 12,5 11,7
Z 15,0 15,8 17,1 17,3
* 2,69 2,73 2,71 2,74
& 294,5 205,2 120,5 114,1
& - 0,9 0,9 0,9
onde: LL = limite de liquidez; LP = limite de plasticidade; w = teor umidade
natural; G = densidade relativa dos grãos; C
u
= coeficiente de não uniformidade;
C
c
= coeficiente de curvatura.
A distribuição granulométrica também foi determinada e a Figura 2
apresenta as curvas granulométricas obtidas para as 4 profundidades de coleta
dos blocos.
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
0,001 0,01 0,1 1 10 100
'LkPHWURGRV*UmRVPP
3RUFHQWDJHP3DVVDGD
B01
B02
B03
B04
Figura 2 -Curvas granulométricas dos solos B01, B02, B03 e B04.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
77
De acordo com o Sistema Unificado de Classificação dos Solos (SUCS), o
solo da amostra B01 é classificado com sendo um solo de baixa plasticidade do
tipo CL (argila arenosa), enquanto que os solos dos blocos B02, B03 e B04 são
classificados como SC (areias argilosas).

(QVDLRVGHFLVDOKDP HQWRGLUHWR
Os ensaios de cisalhamento direto foram realizados com o objetivo de se
definir os parâmetros de resistência do solo e da interface solo/nata de cimento.
Os ensaios foram realizados nas amostras B01, B02, B03 e B04 seguindo
as recomendações de Lambe (1951). Foram realizados 51 ensaios de
cisalhamento direto, sendo que cada envoltória de resistência foi determinada a
partir de 3 ensaios com diferentes tensões normais. Realizaram-se ensaios em
corpos-de-prova de solo e de solo/nata de cimento em umidade natural e
submersos.
Nos ensaios de cisalhamento direto, a tensão normal no topo da amostra é
aplicada através de uma placa rígida conectada a um pendural para suporte dos
pesos. A carga cisalhante é transmitida ao corpo-de-prova através de um motor
elétrico que desloca a parte inferior da caixa de cisalhamento a uma velocidade
de deslocamento constante. A parte superior da caixa reage contra um anel
dinanométrico que é utilizado para a determinação das tensões cisalhantes de
ruptura.
Para a realização dos ensaios de cisalhamento direto foram utilizadas
prensas convencionais e um sistema automático de aquisição de dados.

&LVDOKDPHQWRGLUHWRQRVROR
Foram executados 6 ensaios convencionais de cisalhamento direto para
cada bloco de solo, sendo 3 ensaios em corpos-de-prova submersos e 3 ensaios
em amostras com teor de umidade natural, totalizando 24 ensaios. Este
procedimento teve como finalidade estabelecer os parâmetros de resistência ao
cisalhamento dos materiais ao longo do perfil de solo residual da encosta em
estudo.
A Tabela 2 mostra as principais características dos corpos-de-prova dos
ensaios realizados, tais como, tensão normal (σ
n
), teor de umidade inicial (w
i
) e
final (w
f
), graus de saturação inicial (S
i
) e final (S
f
), peso específico natural (γ
nat
) e
seco inicial (γd
i
) e índice de vazios inicial (e
o
).
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
78
Tabela 2 - Características dos corpos-de-prova dos ensaios de cisalhamento direto em
solo.
Os corpos-de-prova foram moldados com 101,6mm de lado e 20,0mm de
altura.
Os ensaios eram executados com as tensões normais de 50, 100 e
200kPa (3 corpos-de-prova por bloco), totalizando 12 ensaios de cisalhamento
$PRVWUD
&DUDFWHUtVWLFD
&LVDOKDPHQWR1DWXUDO &LVDOKDPHQWR6XEPHUVR
σ
n
(kPa)
50 100 200 50 100 200
w
i
(%)
14,19 14,86 14,59 16,59 15,24 14,43
w
f
(%)
13,85 14,56 13,36 26,67 25,69 24,54
S
i
(%)
46,60 45,20 42,00 46,20 49,10 51,10
γ
nat
(kN/m
3
)
16,62 16,13 15,68 15,69 16,47 17,22
γd
il
(kN/m
3
)
14,55 14,05 13,68 13,46 14,30 15,05
B01
e
0
0,82 0.89 0,94 0,94 0,86 0.84
σ
n
(kPa)
50 100 200 50 100 200
w
i
(%)
15,29 15,29 16.33 16,31 15,35 15,96
w
f
(%)
14,00 15,17 15,,25
17,60 17,01 17,06
S
i
(%)
53,80 53,60 52,30 50,90 50,30 53,70
γ
nat
(kN/m
3
)
17,29 17,27 18,07 17,89 16,77 18,45
γd
i
(kN/m
3
)
15,00 14,98 15,53 15,38 14,54 15,96
B02
e
0
0,77 0,77 0,71 0,73 0,83 0,68
σ
n
(kPa)
50 100 200 50 100 200
w
i
(%)
17,60 17,01 17,06 17,31 16,52 17,34
w
f
(%)
17,16 16,98 16,80 28,69 28,60 24,98
S
i
(%)
54,60 57,10 55,2 52,10 54,70 53,20
γ
nat
(kN/m
3
)
16,63 17,19 18,19 17,75 17,02 17,87
γd
i
(kN/m
3
)
14,17 14,69 15,54 15,13 14,61 15,23
B03
e
0
0,87 0,81 0,71 0,75 0,82 0,74
σ
n
(kPa)
50 100 200 50 100 200
w
i
(%)
15,49 16,87 16,05 18,50 18,40 18,41
w
f
(%)
15,46 16,35 18,49 27,63 25,94 25,40
S
i
(%)
60,00 61,00 67,30 60,20 60,50 55,10
γ
nat
(kN/m
3
)
16,67 17,74 18,06 17,11 17,23 17,23
γd
i
(kN/m
3
) 14,43 15,18 15,25 14,49 14,55 14,84
B04
e
0
0,84 0,75 0,74 0,83 0,82 0,79
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
79
direto em condições submersas e 12 com teor de umidade natural. As fases de
adensamento tiveram duração de 12h para os ensaios submersos e 4h para os
ensaios na condição natural e serviram para a determinação da velocidade da
fase de cisalhamento igual a 0,0487mm/min. Esta velocidade foi determinada
segundo as recomendações de Gibson e Henkel (1954), de modo a garantir uma
condição totalmente drenada durante a fase de cisalhamento.
O Apêndice 1 mostra as curvas tensão cisalhante ( ) versus deslocamento
horizontal ( h) e deslocamento vertical ( v) versus deslocamento horizontal ( h)
obtidas para as amostras dos blocos B01, B02, B03 e B04, nas condições de
umidade natural e submersa.
Em alguns casos, as curvas tensão cisalhante ( ) versus deslocamento
horizontal ( h) mostram a inexistência de pico de resistência para determinados
níveis de tensão normal. Desta forma, adotou-se como critério de ruptura do
solo, o nível correspondente à inclinação constante da curva tensão cisalhante
( ) versus deslocamento horizontal ( h). Este critério de ruptura também foi
adotado por Campos & Carrillo (1995) em ensaios de sucção controlada e
ensaios submersos em amostras indeformadas de solo residual, cujos
resultados também indicavam a ausência de picos.
Os resultados de cisalhamento direto em corpos de prova submersos, de
uma maneira geral, não apresentaram pico, exibindo compressão volumétrica
durante toda a fase de cisalhamento, com exceção dos ensaios realizados na
amostra do bloco B02 com tensão vertical de 50kPa, onde se nota um pico
acentuado na curva tensão versus deslocamento horizontal e o material
apresenta uma expansão volumétrica durante o cisalhamento.
Por outro lado, os ensaios realizados em corpos-de-prova na umidade
natural (não submerso) apresentaram um pico acentuado para os primeiros
estágios de carregamento, variando de acordo com a profundidade de extração
das amostras.
Na amostra B01 em estado natural não se verificou pico para nenhum nível
de tensão, indicando um comportamento de material normalmente adensado. As
amostras dos blocos B02, B03 e B04 mostraram comportamentos similares,
apresentando um pico bem definido para as tensões verticais de 50 e 100kPa e
indicando um comportamento semelhante ao de materiais pré-adensados.
Note-se, porém, que a sucção que ocorre no material não saturado não é
conhecida e pode atingir um valor relevante. Desta forma, não é apropriado
definir a tensão média de pré-adensamento do material quando ensaiado na
umidade natural.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
80
As envoltórias dos ensaios de cisalhamento direto das amostras dos
blocos B1 a B4 nas condições natural e submersa são apresentadas nas Figuras
49 a 52, respectivamente. A
Tabela apresenta um resumo dos parâmetros de resistência.
0
50
100
150
200
0 50 100 150 200 250
Solo Natural Solo Submerso
Figura 3 - Envoltória de resistência ao cisalhamento do solo B01.
0
50
100
150
200
250
0 50 100 150 200 250
7HQVmR9HUWLFDON3D
7HQVmR&LVDOKDQWHN3D
Solo Natural Solo Submerso
Figura 4 - Envoltória de resistência ao cisalhamento do solo B02.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
81
0
50
100
150
200
250
0 50 100 150 200 250
7HQVmR9HUWLFDON3D
7HQVmR& LVDOKDQWHN3D
Solo Natural Solo Submerso
Figura 5 - Envoltória de resistência ao cisalhamento do solo B03.
0
50
100
150
200
250
0 50 100 150 200 250 300
7HQVmR9HUWLFDON3D
7HQVmR&LVDOKDQWHN3D
Solo Natural Solo Submerso
Figura 6 Envoltória de resistência ao cisalhamento do solo B04.
A
Tabela apresenta os resultados de coesão e ângulo de atrito para os
solos em estudo, nas condições de umidade natural e submersa. É importante
destacar que os coeficientes de linearidade (R
2
) das envoltórias dos solos em
estudo foram superiores a 0,99.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
82
Tabela 3 - Parâmetros de resistência dos solos
$PRVWUD &RQGLomR ÆQJXORGHDWULWR &RHVmRN3D
Natural 29,6
o
36,4
%
Submersa 24,9
o
22,3
Natural 36,1
o
69,1
%
Submersa 34,9
o
26,4
Natural 36,4
o
61,2
%
Submersa 33,8
o
28,4
Natural 36,6
o
51,5
%
Submersa 36,3
o
25,8
Através dos envoltórias de resistência e dos dados apresentados na
Tabela 3, nota-se uma similaridade nos valores das amostras dos blocos
B02, B03 e B04, como o esperado, pois os materiais destes blocos apresentam
as mesmas características.

&LVDOKDPHQWRGLUHWRQDLQWHUIDFHVRORFLPHQWR
Com o objetivo de se avaliar a resistência da interface solo/nata de
cimento, foram realizados ensaios de cisalhamento direto em amostras
compostas por estes dois materiais, sendo a superfície de ruptura coincidente
com a interface.

0ROGDJHPGRVFRUSRVGHSURYD
Os corpos-de-prova eram moldados a partir das amostras indeformadas
(B01, B02, B03 e B04), utilizando-se o mesmo amostrador do ensaio de
cisalhamento direto, sendo regularizado no topo e na base.
Para facilitar a moldagem e garantir a mesma altura para os dois materiais
(10mm), foi utilizado um molde de madeira com lados de 9,5cm e altura de
10mm, o qual servia para extrair a metade superior de solo (Figura 7).
Em seguida, o amostrador era tirado deste gabarito e invertido, as
condições de rugosidade da interface eram simuladas e o espaço era
preenchido com a nata de cimento (Figura 8). O conjunto era protegido por
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
83
papel-filme e levado à câmera úmida. Após 3 dias, procedia-se a regularização
da superfície de nata de cimento, utilizando-se parafina quente para o
preenchimento de eventuais retrações durante a cura e garantir alturas
exatamente iguais das duas partes do conjunto.
Figura 7 – Corpo-de-prova no molde para o faceamento da metade superior.
(a) (b)
Figura 8 – Moldagem dos corpos-de-prova: (a) preenchimento do amostrador com nata de
cimento; (b) conjunto antes da fase de cura.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
84
Figura 9 – Vista lateral do corpo-de-prova de interface solo/nata de cimento.

3UHSDUDomRGDQDWDGHFLPHQWR
Os procedimentos de preparação da nata de cimento eram idênticos aos
realizados no caso de obra estudado. A nata de cimento era preparada com
cimento Portland com fator água/cimento igual a 0,6. Para moldagem de cada
corpo-de-prova de cisalhamento direto eram necessários 100 gramas de cimento
onde eram adicionados 60ml de água e misturados através de agitação manual
com o auxílio de uma espátula.
Magalhães (2005) realizou ensaios para a resistência da nata de cimento
nestas condições. Foram realizados ensaios de tração diametral (ensaio
brasileiro) em corpos-de-prova com 5cm de diâmetro e altura de 2,5cm e ensaios
de compressão uniaxial em corpos de prova com 5cm de diâmetro e 10cm de
altura. Os resultados de resistência à tração (σ
t
) e compressão uniaxial (σ
c
) são
apresentados na Tabela 4.
Tabela 4 - Resistência à tração e à compressão uniaxial da nata de cimento
&RUSRGH3URYD
V 03D V 03D
CP 01 0,98 11,10
CP 02 0,71 11,11
CP 03 1,02 9,63
CP 04 1,19 10,96
0pGLD 0,98 10,70
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
85

'HILQLomRGDUXJRVLGDGHGRVFRUSRVGHSURYD
Os parâmetros de resistência da interface são diretamente afetados pelas
condições de rugosidade impostas na superfície de contato entre os dois
materiais.
As condições de rugosidade nos ensaios de cisalhamento direto foram
similares às condições obtidas da análise feita em grampos submetidos a
ensaios de arrancamento que foram exumados por Magalhães (2005). A
rugosidade da nata de cimento era imposta na interface nata/solo através de
sulcos executados com estilete em diversas direções (Figura 10). Após a
execução dos ensaios, os corpos-de-prova eram analisados com o objetivo de
verificar se as rugosidades simuladas correspondiam às condições reais de
campo da interface grampo/maciço terroso.
Figura 10 - Simulação da rugosidade no contato solo/nata de cimento.
A Figura 11 ilustra a semelhança de aspectos entre a interface solo/nata
de cimento da amostra de laboratório e a superfície dos grampos submetidos
aos ensaios de arrancamento no campo, os quais foram exumados e analisados
por Magalhães (2005).
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
86
(a) (b)
Figura 11 Comparação das rugosidades: (a) grampos exumados em campo; (b) interface
solo/nata de cimento no laboratório.

([HFXomRGRVHQVDLRVGHLQWHUIDFH
Os ensaios de cisalhamento direto de interface consistiram, basicamente,
em deslocar a metade inferior do corpo-de-prova (nata de cimento) em relação à
metade superior (solo), determinando-se, assim, para cada tensão normal, o
valor do esforço cortante necessário para provocar a ruptura na interface solo/
nata de cimento.
Os procedimentos de ensaio foram exatamente os mesmos adotados para
os ensaios de cisalhamento nos corpos-de-prova compostos somente por solo.
Foram realizados ensaios com interfaces nas condições submersa e natural dos
blocos B01, B02, B03 e B04.
Para evitar que a interface solo/nata de cimento não coincidisse com a
superfície de ruptura após o adensamento do solo, os corpos de prova foram
colocados na caixa de cisalhamento com a nata de cimento na parte inferior.
A Figura 12 ilustra uma amostra com interface solo/nata de cimento após o
ensaio de cisalhamento direto. Os resultados dos ensaios são apresentados
através das curvas tensão cisalhante ( ) versus deslocamento horizontal ( h) e
deslocamento vertical ( v) versus deslocamento horizontal ( h), obtidas para as
amostras dos blocos B01, B02, B03 e B04, em condições de umidade natural e
submersa (Apêndice 2).
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
87
Figura 12 - Corpo-de-prova de interface solo/nata de cimento após o ensaio.
Os resultados dos ensaios de cisalhamento direto nas interfaces indicam
um comportamento similar para todas as amostras. Observa-se um pico de
tensão cisalhante para pequenos deslocamentos horizontais e, em seguida, um
patamar estável de resistência ao longo do ensaio.
Em alguns casos específicos, observa-se um crescimento linear da
resistência nos primeiros instantes do ensaio até o pico de ruptura. Este
comportamento pode ser atribuído à presença de nata de cimento nas laterais
do corpo-de-prova, formando uma camada esbelta nas bordas (Figura 13), que
impediu a ocorrência do cisalhamento na interface solo/nata de cimento nestes
primeiros instantes do ensaio.
Nata de cimento
escorrida pela lateral
do molde
Figura 13 – Detalhe de um corpo-de-prova com nata de cimento nas bordas.
As curvas deslocamento vertical ( v) versus deslocamento horizontal ( h)
geralmente mostram compressão volumétrica dos corpos-de-prova ao longo dos
ensaios, exceto no ensaio com tensão vertical de 50kPa da amostra B02 na
condição submersa. Este ensaio também não mostrou o pico característico de
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
88
resistência, evidente nos outros ensaios. Provavelmente, neste ensaio, a
superfície de cisalhamento não coincidiu com a interface solo/nata de cimento,
ocorrendo somente ruptura de solo. Por outro lado, os ensaios realizados em
corpos-de-prova na umidade natural (não submerso) apresentaram um pico
acentuado para os primeiros estágios de carregamento, variando de acordo com
a profundidade de extração das amostras.
As envoltórias de resistência dos ensaios de cisalhamento direto em
corpos-de-prova com interface solo/nata de cimento nas condições natural e
submersa das amostras dos blocos B1 a B4 são apresentadas nas Figuras 60 a
63, respectivamente. A Tabela 5 apresenta um resumo dos parâmetros de
resistência.
0
50
100
150
200
250
0 50 100 150 200 250
7HQVmR9HUWLFDON3D
7HQVmR&LVDOKDQWHN3D
interface Nat. pico interface sub. pico
Interface Nat. residual interface Sub.residual
Figura 14 - Envoltória de resistência ao cisalhamento da interface solo/nata de cimento –
B01.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
89
0
50
100
150
200
250
0 50 100 150 200 250
7HQVmR9HUWLFDON3D
7HQVmR&LVDOKDQWHN3D
interface Nat. pico interface sub. pico
Interface Nat. residual interface Sub. residual
Figura 15 - Envoltória de resistência ao cisalhamento da interface solo/nata de cimento -
B02.
0
50
100
150
200
250
0 50 100 150 200 250
7HQVmR9HUWLFDON3D
7HQVmR&LVDO KDQWHN3D
interface Nat. pico interface Sub. pico
interface Nat. residual interface Sub. residual
Figura 16 - Envoltória de resistência ao cisalhamento da interface solo/nata de cimento -
B03.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
90
0
50
100
150
200
250
0 50 100 150 200 250
7HQVmR9HUWLFDON3D
7HQVmR&LVDOKDQWHN3D
interface Nat. pico interface Sub. pico
Interface Nat.residual interface Sub. residual
Figura 17 - Envoltória de resistência ao cisalhamento da interface solo/nata de cimento -
B04.
Tabela 5 – Parâmetros de resistência da interface solo/nata de cimento
6RORQDWDGHFLPHQWR 5HVLVWrQFLDGHSLFR 5 HVLVWrQFLDUHVLGXDO
$PRVWUD
&RQGLomR
$GHVmR
N3D
ÆQJXORGH
DWULWR
$GHVmR
N3D
ÆQJXORGH
DWULWR
Natural 39,1 35,8
o
31,0 35,3
o
%
Submersa 23,3 27,2
o
14,7 27,0
Natural 26,2 40,8
o
11,8 39,2
%
Submersa 20.8 35,6
o
10,9 31,6
Natural 29,4 39,1
o
16,6 34,8
o
%
Submersa 22,0 36,1
o
15,8 33,7
o
Natural 25,68 38,6
o
25,4 32,8
o
%
Submersa 22,28 36,3
o
13,0 32,3
o
Analisando os dados da Tabela 5, observa-se a mesma semelhança
apresentada nos ensaios de cisalhamento direto dos solos. Nota-se que as
amostras de solo do bloco B01 apresentam uma coesão superior que as
amostras dos blocos B02, B03 e B04.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
91

5HVXOWDGRVGHFLVDOKDPHQWRGLUHWR
A análise dos ensaios de cisalhamento das amostras, nas condições
natural e submersa, solo/nata de cimento e solo/solo, permite algumas
conclusões.
Verifica-se que ocorre um decréscimo no valor da coesão na interação
solo-nata de cimento em relação à interação solo/solo para as diferentes
amostras estudadas. Observa-se um decréscimo considerável nos valores de
coesão quando comparados os ensaios de cisalhamento direto na interação
solo/solo nas condições natural e submersa, apresentando uma tendência de
variação com a sucção.
Nos ensaios de cisalhamento direto solo/solo, observou-se que o ângulo
de atrito não apresenta tendência de variação para as diferentes condições de
ensaio (natural e submersa). Quanto à profundidade, o ângulo de atrito varia da
cota 35m para as demais cotas de estudo. No entanto, nos ensaios de
cisalhamento direto realizado nas amostras de solo/nata de cimento, verificou-se
uma pequena variação do ângulo de atrito com redução de seu valor com a
saturação do corpo-de-prova.
Observa-se a variação dos valores de resistência ao cisalhamento quando
comparados os ensaios das amostras dos blocos B01 com as demais amostras.
Nos ensaios da interação solo/solo, nota-se que os parâmetros de resistência
das amostras do bloco B01 são inferiores aos parâmetros das amostras dos
outros blocos, podendo ser atribuído ao fato de se tratar de um solo residual
maduro.
Em relação aos ensaios de interface solo/nata de cimento na condição
natural, os ensaios realizados nas amostras do bloco B01 apresentam
parâmetros de resistência mais elevados que os das demais amostras. Isto
ocorre provavelmente pela maior penetração de nata de cimento nos vazios do
solo. Porém, observa-se que a amostra de solo do bloco B01 apresenta uma
queda acentuada nos parâmetros de resistência na condição submersa.
Possivelmente, a presença de água quebra as ligações físicas da interface
solo/nata de cimento, e a adesão e ângulo de atrito diminuem
consideravelmente. Enquanto que a redução dos parâmetros de resistência nas
amostras dos blocos B02, B03 e B04 são menos acentuadas com a presença de
água
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA

$QiOLVHGRVUHVXOWDGRV
Este capítulo apresenta uma análise comparativa dos resultados dos
ensaios realizados em laboratório e campo, apresentados anteriormente. O
objetivo principal reside na tentativa de associar o comportamento de resistência
dos grampos no campo aos parâmetros de resistência do solo e da interface
solo/nata de cimento obtidos em laboratório.
Os resultados dos ensaios de cisalhamento direto em solo e na interface
solo/nata de cimento, dos ensaios de caracterizição dos solos e as informações
do relatório de sondagem indicam que a campanha experimental de campo e
laboratório foi realizada em dois solos diferentes. Desta forma, pode-se definir
para o estudo apresentado neste capítulo, o solo 1 correspondendo à argila-
arenosa (solo residual maduro) dos ensaios da cota de 35m, e como solo 2
referente à areia-argilosa (solo residual jovem) das demais cotas de estudo (27,
21 e 17,5m).
A Figura 1 apresenta um esquema de locação dos ensaios ao longo do
talude com identificação dos solos 1 (argila-arenosa) e 2 (areia-argilosa).
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
93
Figura 1 – Perfil da escavação grampeada com as posições de arrancamento e
amostragem.

(QVDLRVGHFLVDOKDPHQWRGLUHWR
Para realização da análise comparativa entre os ensaios de campo e de
laboratório, avaliou-se que os ensaios de cisalhamento direto nas condições
naturais eram os que mais representavam as características reais de campo.
Da Figura 1 nota-se que o solo 1 é representado pelos ensaios realizados
no bloco 1, enquanto que os parâmetros de resistência do solo 2 podem ser
definidos através dos ensaios realizados nos blocos B02, B03 e B04. Assim,
pode se definir a envoltória média de resistência do solo 2 baseando-se nos
ensaios realizados nestes blocos, enquanto que para o solo 1 segue-se com os
mesmos parâmetros apresentados no capítulo 4 equivalentes aos ensaios
realizados no bloco 1.
As Figuras 65 e 66 apresentam as envoltórias de resistência ao
cisalhamento do solo e da interface solo/nata de cimento para os solos 1 e 2.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
94
0
50
100
150
200
250
0 50 100 150 200 250
7HQVmR9HUWLFDON3D
7HQVmR&LVDOKDQWHN3D
Solo-solo
interface solo/nata de cimento pico
interface solo/nata de cimento residual
Figura 2 - Envoltórias de resistência ao cisalhamento do solo 1.
0
50
100
150
200
250
0 50 100 150 200 250
7HQVmR9HUWLFDON3D
7HQVmR&LVDOKDQWHN3D
Solo-solo
interface solo/nata de cimento pico
interface solo/nata de cimento residual
Figura 3 - Envoltórias de resistência ao cisalhamento do solo 2.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
95
A Tabela 1 apresenta um resumo dos parâmetros de resistência de pico
dos solos 1 e 2.
Tabela 1 - Parâmetros de resistência dos solos 1 e 2.
Solo/solo Interface solo/nata (pico)
Amostra
Tipo de
solo
c’ (kPa)
φ’
c
a
’ (kPa)
δ’
Solo 1
Argila-
arenosa
36,4 29,6
o
39,1 35,8
o
Solo 2
Areia-
argilosa
59,0 36,4
o
30,6 37,9
o
onde: c’ = coesão do solo; φ’ = ângulo de atrito do solo; c
a
’ = adesão solo/nata
de cimento; δ’ = ângulo de atrito da interface solo/nata de cimento
Da Tabela 1 observa-se que, para o solo 1, os parâmetros de resistência
ao cisalhamento da interface solo/nata de cimento são superiores aos
parâmetros de resistência do solo. Entretanto, para o solo 2, esta condição se
inverte, sendo os parâmetros de resistência do solo superiores aos da interface
solo/nata. Este comportamento foi comentado no Capítulo 4.

&RHILFLHQWHGHLQWHUIDFH
A interação solo/nata de cimento depende basicamente das características
do solo que envolve o grampo e das características do contato entre o solo e a
nata de cimento. A resistência da interface pode ser representada pela seguinte
equação:
´ ´
.
F WJ
τ σ δ
= +
(5.1)
onde: τ = resistência ao cisalhamento na interface; c
a
’ = adesão solo/nata de
cimento; σ
n
= tensão normal aplicada à interface; δ’ = ângulo de atrito na
interface solo/nata de cimento.
Pode-se expressar os parâmetros de resistência da interface em função
dos parâmetros de resistência do solo (c’ e φ’). Para isso, utilizou-se um
coeficiente de interface (α) que pode ser definido como:
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
96
’’
’’
φσ
δ
σ
α
WJF
WJF
+
+
=
(5.2)
onde: α = coeficiente de interface; c
a
’ = adesão solo/nata de cimento; σ
n
=
tensão normal; δ’ = ângulo de atrito na interface solo/nata de cimento; c’ =
coesão do solo; φ’ = ângulo de atrito do solo.
Da Equação (5.2), pode-se definir as curvas de variação do coeficiente de
interface em função de σ Estas curvas estão apresentadas na Figura 4.
0,50
0,60
0,70
0,80
0,90
1,00
1,10
1,20
1,30
0 100 200 300 400 500
7HQVmR1RUPDON3D
)DWRU
D
Solo 1
Solo 2
Figura 4 – Variação do coeficiente de interface em função da tensão normal.
Observa-se que o coeficiente de interface é mais sensível à variação da
tensão normal no solo 2. No solo 1, o valor de α é praticamente constante com o
aumento da tensão normal, ou seja, os parâmetros c’ e c
a
’ são dominantes.
Determinado o coeficiente de interface, pode-se obter os parâmetros de
resistência ao cisalhamento da interface solo/nata diretamente a partir dos
parâmetros de resistência do solo, expressando a Equação (5.1) da seguinte
forma:
´ ´
.( . )
F WJ
τ α σ φ
= +
(5.3)
onde: α = coeficiente de interface: σ
n
= tensão normal aplicada; c’ = coesão do
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
97
solo; φ’ = ângulo de atrito do solo.

5HVLVWrQFLDDRDUUDQFDPHQWR
No Capítulo 3 foram apresentados os resultados dos ensaios de
arrancamento realizados ao longo da encosta em estudo. Para se comparar a
resistência ao arrancamento dos grampos com os ensaios de cisalhamento
direto em laboratório, foram avaliadas as tensões atuantes nos grampos.

$YDOLDomRGDVWHQV}HVDWXDQWH VQRVJUDPSRV
Na Figura 1 pode-se observar que as tensões atuantes nos grampos não
são idênticas para cada cota de ensaios de arrancamento. A determinação das
tensões normais nos grampos foi realizada através do programa computacional
de elementos finitos *HRVORSH comumente utilizado pela comunidade
geotécnica.
O programa fornece, entre outras coisas, as tensões atuantes nos planos
horizontal e vertical para cada ponto da malha pré-definida, bem como as
tensões principais atuantes nestes pontos. A Tabela 2 apresenta os dados de
saída do programa para cada cota de estudo. Foi utilizada a convenção de sinais
usual em geotecnia, sendo consideradas como positivas as tensões normais de
compressão, as tensões de cisalhamento no sentido anti-horário e os ângulos no
sentido horário.
Os grampos são inseridos no maciço com uma inclinação de 11,3
o
em
relação ao plano horizontal e perpendiculares à face do talude (Figura 1). Sendo
assim, para se determinar as tensões normais aos grampos, utilizou-se o círculo
de Mohr, que é a representação gráfica do estado de tensões atuantes em todos
os planos passando por um ponto. A Figura 5 representa como foram
determinadas as tensões normais ao longo dos grampos.
Considerando o estado de tensões a cada metro de comprimento
correspondente às tensões principais (σ
1
e σ
3
) e tensões normal e de
cisalhamento nos planos horizontal e vertical (Tabela 2), pode-se representar o
círculo de Mohr correspondente para estes pontos. Traçando-se um plano
horizontal passando pelo ponto do círculo que representa a tensão vertical e um
plano vertical pelo ponto que representa a tensão horizontal, pode-se definir o
pólo do círculo de Mohr.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
98
Tabela 2 – Valores da tensões nos grampos de arrancamento.
(QVDLRV
&RWD
P
'LVWkQFLDGD
FDEHoDP
V
(kPa)
V
(kPa)
V
(kPa)
V
(kPa)
W
(kPa)
1m 35,1 3,2 26,2 5,7 -16,2
2m 88,0 8,6 79,5 17,3 -24,6
3m 99,0 13,5 95,4 17,1 -17,3
AR01 35,0
4m 98,4 16,0 97,2 17,2 -9,8
1m 50,4 5,6 36,5 8,3 -24,2
2m 133,6 6,2 116,8 23,5 -48,0
3m 159,4 12,2 148,4 23,2 -38,7
AR02 27,0
4m 163,8 16,9 157,2 23,5 -30,6
1m 222,0 4,5 200,5 26,1 -65,0
2m 229,3 27,6 207,7 49,2 -62,4
3m 236,3 32,2 217,7 50,8 -58,8
AR03 21,0
4m 246,1 35,2 229,7 51,5 -56,4
1m 75,6 10,5 49,0 16,2 -39,8
2m 210,6 10,9 177,1 44,4 -74,6
3m 249,1 21,5 227,6 47,0 -71,8
AR04 17,5
4m 254,7 31,1 234,4 51,3 -64,2
Figura 5 - Círculo de Mohr para determinação das tensões normais aos grampos.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
99
A característica do pólo é que todos os planos que passam por ele
interceptam o circulo de Mohr no ponto correspondente à tensão normal e
cisalhante que age sobre este mesmo plano.
Sabe-se que grampos estão inseridos no maciço com uma inclinação de
78,7
o
. Então, passando-se um plano pelo pólo com esta inclinação, pode-se
determinar as tensões normal e cisalhante atuantes no grampo.
Por outro lado, determinada a tensão cisalhante no plano normal ao
grampo, sabe-se que a tensão cisalhante no plano perpendicular ao grampo tem
a mesma magnitude, porém com sentido contrário. Com isso, pode-se
determinar a tensão normal ao plano perpendicular ao grampo.
Porém, a tensão que atua no plano perpendicular ao grampo, é muito
menor que a tensão normal, podendo, portanto, ser desprezada na análise de
tensões ao longo do grampo.
Desta forma, as Figura 69 a 72 apresentam aproximadamente as
distribuições das tensões normais e cisalhantes ao longo dos grampos,
originadas pelo peso próprio do material no talude (tensões gravitacionais).
0
20
40
60
80
100
120
0 1 2 3 4 5
Tensão Normal
Tensão Cisalhante
Figura 6 - Distribuição das tensões ao longo do grampo AR01.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
100
0
20
40
60
80
100
120
140
160
180
0 1 2 3 4 5
Tensão Normal
Tensão Cisalhante
Figura 7 - Distribuição das tensões ao longo do grampo AR02.
0
50
100
150
200
250
0 1 2 3 4 5
Tensão Normal
Tensão Cisalhante
Figura 8 - Distribuição das tensões ao longo do grampo AR03.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
101
0
50
100
150
200
250
300
0 1 2 3 4 5
Tensão Normal
Tensão Cisalhante
Figura 9 - Distribuição das tensões ao longo do grampo AR04.
Analisando a distribuição das tensões ao longo dos grampos (Figuras 69 a
72) observa-se uma grande semelhança nos grampos AR01, AR02 e AR04,
imposta pelas condições geométricas do talude. Nota-se que estes grampos são
posicionados nas proximidades das bermas de escavação, o que provoca uma
variação significativa da tensão normal ao longo do grampo. Os pontos de maior
inflexão na curva de distribuição de tensões ao longo dos grampos coincidem
com a extremidade das bermas que apresentam largura de 2m (Figura 64).
A distribuição de carregamento ao longo do grampo AR03 ocorre de uma
forma linear, ao contrário dos outros grampos. Nota-se que este grampo está
inserido em uma cota muito mais profunda que a cota da berma. Isto não ocorre
para os grampos AR01, AR02 e AR04. Neste caso, as condições de geometria
do talude não interferem na distribuição das tensões ao longo do grampo AR03.
Devido ao ângulo de inserção dos grampos no maciço de terra, a tensão
normal aos grampos tem valor próximo ao da tensão σ
1
, onde a tensão
cisalhante é nula. Desta forma, os valores de tensão cisalhante nos grampos são
muito reduzidos quando comparados aos da tensão normal (Figuras 69 a 72).
Conseqüentemente, considerou-se desprezível a contribuição da tensão
cisalhante na análise da resistência ao arrancamento dos grampos em função da
tensão atuante.
O valor médio da tensão normal atuante no grampo, a qual é variável por
condições geométricas do maciço, foi determinada pela média ponderada entre
os valores pontuais de σ
ao longo dos grampos.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
102
A Tabela 3 apresenta o valor destas tensões normais médias atuantes nos
grampos nas cotas de ensaio, bem como o valor da resistência ao arrancamento
determinada no Capítulo 3. A Figura 10 ilustra a condição de carregamento nos
grampos adotada.
Tabela 3 – Tensão normal atuante nos grampos.
(QVDLR &RWDP 7HQVmRQRUPDON3D
5HVLVWrQFLDDR
DUUDQFDPHQWRN3D
AR01 35,0 75,1 166
AR02 27,0 120,3 227
AR03 21,0 223,0 275
AR04 17,5 188,3 260
Trecho injetado
Trecho livre
3m1m
V
Q
Cabeça do
grampo
Trecho injetado
Trecho livre
3m1m
Trecho injetado
Trecho livre
3m1m
V
Q
Cabeça do
grampo
Figura 10 – Esquema da distribuição da tensão normal ao longo dos grampos.

(VWLPDWLYDGDUHVLVWrQFLD DRDUUDQFDPHQWR
Com o objetivo de se determinar a resistência ao arrancamento em função
dos parâmetros de resistência da interação solo/nata de cimento, admite-se que
o mecanismo de transferência de carga na interação solo/grampo se dá pelo
deslizamento da nata de cimento no contato com o solo.
Assim, pode-se considerar que a resistência ao arrancamento (q
s
) obtida
nos ensaios de campo é igual à resistência ao cisalhamento na interface
solo/grampo, definida em laboratório pelos ensaios de cisalhamento direto na
interface solo/nata de cimento:
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
103
T
τ
=
(5.4)
´ ´
1
.( . )
T F WJ
τ λ σ δ
= = +
(5.5)
onde: q
s
= resistência ao arrancamento; τ = resistência ao cisalhamento; λ
1
=
fator de carga; σ
n
= tensão normal aplicada ao grampo; c
a
’ = adesão da
interface; δ’ = ângulo de atrito da interface.
Na Equação (5.5) é introduzido um fator de carga (λ
1
) que envolve um
conjunto de condicionantes de interação solo/grampo, tais como:
(i) Fator de escala;
(ii) Interação física entre a nata de cimento e o solo;
(iii) Sucção dos solos não saturados;
(iv) Efeito tridimensional do grampo;
(v) Condicionantes de projeto (espaçamento entre os grampos);
(vi) Efeitos da re-injeção dos grampos estudados.
A determinação do fator de carga através de análises matemáticas pode
ser muito complexa ou impossível. Portanto, uma alternativa seria a
determinação experimental através de um maior número de ensaios que
considerassem os efeitos de interação. O fator de carga assim determinado
consideraria todos estes efeitos de interação para a determinação da resistência
ao arrancamento, através de ensaios de laboratório.
A fim de se propor um fator de carga (λ
1
) para os solos em estudo, fez uma
análise considerando o solo 1 e o solo 2 isoladamente. Vale ressaltar que a
quantidade de ensaios para as duas amostras é limitada, porém colaboram para
o desenvolvimento de uma análise baseada nesta proposição.
Pode-se expressar a Equação (5.5) em função dos parâmetros de
resistência do solo, utilizando o coeficiente de interface (α) determinado na
Equação (5.3), obtendo-se a seguinte equação:
´ ´
1
. .( . )
T F WJ
λ α σ φ
= +
(5.6)
onde: q
s
= resistência ao arrancamento; λ
1
= fator de carga; α = coeficiente de
interface; c’ = coesão do solo; φ’ = ângulo de atrito do solo; σ
n
= tensão normal
aplicada ao grampo
A Tabela 4 apresenta os parâmetros de laboratório e de campo para os
solos 1 e 2 em estudo.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
104
A Equação (5.6) pode ser reescrita de forma a avaliar a variação do
coeficiente de carga (λ
1
) em função da tensão normal atuante nos grampos (σ
n
):
)’’(
1
ϕσα
λ
WJF
T
+
=
(5.7)
Considerando os parâmetros de resistência do solo e da interface
solo/nata de cimento (Tabela 1) e os valores de resistência ao arrancamento dos
grampos dos solos 1 e 2 (Tabela 3), resumidos na Tabela 4, é possível
determinar o fator de carga (Equação 5.7) dos dois tipos de solos estudados.
Tabela 4 – Resumo dos resultados de ensaios de laboratório e campo.
Parâmetros de laboratório Parâmetros de campo
Solo-solo
Interface
solo/nata
Amostra
Tipo de
solo
c’
(kPa)
φ’
c
a
’
(kPa)
δ’
Ensaio
σ
n
(kPa)
q
s
(kPa)
Solo 1
Argila-
arenosa
36,4 29,6
o
39,1 35,8
o
AR01 75,1 166
AR02 120,3 227
AR03 223,0 275
Solo 2
Areia-
argilosa
59,0 36,4
o
30,6 37,9
o
AR04 188,3 260
Onde: c’ = coesão do solo; φ’ = ângulo de atrito do solo; c
a
’ = adesão solo/nata
de cimento; δ’ = ângulo de atrito da interface solo/nata de cimento; σ
n
= tensão
normal ao grampo; q
s
= resistência ao arrancamento
.
A Tabela 5 apresenta os valores do fator de carga (λ
1
) em função da
tensão normal (σ
n
) nos grampos para os solos 1 (argila-arenosa) e 2 (areia-
argilosa).
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
105
Tabela 5 - Fatores de carga λ
1
para os solos 1 e 2.
(QVDLR 6ROR T N3 D 
V N3D
F¶N3D
I¶ D O
AR01
Argila-
arenosa
166 75,1 36,4 29,6
o
1,19 1,92
AR02 227 120,3 0,84 1,83
AR03 275 223,0 0,91 1,35
AR04
Areia -
argilosa
260 188,3
59,0 36,4
o
0,90 1,47
onde: λ
1
= fator de carga; q
s
= resistência ao arrancamento; α = coeficiente de
interface; c’ = coesão do solo; φ’ = ângulo de atrito do solo; σ
n
= tensão normal
aplicada ao grampo
A Figura 11 apresenta a variação do fator de carga (λ
1
) com o aumento da
tensão vertical do solo 2. Observa-se que este fator tem um comportamento
linear com o aumento da tensão normal. Isto demonstra que este parâmetro é
determinável, desde que se consiga ter um controle das condições de contorno
que envolvem os ensaios realizados em campo. Uma alternativa seria executar
um ensaio de arrancamento em pequena escala com solo homogêneo de
propriedades micro-estruturais conhecidas e avaliar o desempenho dos grampos
com exumação posterior aos ensaios.
.
R
2
= 0,991
1
1,1
1,2
1,3
1,4
1,5
1,6
1,7
1,8
1,9
100 150 200
250
7HQVmR1RUPDON3D
)DWRU
O
Figura 11 – Fator de carga λ
1
em função da tensão normal nos grampos para o solo 2.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
106
Pode-se fazer o mesmo tipo de análise para o solo 1, porém, tem-se um
ensaio para uma tensão confinante apenas.
Desta forma, o valor de λ
1
correspondente ao solo 1 foi associado aos do
solo 2 na Figura 12, correspondendo ao fator de carga do solo residual de
gnaisse do perfil em estudo (λ
1
*
), independente do grau de intemperismo.
R
2
= 0,978
1
1,2
1,4
1,6
1,8
2
2,2
50 100 150 200 250 300
7HQVmR1RUPDON3D
)DWRU
O
Figura 12 – Fator de carga λ
1
*
em função da tensão nominal para solo residual de
gnaisse.
Apesar da quantidade limitada de valores para se definir o fator de carga
representativo de um tipo de solo, pode-se notar um comportamento linear para
este parâmetro, mesmo quando utilizados solos diferentes dom mesmo perfil de
intemperismo.
Em conseqüência, a determinação do fator de carga de solo residual de
gnaisse permite definir uma expressão para avaliação da resistência ao
arrancamento do grampo (q
s
) em função dos parâmetros de resistência do solo e
do coeficiente de interface, a saber:
* ´ ´
1
. .( . )
T F WJ
λ α σ φ
= +
(5.8)
onde: λ
1
*
= fator de carga para solo residual de gnaisse; q
s
= resistência ao
arrancamento; α = coeficiente de interface; c’ = coesão do solo; φ’ = ângulo de
atrito do solo; σ
n
= tensão normal aplicada ao grampo.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
107

$YDOLDomRGDUHODomRSURSRVWDSDUDHVWLPDWLYDGDUHVLVWrQFLDDR
DUUDQFDPHQWR
A fim de se avaliar a relação proposta para a estimativa de q
s
, optou-se por
comparar resultados experimentais de resistência ao arrancamento obtidos por
diferentes autores em solo residual de gnaisse com os valores calculados
através da Equação (5.8).
Springer (2005) realizou ensaios de arrancamento em diferentes encostas
de solo residual de gnaisse do município de Niterói. A Tabela 6 apresenta alguns
resultados obtidos pela autora em ensaios de arrancamento e de cisalhamento
direto dos solos cirundantes aos grampos.
Tabela 6 – Resultados dos ensaios de arrancamento de Springer (2005).
(QVDLR 6ROR T N3D
V N3D
F¶N3D
I¶
1 130
2
Argila-
arenosa
169
46,3 37,5
30,6
o
3 204
4
SRM
214
121,5 19,1 32,7º
onde: q
s
= resistência ao arrancamento; c’ = coesão do solo; φ’ = ângulo de atrito
do solo; σ
n
= tensão normal aplicada ao grampo; SRM = solo residual maduro
Os valores de q
s
de Springer (2005) podem ser comparados com os
previstos pela Equação (5.8). Para se determinar o coeficiente de interface (α)
para os casos apresentados por Springer (2005), utilizou-se a curva apresentada
na Figura 4 para o solo 1. Os solos estudados pela autora são residuais maduros
e devem apresentar comportamento semelhante ao obtido no solo 1 em ensaios
de cisalhamento na interface solo/nata de cimento.
O fator de carga λ
1
*
pode ser determinado através da Figura 12. A
Tabela apresenta os valores da resistência ao arrancamento estimados
pela relação proposta.
Na Tabela 20 pode-se observar que a estimativa da resistência ao
arrancamento através da Equação (5.8) é muito próxima dos valores médios da
resistência ao arrancamento obtidos por ensaios de campo (Tabela 6). Nos
ensaios 1 e 2 realizados por Springer (2005) tem-se um valor médio da
resistência ao arrancamento de 150kPa enquanto que o valor estimado é de
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
108
153kPa. Para os ensaios 3 e 4, o valor médio experimental é de 209 kPa e o
valor estimado é de 210kPa.
Tabela 7 – Estimativa da resistência ao arrancamento dos grampos de Springer (2005).
6ROR
V N3D
F¶N3D
I¶ D O
T N3D
Argila-
arenosa
46,3 37 30,0
o
1,17 2,05 153
SRM 121,5 19,1 32,7 1,21 1,79 210
onde: σ
n
= tensão normal aplicada ao grampo; c’ = coesão do solo; φ’ = ângulo
de atrito do solo; α = coeficiente de interface; λ
1
*
= fator de carga; q
s
* =
resistência ao arrancamento estimada; SRM = Solo Residual Maduro.
Magalhães (2005) realizou ensaios de arrancamento em grampos
convencionais e grampos com fibras de polipropileno na mesma encosta
estudada neste trabalho. O local de ensaio utilizado pelo autor era caracterizado
pela presença de um solo residual jovem areno-argiloso denominado na
presente pesquisa de solo 2. Os resultados obtidos para o ensaio realizado com
grampo convencional são apresentados na Tabela 8.
Tabela 8 – Resultados de ensaios de arrancamento de Magalhães (2005).
(QVDLR 6ROR T N3D
V N3D
F¶N3D
I¶
1
Areia-
argilosa
144 58,5 59,0
36,4
o
onde: q
s
= resistência ao arrancamento; c’ = coesão do solo; φ’ = ângulo de atrito
do solo; σ
n
= tensão normal aplicada ao grampo
Para se estimar a resistência ao arrancamento neste caso, utilizou-se os
ensaios de interface do solo 2 (Figura 4) e o fator de carga (λ
1
*
) da Figura 12. Os
resultados são apresentados na Tabela 9.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
109
Tabela 9 - Estimativa da resistência ao arrancamento do grampo de Magalhães (2005)
(QVDLR 6ROR
V N3D
F¶N3D
I¶ D O
T N3D
1
Areia-
argilosa
58,5 59
36,4
o
0,75 2,02 153
onde: σ
n
= tensão normal aplicada ao grampo; c’ = coesão do solo; φ’ = ângulo
de atrito do solo; α = coeficiente de interface; λ
1
*
= fator de carga; q
s
* =
resistência ao arrancamento obtida.
Novamente nota-se a semelhança do valor de resistência ao arrancamento
estimada (q
s
*) pela Equação (5.8) e igual a 153kPa com o valor obtido no ensaio
de arrancamento, igual a 144kPa. Porém, vale ressaltar que este ensaio foi
realizado no mesmo solo utilizado no desenvolvimento da equação, e o
parâmetro de interface (α) é conhecido.
Feijó e Ehrlich (2001) reportaram ensaios de arrancamento ao longo de
uma encosta de solo residual de gnaisse do Rio de Janeiro. A Tabela 10
apresenta os resultados obtidos, bem como as características dos solos
estudados por estes autores.
Tabela 10 – Resultados dos ensaios de arrancamento de Feijó e Ehrlich (2001).
&RWDP (QVDLR 6ROR T N3D
V N3D
F¶N3D
I¶
1 80
-5
2
SRJ
140
69,5 87,0 39,0
o
1 100
-10
2
SRJ
195
123,0 60,0 31,0
o
1 220
-15
2
SRJ
295
158,0 39,0 45,0
o
onde: q
s
= resistência ao arrancamento; c’ = coesão do solo; φ’ = ângulo de atrito
do solo; σ
n
= tensão normal aplicada ao grampo; SRJ = solo residual jovem
De forma análoga aos casos anteriores, pode-se fazer a estimativa da
resistência ao arrancamento dos grampos obtida por estes autores. Porém, é
importante ressaltar que as características físicas dos materiais estudados pelos
autores são diferentes das características dos solos da presente pesquisa.
O coeficiente de interface (α) foi determinado através da curva do solo 2
apresentada na Figura 4, por se tratar de um solo residual jovem.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
110
Da Figura 12, determinou-se o fator de carga λ
1
*
para as diferentes
tensões normais atuantes nos grampos. A Tabela 11 apresenta os valores
estimados da resistência ao arrancamento utilizando-se a Equação (5.8).
Tabela 11 Estimativa da resistência ao arrancamento dos grampos de Feijó e Ehrlich
(2001).
&RWDP 6R OR
V N3D
F¶N3D
I¶ D O
T N3D
-5 SRJ 69,5 87,0 39,0
o
0,77 1,97 217
-10 SRJ 123,0 60,0 31,0
o
0,81 1,71 184
-15 SRJ 158,0 39,0 45,0
o
0,88 1,59 276
onde: σ
n
= tensão normal aplicada ao grampo; c’ = coesão do solo; φ’ = ângulo
de atrito do solo; α = coeficiente de interface; λ
1
*
= fator de carga; q
s
* =
resistência ao arrancamento obtida; SRJ = solo residual jovem
Os valores estimados de q
s
da Tabela 11 são semelhantes aos valores
médios dos ensaios de arrancamento, realizados nas cotas -10 e -15m (Tabela
2). Entretanto, para os ensaios realizados na cota -5m, o valor estimado (q
s
*) é
muito superior ao valor médio obtido em campo. É interessante observar que o
ensaio 1 desta cota mostra resistência ao arrancamento (80kPa) inferior à
coesão do solo (87kPa). Ressalta-se que nos ensaios de cisalhamento direto
reportados por aqueles autores foram utilizados corpos-de-prova de 5cm de
lado. Vale lembrar que amostras de solos residuais jovens, dependendo da
granulometria, podem ter grãos e/ou minerais de tamanho não desprezível
quando comparado com o tamanho da amostra. Quando estes grãos coincidem
com o plano de ruptura imposto pelo ensaio de cisalhamento direto, pode-se
obter parâmetros de resistência elevados.
Na Tabela 10 também se observa uma grande dispersão dos resultados de
ensaios de arrancamento realizados na mesma cota. Segundo Feijó e Ehrlich
(2001), isso acontece devido à heterogeneidade do perfil de solo residual da
região. Apesar destes fatores, ainda se constata um bom desempenho da
Equação (5.8) proposta para a estimativa da resistência ao arrancamento
correspondente.
A Figura 13 apresenta a relação entre o fator de carga para solos residuais
de gnaisse e a tensão normal, considerando todos os resultados de ensaios de
arrancamento analisados anteriormente, associados aos da presente pesquisa.
Apesar dos diferentes tipos de solos, os coeficientes de interface foram
estimados através dos ensaios realizados para os solos 1 e 2 deste estudo.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
111
Apesar disto, observa-se uma relação linear com coeficiente de correlação R
2
=
0,904 mostrando uma dispersão reduzida.
R
2
= 0,904
1
1,2
1,4
1,6
1,8
2
2,2
0 50 100 150 200 250
7HQVmR1RUPDON3D
)DWRU
O
Figura 13 – Fator de carga (λ
1
*
) estimado para solos residuais de gnaisse

&RQVLGHUDomRGRHIHLWRGDVXFomRQDDQiOLVHGRVUHVXOWDGRV
A sucção tem um efeito considerável nos parâmetros de resistência,
quando se trata de solos residuais encontrados em ambientes tropicais. A
consideração do efeito da sucção na resistência ao cisalhamento da interface
solo-grampo exige o conhecimento da curva característica do solo.
A literatura reporta diversas investigações sobre valores representativos de
sucção para solos residuais de gnaisse.
Curvas características de solos residuais de gnaisse propostas por
Delgado (1993), Coutinho et al. (1997) e Gerscovich e Sayão (2002) sugerem
que a sucção varia entre 10 e 90kPa para solos com umidade entre 15 e 17%.
Nota-se que este valor é muito variável e extremamente sensível a pequenas
variações do teor de umidade e das características físicas do material. Desta
forma, tendo por finalidade destacar um possível efeito da sucção na resistência
ao cisalhamento na interface solo-grampo, adotou-se um valor médio de sucção
de 50kPa para os solos residuais deste estudo.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
112
A resistência ao cisalhamento de solos não saturados pode ser calculada
através da seguinte expressão (Fredlund et al., 1978):
´ ´
( ). ( ).
F X WJ X X WJ
τ σ φ φ
= + − + −
(5.9)
Onde: τ
in
= tensão de cisalhamento no plano de ruptura; c’ = coesão efetiva do
solo; (σ
n
-u
a
) = estado de tensão normal no plano de ruptura na ruptura; φ’=
ângulo de atrito do solo ; (u
a
– u
w
) = sucção mátrica; φ
b
= ângulo indicativo do
incremento de resistência cisalhante relativa à sucção mátrica.
Através da Equação (5.9), é possível expressar a Equação (5.8)
considerando o solo não saturado, em função do coeficiente de interface (Figura
4) e de um fator de carga λ
2
para o caso de solos residuais de gnaisse não
saturados:
´ ´
2
. .( ( ). ( ). )
F X WJ X X WJ
τ α λ σ φ φ
= + − + −
(5.10)
A fim de se estimar o fator de carga λ
2
para solos não saturados, pode-se
fazer uma análise similar à do item 5.3. Necessita-se, porém, estimar um valor
para o ângulo φ
b
. Este parâmetro pode ser determinado através de ensaios
especiais de cisalhamento com sucção controlada. Adotou-se, no presente
trabalho, a alternativa de se avaliar este parâmetro através da seguinte
expressão:
´ ´
( ).
F F X X WJ
φ
= + −
( 5.11)
Onde: c’
nat
= coesão efetiva em ensaios de cisalhamento direto com o solo na
umidade natural; c'
sub
= coesão efetiva em ensaios de cisalhamento direto com
o solo submerso; (u
a
– u
w
) = sucção mátrica.
A Tabela 12 apresenta os valores para a estimativa do fator de carga λ
2
de solos residuais de gnaisse baseados nos resultados obtidos na presente
pesquisa e em parâmetros específicos de solos não saturados retirados da
literatura.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
113
Tabela 12 – Estimativa do fator de carga λ
2
para os solos 1 e 2.
(QVDLR 6ROR
T
N3D
V
N3D
F¶
N3D
I¶
F¶
N3D
X
X
I D O
AR01 1 166 75,1 36,4 29,6
o
22,3 50 15,8
1,19 1,62
AR02 227 120,3
0,84 1,49
AR03 275 223,0
0,91 1,18
AR04
2
260 188,3
59,0 36,4
o
25,5 50 33,8
o
0,90 1,25
onde: 1 = Argila arenosa; 2 = areia argilosa; λ
1
= fator de carga; q
s
= resistência ao
arrancamento; α = coeficiente de interface; c’
nat
= coesão do solo na umidade natural;
φ’ = ângulo de atrito do solo na umidade natural; σ
n
= tensão normal aplicada ao
grampo; c'
sub
= coesão efetiva para o ensaio de cisalhamento direto submerso; (u
a
–
u
w
)
f
= sucção mátrica na ruptura; φ
b
= ângulo indicativo do incremento de resistência
cisalhante relativa à sucção mátrica.
A partir dos valores apresentados na Tabela 12, pode-se traçar a curva do
fator de carga (λ
2
) em função da tensão normal (σ
n
), apresentada na Figura 14.
R
2
= 0,994
1,0
1,1
1,2
1,3
1,4
1,5
1,6
1,7
50 100 150 200 250
7HQVmR1RUPDON3D
)DWRU
O
Figura 14 – Fator de carga (λ
2
) em função da tensão normal atuante nos grampos.
Nota-se na Figura 14, que o fator de carga diminui quando se considera o
efeito de sucção no solo. Porém, ressalta-se que a sucção mátrica nos solos é
muito variável e ela foi considerada constante nesta análise simplificada.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
114
Outro fator importante a ser destacado refere-se ao efeito da sucção
mátrica na interface solo/grampo.
Mascarenha (2003) realizou ensaios de curvas características em corpos-
de-prova de interface solo/microconcreto para avaliar o efeito da sucção. A
autora analisou a sucção mátrica nas duas faces dos corpos-de-prova,
observando que a equalização da sucção só ocorre após 60 dias do início da
cura do concreto. Isto indica que a sucção é função do tempo de cura da nata de
cimento, ressaltando a dificuldade de consideração deste efeito na previsão da
resistência ao arrancamento de grampos.
O processo executivo de grampos forma uma zona de maior rigidez no
entorno dos furos (Figura 15). O diâmetro desta região pode ser função da
sucção mátrica dos solos, pois a capilaridade afeta a distância percorrida pela
nata de cimento no interior dos vazios do solo.
Injeção de nata de
cimento sob pressão
Partículas de
água
Partículas
de solo
Partículas
de ar
Zona de rigidez
criada pela injeção
Injeção de nata de
cimento sob pressão
Partículas de
água
Partículas
de solo
Partículas
de ar
Zona de rigidez
criada pela injeção
Injeção de nata de
cimento sob pressão
Partículas de
água
Partículas
de solo
Partículas
de ar
Zona de rigidez
criada pela injeção
Figura 15 – Zona de rigidez no entorno do furo resultante da execução do grampo.
A Figura 15 destaca uma das dificuldades de se avaliar o efeito da sucção
mátrica em análises semi-empíricas para determinação da resistência ao
arrancamento. Sabe-se da ocorrência desta zona de maior rigidez, mas a
determinação do diâmetro efetivo desta zona é muito difícil. Uma possibilidade
seria o emprego de ferramentas numéricas e o desenvolvimento de um
programa de análise de fluxo que considerasse as 4 componentes envolvidas
nesta interação (solo, água, ar e nata de cimento).
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA

&RQFOXV}HV
A dissertação apresenta um estudo sobre o mecanismo de transferência
de carga solo/grampo, através de ensaios de campo e de laboratório.
Correlações semi-empíricas para se avaliar a resistência na interface
solo/grampo são propostas com base nestes ensaios. Foram realizados ensaios
de arrancamento no campo para se obter o valor máximo da carga dos grampos
e se observar a sua distribuição durante os ensaios. Foram também realizados
ensaios especiais de cisalhamento direto em corpos-de-prova contendo uma
interface entre o solo e a nata de cimento. Comparando-se os resultados de
ensaios de campo e laboratório, é proposta uma metodologia de avaliação da
resistência ao arrancamento com base nos parâmetros de resistência do solo.
Os resultados da campanha experimental possibilitaram as seguintes
principais conclusões.
1) Em relação aos ensaios de arrancamento dos grampos:
Os VWUDLQJDJHV são medidores de deformação extremamente sensíveis, e,
portanto, a instalação cuidadosa é essencial para garantir o funcionamento ideal
destes transdutores. A calibração prévia é recomendada para a interpretação
adequada das medidas.
Os ensaios de arrancamento apresentaram um comportamento similar ao
longo da encosta em estudo, com ruptura bem definida.
Os grampos instrumentados apresentaram um comportamento típico de
distribuição de carga durante os estágios de carregamento (Clouterre, 1991),
demonstrando uma maior solicitação nas proximidades da extremidade externa
do grampo.
A resistência ao arrancamento depende diretamente das características
dos solos que circundam os grampos.
A tensão atuante nos grampos tem influência na resistência ao
arrancamento, porém, neste trabalho, não se conseguiu definir como ocorre esta
interferência. Acredita-se que estas tensões influenciam na formação do bulbo
de rigidez no entorno do grampo gerado pela injeção da nata de cimento.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
116
2) Em relação aos ensaios de cisalhamento direto do solo e da interface
solo/nata de cimento:
Os ensaios de cisalhamento dos solos na condição submersa mostram
redução significativa do valor da coesão quando comparados aos ensaios na
umidade natural. Enquanto que a variação do ângulo de atrito pode ser
considerada desprezível.
Os ensaios de cisalhamento direto na condição submersa da interface
solo/nata de cimento mostram redução dos parâmetros de resistência quando
comparados aos ensaios em condição natural. Isto confirma as expectativas de
um decréscimo significativo nos valores da resistência lateral na interface
solo/grampo caso ocorra saturação do meio.
Os parâmetros de resistência da interface solo/nata de cimento são função
das propriedades dos materiais e da interação entre eles. O coeficiente de
interface representa a interação solo/grampo e pode ser determinado através
dos resultados dos ensaios de cisalhamento direto da interface solo/nata de
cimento. O coeficiente de interface do solo 2 (areia-argilosa) é inferior ao do solo
1 (argila-arenosa) e varia com o aumento da tensão vertical.
3) Em relação à expressão semi-empírica para estimativa da resistência ao
arrancamento de grampos em função dos parâmetros de resistência obtidos em
laboratório:
A expressão semi-empírica para estimativa da resistência ao arrancamento
sugerida nesta dissertação apresentou resultados extremamente satisfatórios
para os solos residuais de gnaisse estudados.
A expressão semi-empírica de resistência ao arrancamento, quando
empregada para casos da literatura, mostra uma pequena discrepância,
justificada pela utilização de coeficientes de interface obtidos para os solos desta
pesquisa, que não representam exatamente a interação solo/grampo dos casos
selecionados. No entanto, na maioria dos casos, esta discrepância é menor que
a incerteza dos parâmetros.
A sucção pode influenciar a resistência ao arrancamento do grampo,
porém, a determinação deste efeito é complexa. A equalização da sucção na
interface solo/grampo parece ocorrer após 60 dias de cura. Desta forma, a
influência da sucção em ensaios de arrancamento com curtos períodos de cura
deve ser desprezível. Em obras grampeadas, possivelmente não deve ocorrer
equalização da sucção na interface solo/grampo nas 6 fases de escavação
subseqüentes à instalação dos grampos.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
117
Esta dissertação procurou estabelecer uma relação semi-empírica para
estimativa da resistência ao arrancamento de grampos em função dos
parâmetros de resistência do solo e da interface solo/nata de cimento. Apesar da
quantidade limitada de ensaios de arrancamento desta pesquisa e da literatura,
a relação proposta parece ser uma contribuição de grande utilidade prática para
projetistas de obras grampeadas em solos residuais de gnaisse.
Entretanto é importante ressaltar que a utilização de qualquer relação para
se avaliar a resistência lateral em grampos na fase de projetos não deve
substituir a execução direta de ensaios de arrancamento no local da obra.
Durante a execução deste trabalho surgiram alguns questionamentos e
sugestões que poderiam ser considerados e aprofundados em pesquisas
futuras, tais como:
1) Avaliar o desempenho da relação proposta para a estimativa da
resistência ao arrancamento de grampos em solos diversos, incluindo-se uma
campanha de ensaios de cisalhamento direto nas interfaces solo/nata de
cimento;
2) Avaliar numericamente os mecanismos de transferência de carga em
interfaces solo/grampo durante a execução dos ensaios de arrancamento;
3) Estudar os mecanismos de transferência de carga em grampos através
de ensaios de arrancamento em escala reduzida, sob diferentes níveis de
confinamento;
4) Avaliar o fluxo da nata de cimento no interior do maciço terroso durante
o processo de injeção dos grampos.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA

5HIHUrQFLDV%LEOLRJUiILFDV
ABMS/ABEF. )XQGDo}HV 7HRULD H  3UiWLFD, 2a edição, editora PINI, 1999, São
Paulo, 750p.
ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS (ABNT). 1%5 
amostras de solo – preparação e ensaios de caracterização, Rio de Janeiro, 1986.
___. 1%5determinação do limite de liquidez, Rio de Janeiro, 1984.
___. 1%5solo - sondagens de simples reconhecimento com SPT – método
de ensaio, Rio de Janeiro, 2001.
___. 1%5  grãos que passamna peneira 4,8mm – determinação da massa
especifica, Rio de Janeiro, 1984.
___. 1%5 determinação do limeite de plasticidade, Rio de Janeiro, 1984.
___. 1%5análise granulométrica, Rio de Janeiro, 1984.
AZAMBUJA, E.; STRAUSS M.; SILVEIRA F. G. &DVRKLVWyULFRGHXPVLVWHPDGH
FRQWHQomRHPV RORJUDPSHDGRHP3RUWR$OHJUH, RS, IIIConferência Brasileira
sobre Estabilidade de Encostas (COBRAE), ABMS, 2001.Rio de Janeiro, pp. 435-
443.
BECKER, L.D.B. )OXrQFLDGH*HRWr[WHLV&RQILQDGRVHP $ WHUUR([SHULPHQWDO
Dissertação de Mestrado,UFRGS Departamento de Engenharia Civil , 2001. Porto
Alegre, 106p.
___ . NUNES, A.L.L.S. &RQILQHG &UHHSRI*HRWH[WLOHLQD&RPSDFWHG6DQG)LOO
VII International Conference on Geosynthetics, 2002. Nice, França, v.5, pp 1519-
1522.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
119
BRUCE, D. A.; JEWELL, R. A. 6RLO QDLOLQJ  DSSOLFDWLRQ DQG SUDFWLFHSDUW ,,
Ground Engineering, 1986. 19(8), pp. 10-15.
___ . ___ 6RLOQDLOLQJDSSOLFDWLRQDQGSUDF WLFH±SDUW,,, Ground Engineering,
1987. 20(1), pp. 21-33.
BUSTAMANTE, M.; GIANESELLI, L. 3UpYLVLRQ GH OD FDSDFLWp SRUWDQWH GRV
SLHX[ LVROpV VRXV FKDUJH YHUWLFDOH 5qJOHV SUHVVLRPpWULTXH HW
SpQpWURPpWULTXHV, Bull. de Liaison du Lab. Central des Ponts et cahssées, nº 113,
Mai-Jun, 1981.
CAMPOS, T. M. P. de; CARILLO, C.W. 'LUHFWVKHDUWHVWLQJRQDQXQVDWXUD WHG
VRLO IURP 5LR GH -DQHLUR,1st International Conference on Unsaturated Soils,
ISSMGE, Paris, v.1, pp. 31-38.
CARDOSO, A.J.M.S. $ 7pFQLFD GDV 3UHJDJHQV HP 6RORV $SOLFDGD HP
(VFDYDo}HVTese de Doutorado, FEUP, Departamento de Engenharia Civil, 1987.
Porto, 496p.
COUTINHO, R. Q, COSTA, F. Q, SOUZA, J.B. 5HVXOWDGRV GH (QVDLRV GH
/DERUDWyULR H GH &DPSR HP 6ROR 5HV LGXDO GH *QDLVVH 1mR 6DWXUDGR, 3
o
Simpósio Brasileiro de Solos Não Saturados, ABMS, 1997. Rio de Janeiro, v 1, pp
189-198.
CLOUTERRE. 5HFRPHQGDWLRQV &ORXWHUUH  ± 6RLO UHFRPPHQGDWLRQV IRU
GHVLJQLQJ FDOFXODWLQJ FRQVWUXFWLQJ DQG LQVSHFWLQJ HDUWK VXSSRUW V\VWHPV
XVLQJ VRLO QDLOLQJ, French National Project Clouterre, English Language
Translation, 1991. 302p.
DELGADO, C.W.C. 5HVLVWrQFLDDRFLVDOKDPHQWRGRVVRORVQmRVDWXUDGRVGD
9LVWD&KLQHVD5-, Dissertação de Mestrado, Departamento de Engenharia Civil,
PUC-Rio,1993, 159p.
DIAS, P. H. V. 6RORSUHJDGR±SURFHGLPHQWRVXJHVWmRGHQRUPD, Conferência
Brasileira sobre Estabilidade de Encostas, COBRAE, ABMS, 1992. Rio de Janeiro,
v.1, pp. 75-80.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
120
DRINGENBERG, G.; CRAIZER, W. (VWDELOLGDGH GH WDOXGHV SRU SUHJDJHQV
SURMHWRH[HFXomR, Conferência Brasileira sobre Estabilidade de Encostas,
COBRAE, ABMS, 1992. Rio de Janeiro, v.2, pp. 853-864.
EHRLICH, M. 6RORV *UDPSHDGRV ± &RPSRUWDPHQWR H SURFHGLPHQWRV GH
DQiOLVHWorkshop sobre Solo Grampeado, ABMS, 2003. São Paulo, pp 127-137.
___ . ALMEIDA, M. S. S.; LIMA, A. M. 3DUDPHWULF QXPHULFDO DQDO\VHV RI VRLO
QDLOLQJV\VWHPV, Earth Reinforcement, 1996. Rotterdam, Holland, pp. 747-752.
___ . SILVA, L. F. M. 6LVWHPDGHFRQWHQomRGHVRORVUHIRUoDGRV, Conferência
Brasileira sobre Estabilidade de Encostas, COBRAE, ABMS, 1992. Rio de Janeiro,
v.1, pp. 35-45.
ELIAS, V.; JURAN, I. 0D QXDO RI SUDFWLFH IRU VRLO QDLOLQJ 3UHOLPLQDU\ GUDIW,
Prepared for the U.S. Dept. of Transp, Federal Highway Administration, Contract
DTFH-61-85-C-00142, 1990.
FALCONI, F. F.; ALONSO, U. R. &RQVLGHUDo}HVVREUHRGLPHQVLRQDPHQWRGH
XPDHVWUXWXUDGHFRQWHQomRHPVRORJUDPSHDGR, 3
o
Seminário de Engenharia
de Fundações Especiais, SEFE III, ABMS, 1996. São Paulo, pp. 301-308.
FEIJÓ, R. L.; ERHLICH, M. 5HVXOWDGRV GH HQVDLRV GH DUUDQFDPHQWR HP
JUDPSRV LQMHWDGRV HP GRLV SRQWRV GR 0XQLFtSLR GR 5LR GH -DQHLUR
,
Conferência Brasileira sobre Estabilidade de Encostas, COBRAE, ABMS, 2001.
Rio de Janeiro, pp. 517-524
FREDLUND, D.G., MORGENSTERN, N. R, WIDGER, R.A. TKHVKHDUVWUHQJWKRI
XQVDWXUDWHGVRLOV, Canadian Geotechnical Journal, 1978. v 15(3), pp 313 - 321.
GÄSSLER, G. 6RLOQDLOLQJ±WKHRUHWLFDOEDVLVDQGSUDFWLFDOGHVLJQ, Proceedings
of the lntational Geotechnical Symposium on Theory and Practice of Earth
Reinforcement, Fukuoka Kyushu, Japan, A. A. Balkema, 1988. pp. 283-288.
___ . ,Q VLWX WHFKQLTXHV RI UHLQIRUFHG VRLO, Proceedings of the International
Reinforced Soil Conference. Performance of Reinforced Soil Structures, British
Geotechnical Society, edited by A. McGown, K. C. Yeo and K. Z. Andrawes, 1990.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
121
London, pp. 185-200.
GERSCOVICH, D. M. S)OX[RHPPHLRVSRURVRVVDWXUDGRV±QmRVDWXUDGRV
PRGHODJHPQXPpULFDFRPDSOLFDo}HVDRHVWXGRGDHVWDELOLGDGHGHHQFRVWDV
GR5LRGH-DQHLUR, Tese de Doutorado, Departamento de Engenharia Civil, PUC-
Rio, 1994. Rio de Janeiro, 244p.
___ ; SAYÃO, A.S.F.J. . (YDOXDWLRQ RI 6RLO:DWHU &KDUDFWHULVWLF &XUYH
(TXDWLRQVIRU6RLOVIURP%UD]LO. In: 3rd. International Conference on Unsaturated
Soils, 2002. Proceedings of the 3rd. International Conference in Unsaturated Soils,
2002. v. 1. p. 295-300.
GIBSON, R.E., HENKEL, D.J., 7KH LQIOXHQFH RI GXUDWLRQ RI WHVWV DW FRQVWDQW
UDWHRIVWUDLQRQPHDVXUHGGUDLQHGVWUHQJWK. Geotechnique, v. 4, n.1, pp.6-15,
1954.
GOMES SILVA, A.M.B. &RQGLFLRQDWHV *HROyJLFRVJHRWpFQLFRV GH 3HUILO GH
6ROR *QiL V VLFR HP 7DOXGH * UDPSHDGR COPPE-UFRJ. Rio de Janeiro. (No
Prelo).
GUILLOUX, A., SCHLOSSER, F., LONG, N.T. (WXGH GX )URWWHPHQW 6DEOH
DUPDWXUHHQ/DERUDWRUH Coll. Int. sur le Reinforcement des Sols, 1979, Paris.
HAUSMANN, M. R., LEE, K.L. 5LJLG 0RGHO :DOO ZLWK 6RLO 5HLQIRUFHPHQW
Symposium on Earth Reinforcement, 1978, Pittsburg, USA.
INGOLD, T.S., TEMPLEAM, J.E. 7KH&RPSDUDWLYH3HUIRUPDQFHRI3RO\PHU1HW
5HLQIRUFHPHQW Colloquium International sur le Reinforcement des Sols, 1979,
Paris, França.
JEWELL, R.A. 6RLO5HLQIRUFHPHQWZLWK*HRWH[WLOHV, Syria: Special Publications
123, 1996, 332p.
___ . PEDLEY, M. J. 6RLO QDLOLQJ WKH UROH RI EHQGLQJ VWLIIQHVV, Ground
Engineering, England, 1990a. pp. 30-36.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
122
___ . ___ . $ODUJHVFDOHH[SHULPHQWDOVWXG\RIVRLOUHLQIRUFHGLQWHUDFWLRQ, Part
1, Ground Engineering, England, July-August, 1990c. pp. 44-50
JURAN, I. et al. 'HVLJQ RI VRLO QDLOHG UHWDLQLQJ VWUXFWXUHV, ASCE Conf. on
Design and Performance of Earth Retaining Structures, Cornell University, Ithaca,
NY, Geotechnical Special Publication no.25, 1990, pp. 644-659.
JURAN, I.; ELIAS, V. %HKDYLRU D QG ZRUNLQJ VWUHVV GHVLJQ RI VRLO QDLOHG
UHWDLQLQJVWUXFWXUHV, Proceedings of the International ReinforcedSoil Conference.
Performance of Reinforced Soil Structures, BritishGeotechnical Society, edited by
A. McGown, K. C. Yeo and K. Z.Andrawes, 1990. London, pp. 207-212.
LAMBE, T.W., 6RLO 7HVWLQJIRU (QJLQHHUVeditora John Wiley, 1951. New York,
165p.
LEMOS, M.L. (VWXGR ([SHULPHQWDO GR &RPSRUWDPHQWR GH $QFRUDJH QV HP
5RFKD 6m GR 5LR GH -DQHLUR Dissertação de Mestrado, Departamento de
Engenharia Civil, PUC-Rio, 1994. Rio de Janeiro.
MAGALHÃES, M.A. 5HVLVWrQFLDDR$UUDQFDPHQWRGH*UDPSRVFRP) LE UDVGH
3ROLSURSLOHQRDissertação de Mestrado, COPPE-UFRJ, 2005. Rio de Janeiro, (No
Prelo).
LIMA, A.P. 'HIRUPDELOLGDGH H (VWDELOLGDGH GH 7DOXGHV HP 6ROR *UDPSHDGR
Dissertação de Mestrado, Departamento de Engenharia Civil, PUC-Rio, 2002. Rio
de Janeiro, 180 p.
MASCARENHA, M.M.A. ,QIOXrQFLD GR 5HFDUUHJDPHQWR H GD 6XFomR QD
&DSDFLGDGHGH&DUJDGH (VWDFDV(VFDYDGDVHP6RORV3RURVRV&RODSVtYHLV
Dissertação de Mestrado, Departamento de Engenharia Civil, UnB, 2003. Brasília,
141p.
MITCHELL, J. K. 5HLQIRUFHPHQW IRU HDUWKZRUN FRQVWUXFWLRQ DQG JURXQG
VWDELOL]DWLRQ5HIXHU]RSDUDFRQVWUXFFLyQGHREUDVHQWLHUUD\HVWDELOL]DFLyQ
GHOWHUUHQR, VIII Congresso Panamericano de Mecânicade Suelos e Ingenieira de
Fundaciones, ISSMFE,1987, Cartagena, Colombia, v. 01,pp. 349-380.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
123
___ . VILLET, W. C. B. (Editors). 5HLQIRUFHPHQW RI HDUWK VORSHV DQG
HPEDQNPHQWV, NCHRP Report 290, US Transportation Research Board,National
Research Council, 1987. Washington D.C, USA, 323p.
MORAES, L.J, ARDUINO, E.G.A. (VWDELOL]DomRGHWDOXGHVSRUVRORJUDPS H D G R
HP0DQDXV$0 Workshop sobre Solo Grampeado, ABMS, 2003. São Paulo, pp
121-125.
NUNES, A.L.L.S.; CASTILHOS, C.M. 0 H F D QLV P RV GH 0RELOL]DomR GH
5HVLVWrQFLD /DWHUDO GH (VWDFDV HP $UHQLWR XII Congresso Brasileiro de
Mecânica dos Solos e Engenharia Geotécnica, COBRAMSEG, 2002. São Paulo,
v.1, pp 1415-1425.
___, SAYÃO, A.S.F.J. ,QVWUXPHQWDomR H 0RQLWRUDPHQWR VH 7DOXGHV HP 6ROR
*UDPSHDGR, 2005. 11p. (relatório de pesquisa, Departamento de Engenharia Civil,
PUC-Rio).
___; ___; SPRINGER, F. O.; LIMA, A. P.; SARÉ, A. R.; DIAS, P. H. V.
,QVWUXPHQWDomRH0RQLWRUDPHQWRGH7DOXGHVHP VR OR3UHJDGR, 10º Congresso
Nacional de Geotecnia, SPG, 2006, Lisboa, Portugal, 08 p (a ser publicado).
ORTIGÃO, J. A. R. (QVDLRV GH DUUDQFDPHQWR SDUD SURMHWRV GH VROR
JUDPSHDGR, Nota técnica, Revsta Solos e Rochas, ABMS, 1997. v. 20:1, pp.39.
___ . PALMEIRA, E. M. 6ROR *UDPSHDGR 7pFQLFD SDUD HVWDELOL]DomR GH
HQFRVWDV HHVFDYDo}HV, Conferência Brasileira sobre
Estabilidade de Encostas,
COBRAE, ABMS, 1992. v. 1, Rio de Janeiro, pp. 57-74.
___ . SAYÃO, A. S. F. J. 0DQX D OWpFQLFRGHHQFRVWDV, prepara para a fundações
GeoRio, 1999, v. IV, 184p.
___ . PALMEIRA, E. M.; ZIRLIS, A. ([SHULrQFLDF RPV RORJUDPSHDGRQR%UDVLO
Rev. Solos e Rochas, ABMS, 1993. v. 16 no. 4, pp. 291-304.
PALMEIRA, E. M. ,0HVD5HGRQGD±0HOKRULDHUHIRUoRGHVRORV, XCongresso
Brasileiro de Mecânica dos Solos e Engenharia de Fundações, COBRAMSEG,
ABMS, Foz do Iguaçu,volume pós-congresso, 1994. pp. 253-267.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
124
___, MILLIGAN, G. W. E. 6FDOH (IIHFWV LQ 'LUHFW 6KHDU 7HVWV RQ 6DQG ,Q
3URFHHGLQJV, XII International Conference on Soil Mechanics and Foundation
Engineering, ISSMFE, 1989. Rio de Janeiro, v.1, pp 739-742.
PINTO, C. P.; SILVEIRA, J. da. 3URMHWR H H[HFXomR GH FRQWHQo}HV QD /LQKD
$PDUHOD5-, 3a Conferência Brasileira sobre Estabilidade deEncostas COBRAE,
ABMS, 2001. Rio de Janeiro, pp. 531-538.
POTYONDY, J.G. 6NLQ IULFWLRQ EHWZHHQ YDULRXV VRLOV DQG FRQVWUXFWLRQ
PDWHULDOV Geotechnique, 1961. v. 11, n
o
4, pp 339-353.
PITTA, C.A., SOUZA, G.J.T. 6R OR JUDPSHDGR  DOJXQV GHWDOKHV H[HFXWLYRV
Workshop sobre Solo Grampeado, ABMS, 2003. São Paulo, pp 1-20.
RABCEWICZ, L. V. 7KH1HZ$XVWUDOLDQ7XQQHOLQJ 0HWKRG, Parte 1 a 3, Water
Power, Londres, dez 1964 e jan 1965.
SARAMAGO, R. P.; EHRLICH, M. (VWXGR G RFRPSRUWDPHQWRGHPXURVGHVROR
UHIRUoDGR FRP D XW LOL]DomR GH PRGHORV ItVLFRV, XII Congresso Brasileiro de
Mecânica dos Solos e Engenharia Geotécnica, ABMS, 2002. São Paulo, v. 2. p.
1071-1082.
SCHLOSSER, F. %HKDYLRU DQG GHVLJQ RI VRLO QDLOLQJ, Proc. Symp. on Recent
Developments in Ground lmprovement Techniques, Bangkok, Thayland, 1982. pp.
399-413.
___ . UNTERREINER, P. 6RLO QDLOLQJ LQ )UDQFH ± UHVHDUFK DQG SUDFWLFH,
Proceeding of 1st international Seminar on Soil Mechanics and Foundation
Engineering of Iran, Iranian Geotechnical Society, 1990. v. 2,pp. 436-468.
SERAPHIM, L. A.; MELLO JR, V. A. &DUDFWHUtVWLFDVGHUHVLVWrQFLDQDLQWHUIDFH
VROR D UJLORVR  JHRWr[WLO WHFLGR H QmR WHFLGR, IV Simpósio Brasileiro de
Geossintéticos, ABMS-IGS, 2003. Porto Alegre. CD-Rom.
SHEN, C. K. et al. *URXQGPRYHPHQWDQDO\VLVRIH D UWKV X S SRUWV\VWHP, Journal
of Geotechnical Division, ASCE, 1981. v.107, no GT12,December, pp. 1609-1624.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
125
SILVA, J. C. da; VARGAS JR., E. A.; VAZ, L. E. $QiOLVHQXPpULFDGHHVWUXWXUDV
JUDPSHDGDV Anais do Simpósio de Informática em Geotecnia, INFOGEO 2001,
Associação Brasileira de Mecânica dos Solos, 2001. CD-ROM. Windows 98.
SIEIRA, A. C. C. F. (VWXGR([SHULPHQWDOGRV0HF D QLVPRVGH,QWHUDomR6ROR
*HRJUHOKD. Tese de Doutorado, Departamento de Engenharia Civil, PUC-Rio,
2003.Rio de Janeiro, 360p.
SOARES, J.E.S., GOMES, R.C. 8P FDVR GH VROR J UDPSHDGR QD HQFRVWD GD
%5HP$QJUDGRV5HLV5- Workshop sobre Solo Grampeado, ABMS, 2003.
São Paulo, pp 49-56.
SPRINGER, F. O. (VWXGRV GH GHIRUPDELOLGDGHV G H HVFDYDo}HV FRP VRO R
JUDPSHDGR, Dissertação de Mestrado. Departamento de Engenharia Civil, PUC-
Rio, 2001. Rio deJaneiro, 95p.
___ . (QVDLRVGH$UUDQFDPHQWRGH*UDPSRVTese de Doutorado, Departamento
de Engenharia Civil 2005. PUC-Rio, 2005. Rio de Janeiro. (no Prelo).
___ . GERSCOVICH, D. M. S.; SAYÃO, A. S. F. J. 'HIR UPDELOLGDGHGHWDOXGHV
HVWDELOL]DGRVFRPVRORJUDPSHDGR, III Conferência Brasileira sobre Estabilidade
de Encostas (COBRAE), 2001a. Rio de Janeiro, pp. 483-490.
STOCKER, M. F.; RIEDINGER, G. 7KH EHDULQJ EHKDYLRU RI QDLOHG UHWDLQLQJ
VWUXFWXUHV, Proc. ASCE Conf. on Design and Performance of Earth Retaining
Structures, Cornell University, 1987. Ithaca, NY, Geotechnical Special Publication
No 25, pp. 612-628.
UNTERREINER, P.; SCHLOSSER F.; BENHAMIDA B. &DOFXODWLRQ RI WKH
GLVSODFHPHQWVRIDIXOOVFDOHH[SHULPHQWDOVRLOQDLOHGZDOO±)UHQFK1DWLRQD O
5HVHDUFK 3URMHFW &ORXWHUUH, Symposium on the Practice of Soil Reinforcing in
Europe, IGS, Institutionof Civil Engineers, England, 1995, 20p.
VIEIRA, G.R. :VWXGR GD $QiOLVH GH ( V WD EL OLGDGH GH (VWUXWXUD HP 6ROR
*UDPSHDGRDissertação de Mestrado. UnB, 1996. Brasília, 127p.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
126
WHEELER, P. (DUWK ERXQG UHLQIRUFHG V RLO DQG %6 ,Q *URXQG
HQJLQHHULQJUHLQIRUFHPHQWVRLOVXSSOHPHQW, London, 1996, U. K., pp. 3-5.
ZIRLIS, A. C.; PITTA, C. A. 6RLOQ DLOLQJFKXPEDPHQWRGH VRORV±H[SHULrQFLD
GH XPD HTXLSH QD DSOLFDomR GR PpWRGR, Conferência Brasileira sobre
Estabilidade de Encostas, COBRAE, ABMS, 1992. Riode Janeiro, v. 1, pp. 81-99.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA

$SrQGLFH
Foram realizados ensaios de cisalhamento nas amostras indeformadas
B01, B02, B03 e B04 nas condições naturais e submersas. As curvas
deslocamento horizontal (δ
h
) versus tensão cisalhante (σ) e deslocamento
horizontal (δ
h
) versus deslocamento vertical são apresentadas nas Figuras 79 a
86. Para as curvas Foram adotados como positivos os deslocamentos verticais
de compressão, sendo negativos os deslocamentos de expansão.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
128
0
20
40
60
80
100
120
140
160
180
0 2 4 6 8 10 12 14 16
'HVORFDPHQWRKRUL]RQWDOPP
7HQVmR&LVDOKDQWHN3D
50 kPa
100 kPa
200 kPa
-1,5
0,0
1,5
0 2 4 6 8 10 12 14 16
50 kPa
100 kPa
200 kPa
Figura 1 – Resultados de ensaio de cisalhamento direto em solo natural (bloco - B01).
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
129
0
20
40
60
80
100
120
140
160
0 2 4 6 8 10 12 14 16
'HVORFDPHQWRKRUL]RQWDOPP
7HQVmR&LVDOKDQWHN3D
50 kPa
100 kPa
200 kPa
-1,5
0,0
1,5
0 2 4 6 8 10 12 14 16
50 kPa
100 kPa
200 kPa
Figura 2 – Resultados de ensaio de cisalhamento direto em solo submerso (bloco -
B01).
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
130
0
50
100
150
200
250
0 2 4 6 8 10 12 14 16
'HVORFDPHQWRKRUL]RQWDOPP
7 HQVmR&LVDOKDQWHN3D
50 kPa
100 kPa
200 kPa
-2,0
0,0
2,0
0 2 4 6 8 10 12 14 16
50 kPa
100 kPa
200 kPa
B
A
Trecho AB = Extensômetro não conectado.
Figura 3 – Resultados de ensaio de cisalhamento direto em solo natural (bloco - B02).
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
131
0
20
40
60
80
100
120
140
160
180
200
0 2 4 6 8 10 12 14 16
'HVORFDPHQWRKRUL]RQWDOPP
7 HQVmR&LVDOKDQWHN3D
50 kPa
100 kPa
200 kPa
-1,5
0,0
1,5
0 2 4 6 8 10 12 14 16
50 kPa
100 kPa
200 kPa
Figura 4 – Resultados de ensaio de cisalhamento direto em solo submerso (bloco -
B02).
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
132
0
50
100
150
200
250
0 2 4 6 8 10 12 14 16
'HVORFDPHQWRKRUL]RQWDOPP
7 HQVmR&LVDOKDQWHN3D
50 kPa
100 kPa
200 kPa
-1,5
0,0
1,5
0 2 4 6 8 10 12 14 16
50 kPa
100 kPa
200 kPa
Figura 5 – Resultados de ensaio de cisalhamento direto em solo natural (bloco - B03).
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
133
0
20
40
60
80
100
120
140
160
180
0 2 4 6 8 10 12 14 16
'HVORFDPHQWRKRUL]RQWDOPP
7HQVm R&LVDOKDQWHN3D
50 kPa
100 kPa
200 kPa
-1,5
0,0
1,5
0 2 4 6 8 10 12 14 16
50 kPa
100 kPa
200 kPa
Figura 6 – Resultados de ensaio de cisalhamento direto em solo submerso (bloco -
B03).
.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
134
0
50
100
150
200
250
0 2 4 6 8 10 12 14 16
'HVORFDPHQWRKRUL]RQWDOPP
7HQVmR&LVDOKDQWHN3D
50 kPa
100 kPa
200 kPa
-1,5
0,0
1,5
0 2 4 6 8 10 12 14 16
50 kPa
100 kPa
200 kPa
Figura 7 – Resultados de ensaio de cisalhamento direto em solo natural (bloco - B04).
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
135
0
50
100
150
200
250
0 2 4 6 8 10 12 14 16
'HVORFDPHQWRKRUL]RQWDOPP
7 HQVm R&LV DOKDQ WHN3D
50 kPa
100 kPa
200 kPa
-1,5
0,0
1,5
0 2 4 6 8 10 12 14 16
50 kPa
100 kPa
200 kPa
A B
Trecho AB = Problema extensômetro vertical
Figura 8 – Resultados de ensaio de cisalhamento direto em solo submerso (bloco -
B04).
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA

$SrQGLFH
Foram realizados ensaios de cisalhamento na interface solo/nata de
cimento nas amostras indeformadas B01, B02, B03 e B04 nas condições
naturais e submersas. As curvas deslocamento horizontal (δ
h
) versus tensão
cisalhante (σ) e deslocamento horizontal (δ
h
) versus deslocamento vertical são
apresentadas nas Figuras 87 à 94. Foram adotados como positivos os
deslocamentos verticais de compressão, sendo negativos os deslocamentos de
expansão.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
137
0
20
40
60
80
100
120
140
160
180
200
0 2 4 6 8 10 12 14 16
'HVORFDPHQWRKRUL]RQWDOPP
7HQVmR&LVDOKDQWHN3D
50 kPa
100 kPa
200 kPa
-1,5
0,0
1,5
0 2 4 6 8 10 12 14 16
50 kPa
100 kPa
200 kPa
Figura 9 – Resultados de ensaio de cisalhamento direto da interface solo/nata de
cimento natural (bloco - B01).
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
138
0
20
40
60
80
100
120
140
160
0 2 4 6 8 10 12 14 16
'HVORFDPHQWRKRUL]RQWDOPP
7HQVmR&LVDOKDQWHN3D
50 kPa
100 kPa
200 kPa
-1,5
0,0
1,5
0 2 4 6 8 10 12 14 16
50 kPa
100 kPa
200 kPa
Figura 10 – Resultados de ensaio de cisalhamento direto da interface solo/nata de
cimento submersa (bloco - B01).
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
139
0
50
100
150
200
250
0 2 4 6 8 10 12 14 16
'HVORFDPHQWRKRUL]RQWDOPP
7HQVmR&LVDOKDQWHN3D
50 kPa
100 kPa
200 kPa
-1,5
0,0
1,5
0 2 4 6 8 10 12 14 16
50 kPa
100 kPa
200 kPa
Figura 11 – Resultados de ensaio de cisalhamento direto da interface solo/nata de
cimento natural (bloco - B02).
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
140
0
20
40
60
80
100
120
140
160
180
200
0 2 4 6 8 10 12 14 16
'HVORFDPHQWRKRUL]RQWDOPP
7HQVmR&LVDOKDQWHN3D
50 kPa
100 kPa
200 kPa
-1,5
0,0
1,5
0 2 4 6 8 10 12 14 16
50 kPa
100 kPa
200 kPa
Figura 12 – Resultados de ensaio de cisalhamento direto da interface solo/nata de
cimento submersa (bloco - B02).
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
141
0
50
100
150
200
250
0 2 4 6 8 10 12 14 16
'HVORFDPHQWRKRUL]RQWDOPP
7HQVm R&LVDOKDQWHN3D
50 kPa
100 kPa
200 kPa
-1,5
0,0
1,5
0 2 4 6 8 10 12 14 16
50 kPa
100 kPa
200 kPa
Figura 13– Resultados de ensaio de cisalhamento direto da interface solo/nata de
cimento natural (bloco - B03).
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
142
0
20
40
60
80
100
120
140
160
180
200
0 2 4 6 8 10 12 14 16
'HVORFDPHQWRKRUL]RQWDOPP
7HQVm R&LVDOKDQWHN3D
50 kPa
100 kPa
200 kPa
-1,5
0,0
1,5
0 2 4 6 8 10 12 14 16
50 kPa
100 kPa
200 kPa
Figura 14 – Resultados de ensaio de cisalhamento direto da interface solo/nata de
cimento submersa (bloco - B03).
.
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
143
0
50
100
150
200
250
0 2 4 6 8 10 12 14 16
'HVORFDPHQWRKRUL]RQWDOPP
7HQVmR&LVDOKDQWHN3D
50 kPa
100 kPa
200 kPa
-1,5
0,0
1,5
0 2 4 6 8 10 12 14 16
50 kPa
100 kPa
200 kPa
Figura 15 – Resultados de ensaio de cisalhamento direto da interface solo/nata de
cimento natural (bloco - B04).
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
144
0
20
40
60
80
100
120
140
160
180
200
0 2 4 6 8 10 12 14 16
'HVORFDPHQWRKRUL]RQWDOPP
7HQVmR&LVDOKDQWHN3D
50 kPa
100 kPa
200 kPa
-1,5
0,0
1,5
0 2 4 6 8 10 12 14 16
50 kPa
100 kPa
200 kPa
Figura 16 – Resultados de ensaio de cisalhamento direto da interface solo/nata de
cimento submersa (bloco - B04).
PUC-Rio - Certificação Digital Nº 0321277/CA
Livros Grátis
( http://www.livrosgratis.com.br )
Milhares de Livros para Download:
Baixar livros de Administração
Baixar livros de Agronomia
Baixar livros de Arquitetura
Baixar livros de Artes
Baixar livros de Astronomia
Baixar livros de Biologia Geral
Baixar livros de Ciência da Computação
Baixar livros de Ciência da Informação
Baixar livros de Ciência Política
Baixar livros de Ciências da Saúde
Baixar livros de Comunicação
Baixar livros do Conselho Nacional de Educação - CNE
Baixar livros de Defesa civil
Baixar livros de Direito
Baixar livros de Direitos humanos
Baixar livros de Economia
Baixar livros de Economia Doméstica
Baixar livros de Educação
Baixar livros de Educação - Trânsito
Baixar livros de Educação Física
Baixar livros de Engenharia Aeroespacial
Baixar livros de Farmácia
Baixar livros de Filosofia
Baixar livros de Física
Baixar livros de Geociências
Baixar livros de Geografia
Baixar livros de História
Baixar livros de Línguas
Baixar livros de Literatura
Baixar livros de Literatura de Cordel
Baixar livros de Literatura Infantil
Baixar livros de Matemática
Baixar livros de Medicina
Baixar livros de Medicina Veterinária
Baixar livros de Meio Ambiente
Baixar livros de Meteorologia
Baixar Monografias e TCC
Baixar livros Multidisciplinar
Baixar livros de Música
Baixar livros de Psicologia
Baixar livros de Química
Baixar livros de Saúde Coletiva
Baixar livros de Serviço Social
Baixar livros de Sociologia
Baixar livros de Teologia
Baixar livros de Trabalho
Baixar livros de Turismo