COMPORTAMENTO MECÂNICO DE GRAMPOS COM FIBRAS …objdig.ufrj.br/60/teses/coppe_m/LarissaDeBrumPassini.pdf · COMPORTAMENTO MECÂNICO DE GRAMPOS COM FIBRAS DE POLIPROPILENO Larissa

i

COMPORTAMENTO MECÂNICO DE GRAMPOS

COM FIBRAS DE POLIPROPILENO

Larissa de Brum Passini

Dissertação de Mestrado apresentada ao

Programa de Pós-graduação em Engenharia

Civil, COPPE, da Universidade Federal do Rio

de Janeiro, como parte dos requisitos necessários

à obtenção do título de Mestre em Engenharia

Civil.

Orientadores: Anna Laura Lopes da Silva Nunes

Alberto de Sampaio Ferraz Jardim

Sayão

Rio de Janeiro

Dezembro de 2010

ii




DISSERTAÇÃO SUBMETIDA AO CORPO DOCENTE DO INSTITUTO ALBERTO

LUIZ COIMBRA DE PÓS-GRADUAÇÃO E PESQUISA DE ENGENHARIA

(COPPE) DA UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO DE JANEIRO COMO PARTE

DOS REQUISITOS NECESSÁRIOS PARA A OBTENÇÃO DO GRAU DE MESTRE

EM CIÊNCIAS EM ENGENHARIA CIVIL.

Examinada por:

________________________________________________

Profª. Anna Laura Lopes da Silva Nunes, Ph.D.

________________________________________________ Prof. Alberto de Sampaio Ferraz Jardim Sayão, Ph.D.

________________________________________________ Prof. Fernando Artur Brasil Danziger, D.Sc.

________________________________________________ Prof. Waldemar Coelho Hachich, Ph.D.

RIO DE JANEIRO, RJ - BRASIL

DEZEMBRO DE 2010

iii

Passini, Larissa de Brum

Comportamento Mecânico de Grampos com Fibras de

Polipropileno/ Larissa de Brum Passini. – Rio de Janeiro:

UFRJ/COPPE, 2010.

XX, 212 p.: il.; 29,7 cm.


Alberto de Sampaio Ferraz Jardim Sayão

Dissertação (mestrado) – UFRJ/ COPPE/ Programa de

Engenharia Civil, 2010.

Referências Bibliográficas: p. 197-205.

1. Solo Grampeado. 2. Materiais compósitos. 3. Fibras

de polipropileno. 4. Resistência ao arrancamento.

I. Nunes, Anna Laura Lopes da Silva, et al.

II. Universidade Federal do Rio de Janeiro, COPPE,

Programa de Engenharia Civil. III. Título.

iv

Resumo da Dissertação apresentada à COPPE/UFRJ como parte dos requisitos

necessários para a obtenção do grau de Mestre em Ciências (M.Sc.)



Larissa de Brum Passsini

Dezembro/2010



Programa: Engenharia Civil

Este trabalho tem por objetivo verificar a viabilidade de substituição das barras de

aço utilizadas em grampos convencionais por fibras de polipropileno na técnica de

contenção de encostas conhecida por solo grampeado. A área experimental onde os

grampos foram executados, ensaiados e exumados localiza-se em um talude de solo

residual de gnaisse no Rio de Janeiro, RJ. Os grampos convencionais foram executados

com barras de aço envoltas por pasta de cimento. Os grampos não convencionais foram

executados com argamassa reforçada com fibras de polipropileno. Todos os grampos

foram instalados com inclinação de 15o em relação à horizontal e alguns deles foram

instrumentados com extensômetros elétricos (strain gages) para verificar a distribuição

do carregamento ao longo do comprimento do grampo, durante a realização dos ensaios

no campo. Também foram realizados ensaios de laboratório para a determinação da

resistência e deformabilidade dos corpos-de-prova de solo do talude, de pasta de

cimento e de argamassa com fibras de polipropileno. Os principais aspectos analisados

foram a resistência ao arrancamento e a distribuição do carregamento dos grampos no

campo. Os resultados indicam que os grampos com fibras de polipropileno

apresentaram 62% da resistência dos grampos convencionais e sugerem a viabilidade de

utilização destes.

v

Abstract of Dissertation presented to COPPE/UFRJ as a partial fulfillment of the

requirements for the degree of Master of Science (M.Sc.)

MECHANICAL BEHAVIOR OF NAILS WITH POLYPROPYLENE FIBERS


December/2010

Advisors: Anna Laura Lopes da Silva Nunes


Department: Civil Engineering

This research aims at verifying the viability of replacing the steel bars

used in conventional nails by polypropylene fibers in the soil nailing technique for

stabilization of slopes. The experimental area, where the nails were installed, tested and

exhumed, is located in a slope of gneissic residual soil in Rio de Janeiro, RJ. The

conventional nails were made of steel bars inserted in cement grout. The unconventional

nails were prepared with the synthetic fibers mixed with the cement grout. All nails

were installed with an inclination of 15 degrees relative to horizontal and some were

instrumented with strain gages for verifying the load distribution along their lengths

during the field tests. Laboratory tests were also carried out to obtain the deformability

and strength characteristics of the residual soil and the cement grout, with and without

fibers. The main aspects examined were the pullout resistance and the load distribution

of nails in the field. The results suggest the feasibility of using the nails with

polypropylene fibers and indicate that they had about 62% of the resistance of

conventional nails.

vi

SUMÁRIO

Capítulo 1 – Introdução ........................................................................................

1.1 Considerações iniciais ..............................................................................

1.2 Objetivo geral ...........................................................................................

1.3 Objetivos específicos ................................................................................

1.4 Justificativas .............................................................................................

1.5 Metodologia ..............................................................................................

1.6 Estrutura da dissertação ............................................................................

1

1

2

2

3

3

4

Capítulo 2 – Considerações sobre solo grampeado ............................................


2.2 Histórico ...................................................................................................

2.3 Conceito ....................................................................................................

2.4 Processo executivo ...................................................................................

2.5 Revestimento da face ................................................................................

2.6 Drenagem .................................................................................................

2.7 Vantagens e limitações .............................................................................

2.8 Mecanismo e comportamento ..................................................................

2.9 Análise de estabilidade .............................................................................

2.10 Ensaio de arrancamento de grampos ........................................................

2.11 Mobilização do atrito ao longo dos grampos ...........................................

2.12 Instrumentação extensométrica de grampos .............................................

2.13 Considerações finais .................................................................................

Capítulo 3 – Considerações sobre materiais compósitos ...................................

3.1 Considerações iniciais ...............................................................................

3.2 Materiais compósitos reforçados com fibras ............................................

3.2.1 Fase fibra .........................................................................................

3.2.2 Fase matriz .......................................................................................

3.2.3 Interação entre as fases fibra e matriz .............................................

3.3 Parâmetros que influenciam o desempenho dos materiais compósitos ....

6

6

6

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vii

3.4 Comportamento mecânico dos materiais compósitos ..............................

3.5 Propriedades dos materiais compósitos no estado fresco .........................

3.6 Propriedades dos materiais compósitos no estado endurecido ................

3.7 Aplicações dos materiais compósitos reforçados com fibras ...................

3.7.1 Grampos compostos por argamassa com fibras de polipropileno ..

3.8 Considerações finais .................................................................................

70

72

75

81

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85

Capítulo 4 – Programa experimental ..................................................................

4.1 Considerações iniciais ...............................................................................

4.2 Área experimental .....................................................................................

4.3 Grampos ....................................................................................................

4.3.1 Grampos convencionais ..................................................................

4.3.2 Grampos não convencionais ............................................................

4.4 Materiais utilizados ...................................................................................

4.5 Processo de instalação dos grampos no talude .........................................

4.6 Ensaios de campo ......................................................................................

4.6.2 Ensaio de arrancamento ...................................................................

4.6.1 Ensaio de empurramento .................................................................

4.7 Exumação dos grampos ............................................................................

4.7.1 Escavação do talude ........................................................................

4.7.2 Exumação dos grampos convencionais ...........................................

4.7.3 Exumação dos grampos não convencionais ....................................

4.8 Ensaios de laboratório ...............................................................................

4.8.1 Ensaios em solo ..............................................................................

4.8.2 Ensaios em pasta de cimento e argamassa com fibras ...................

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137

Capítulo 5 – Apresentação e análise dos resultados ...........................................


5.2 Informações relevates ...............................................................................

5.3 Resultados dos ensaios de arrancamento ..................................................

5.3.1 Curvas carga-deslocamento dos grampos convencionais ...............

5.3.2 Resistência ao arrancamento dos grampos convencionais ..............

5.4 Resultados dos ensaios de empurramento .................................................

150

150

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162

168

viii

5.4.1 Curvas carga-deslocamento dos grampos não convencionais .........

5.4.2 Resistência ao arrancamento dos grampos não convencionais .......

5.5 Resistência dos grampos convencionais e não convencionais .................

5.6 Resultados da instrumentação dos grampos ..............................................

5.6.1 Distribuição do carregamento ao longo dos grampos

convencionais ..................................................................................

5.6.2 Distribuição do carregamento ao longo dos grampos não

convencionais ..................................................................................

5.7 Análise da exumação dos grampos ...........................................................

168

173

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179

179

183

186

Capítulo 6 – Conclusões e sugestões ....................................................................


6.2 Conclusões................................................................................................

6.3 Sugestões para futuras pesquisas ..............................................................

192

192

192

196

Referências bibliográficas .....................................................................................

197

Anexos ....................................................................................................................

206

ix

LISTA DE FIGURAS

Capítulo 2 – Considerações sobre solo grampeado

Figura 2.1 –

Figura 2.2 –

Figura 2.3 –

Figura 2.4 –

Figura 2.5 –

Figura 2.6 –

Figura 2.7 –

Figura 2.8 –

Figura 2.9 –

Figura 2.10 –

Figura 2.11 –

Figura 2.12 –

Figura 2.13 –

Figura 2.14 –

Figura 2.15 –

Comparação do NATM com a técnica convencional (ORTIGÃO

et al., 1993) ....................................................................................

Execução do solo grampeado com equipamentos mecânicos

(ZIRLIS et al., 1999) .....................................................................

Execução do solo grampeado com equipamentos manuais

(ZIRLIS et al., 1999) .....................................................................

Cabeças de grampos com barras de diâmetro superior e inferior

a 20 mm (ORTIGÃO et al., 1993) ................................................

Exemplos da extremidade do grampo junto à face

(INGOLD, 1995) ............................................................................

Extremidade do grampo embutida no terreno

(ORTIGÃO et al., 1993) ................................................................

Esquema de dreno sub-horizontal profundo

(SOLOTRAT, 2003) ......................................................................

Esquema de drenagem superficial (SAES et al., 1999) .............

Mecanismos de estabilização (a) cortina atirantada e (b) solo

grampeado (MITCHELL e VILLET, 1987) ..................................

Força máxima mobilizada no grampo (EHRLICH, 2003) .............

Comportamento de reforços (a) flexíveis e (b) rígidos

(MITCHELL e VILLET, 1987) .....................................................

Influência da rigidez do grampo nas deformações e tensões

mobilizadas (EHRLICH, 2003) .....................................................

Importância da face em taludes verticais e inclinados

(EHRLICH, 2003) ..........................................................................

Curvas típicas do ensaio de arrancamento de grampos

(CLOUTERRE, 1991) ...................................................................

Tração mobilizada no grampo e resistência ao arrancamento

(ORTIGÃO, 1997) .........................................................................

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11

11

18

19

19

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21

26

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27

29

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34

34

x

Figura 2.16 –

Figura 2.17 –

Figura 2.18 –

Figura 2.19 –

Figura 2.20 –

Figura 2.21 –

Figura 2.22 –

Esquema de montagem dos equipamentos para o ensaio de

arrancamento (SPRINGER, 2006 adaptado de LAZART et al.,

2003) ..............................................................................................

Distribuição das deformações ao longo do grampo durante o

ensaio de arrancamento (CLOUTERRE, 1991) .............................

Distribuição das forças de tração ao longo do grampo de 3 m

durante o ensaio de arrancamento (CLOUTERRE,1991) ..............

Distribuição das forças de tração ao longo do grampo de 12 m

durante o ensaio de arrancamento (CLOUTERRE,1991) ..............

Mobilização das tensões de cisalhamento ao longo do grampo

de 3 m durante o ensaio de arrancamento (CLOUTERRE,1991) ..

Mobilização das tensões de cisalhamento ao longo do grampo

de 12 m durante o ensaio de arrancamento (CLOUTERRE,1991).

Esquema de um extensômetro de resistência elétrica

(ANDOLFATO et al., 2004) .........................................................

37

38

39

39

40

40

41

Capítulo 3 – Considerações sobre materiais compósitos

Figura 3.1 –

Figura 3.2 –

Figura 3.3 –

Figura 3.4 –

Figura 3.5 –

Figura 3.6 –

Figura 3.7 –

Definição do comprimento crítico da fibra (ASHBY e JONES,

1998) ..............................................................................................

Disposição da fibra na fissura idealizada (TAYLOR, 1994) .........

Curvas conceituais de concretos fibrosos com relação ao volume

crítico de fibras incorporado (FOÁ, 2002) ....................................

Representação esquemática das curvas tensão-deformação de

materiais compósitos dependendo do volume de fibras

(PROCTOR, 1990) ........................................................................

Fator de eficiência como função do comprimento e da orientação

das fibras (BENTUR e MINDESS, 1990) .....................................

Representação esquemática dos estágios de uma curva tensão-

deformação do material compósito (BENTUR e MINDESS,

1990) ..............................................................................................

Representação esquemática do processo de fissuração múltipla e

da curva resultante em compósito de matriz frágil reforçado com

62

64

66

67

69

71

xi

Figura 3.8 –

fibras (BENTUR e MINDESS, 1990) ...........................................

Curva tensão-deformação da matriz cimentícia com e sem fibras

(FIGUEIREDO, 2000) ...................................................................

72

79

Capítulo 4 – Programa experimental

Figura 4.1 –

Figura 4.2 –

Figura 4.3 –

Figura 4.4 –

Figura 4.5 –

Figura 4.6 –

Figura 4.7 –

Figura 4.8 –

Figura 4.9 –

Figura 4.10 –

Figura 4.11 –

Figura 4.12 –

Figura 4.13 –

Figura 4.14 –

Figura 4.15 –

Figura 4.16 –

Figura 4.17 –

Figura 4.18 –

Vista frontal do talude ....................................................................

Vista lateral do talude ....................................................................

Solo residual com foliação da rocha preservada (a) de coloração

amarelada e (b) de coloração esbranquiçada .................................

Esboço da vista frontal do talude com os grampos ........................

Esboço da vista lateral do talude com o grampo ............................

Seção transversal esquemática do grampo convencional no talude

Posição da instrumentação com strain gages nos grampos

convencionais .................................................................................

Seção transversal esquemática dos grampos não convencionais

com 1,0 m de comprimento ...........................................................


com 2,0 m de comprimento ...........................................................

Posição da instrumentação dos grampos não convencionais

de 1,0 m ..........................................................................................

Posição da instrumentação dos grampos não convencionais

de 2,0 m ..........................................................................................

Haste metálica de 1,0 m com strain gages, mangueira de

reinjeção e centralizadores .............................................................

Barra de aço do Sitema Gewi (CATÁLOGO GEWI) ...................

Haste metálica para fixação dos strain gages dos grampos não

convencionais .................................................................................

Strain gages utilizados na instrumentação dos grampos

convencionais e não convencionais ...............................................

Instrumentação com strain gages: (a) barras dos grampos

convencionais e (b) hastes dos grampos não convencionais .........

Fibras de polipropileno ..................................................................

Isopor moldado com o diâmetro do furo de 100 mm para a

87

87

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93

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xii

Figura 4.19 –

Figura 4.20 –

Figura 4.21 –

Figura 4.22 –

Figura 4.23 –

Figura 4.24 –

Figura 4.25 –

Figura 4.26 –

Figura 4.27 –

Figura 4.28 –

Figura 4.29 –

Figura 4.30 –

Figura 4.31 –

Figura 4.32 –

Figura 4.33 –

Figura 4.34 –

Figura 4.35 –

Figura 4.36 –

Figura 4.37 –

Figura 4.38 –

vedação do fundo dos grampos não convencionais .......................

Espuma moldada com o diâmetro do furo de 100 mm para a

vedação da extremidade final dos grampos não convencionais .....

Furo de 250 mm de diâmetro realizado no muro de concreto

e furo de 100 mm de diâmetro realizado no solo ...........................

Esquema em planta dos comprimentos de perfuração....................

Equipamentos utilizados para a preparação e injeção da pasta

de cimento ......................................................................................

Preparação da mistura de argamassa com fibras de polipropileno.

Injeção da argamassa com fibras de polipropileno ........................

Reinjeção com pasta de cimento ....................................................

Misturador de haste vertical utilizado na preparação da

argamassa com fibras .....................................................................

Máquina P13 utilizada para a injeção da argamassa com fibras ....

Equipamentos do sistema de aquisição de dados ...........................

Esquema de funcionamento do sistema de aquisição de dados .....

Sistema de aplicação de carga do ensaio de arrancamento ............

Viga de reação utilizada nos ensaios de empurramento dos

grampos com fibras ........................................................................

Tubo metálico prolongador utilizado nos ensaios de

empurramento ................................................................................

Abertura no topodo tubo prolongador e no início do seu tronco

para a passagem dos cabos dos straing gages ...............................

Abertura na base do tubo prolongador para encaixe da barra de

aço ..................................................................................................

Início da montagem dos equipamentos para o ensaio de

empurramento ................................................................................

Equipamentos montados para o ensaio de empurramento .............

Área escavada para a exumação dos grampos GC e GP ................

Sequência de desmonte do talude para exumação dos grampos:

(a) retirada do muro de concreto, (b) retirada do solo e excesso,

101

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113

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114

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115

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xiii

Figura 4.39 –

Figura 4.40 –

Figura 4.41 –

Figura 4.42 –

Figura 4.43 –

Figura 4.44 –

Figura 4.45 –

Figura 4.46 –

Figura 4.47 –

Figura 4.48 –

Figura 4.49 –

Figura 4.50 –

Figura 4.51 –

Figura 4.52 –

Figura 4.53 –

Figura 4.54 –

Figura 4.55 –

Figura 4.56 –

Figura 4.57 –

Figura 4.58 –

Figura 4.59 –

Figura 4.60 –

Figura 4.61 –

Figura 4.62 –

(c) escavação manual e limpeza dos grampos e (d) utilização de

martelete em solo de transição para alteração de rocha .................

Retirada dos grampos exumados: (a) remoção e (b) transporte ....

Exumação do grampo convencional GC-4 ....................................



Detalhe grampo convencional GC-4 ..............................................

Detalhe grampo convencional GC-6 ..............................................

Aumento do diâmetro do grampo convencional GC-6 em região

de falha ...........................................................................................

Exumação do grampo não convencional GP 2-1 ...........................






Fissuras na cabeça dos grampos: (a) GP 2-1 e (b) GP 2-3 .............



Imperfeições localizadas ao longo do topo dos grampos:

(a) GP 2-1; (b) GP 2-2; (c) GP 1-1; e (d) GP 1-2 ..........................

Coleta de amostras do material de transição para alteração de rocha .....

Curva granulométrica – Solo residual jovem (SRJ) ......................

Curva granulométrica – Material de transição para alteração de

rocha (TAR) ...................................................................................

Curvas do ensaio de cisalhamento direto – SRJ: (a) Tensão

cisalhante-deslocamento horizontal e (b) Deslocamento vertical-

deslocamento horizontal ................................................................

Curvas do ensaio de cisalhamento direto – TAR: (a) Tensão

cisalhante-deslocamento horizontal e (b) Deslocamento vertical-

deslocamento horizontal ................................................................

Envoltória de resistência do SRJ ....................................................

Envoltória de resistência do TAR ..................................................

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118

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135

136

136

xiv

Figura 4.63 –

Figura 4.64 –

Figura 4.65 –

Figura 4.66 –

Figura 4.67 –

Figura 4.68 –

Figura 4.69 –

Figura 4.70 –

Preparação dos corpos-de-prova para os ensaios de laboratório:

(a) corte dos tubos, (b) retirada dos moles de PVC, (c)

faceamento dos corpos-de-prova e (d) verificação da

perpendicularidade das faces em relação ao eixo longitudinal ......

Ensaio de compressão uniaxial com medidas diretas de

deformação axial ............................................................................

Equipamentos utilizados nos ensaios de laboratório: (a) prensa de

1000 kN e (b) caixa de comando para controle de carga ...............

Corpo-de-prova de (a) pasta de cimento e (b) argamassa com

fibra após o ensaio de compressão uniaxial ...................................

Curvas tensão-deformação típicas dos ensaios de compressão

uniaxial para corpos-de-prova de pasta de cimento (CUPC) e

argamassa com fibras de polipropileno (CUAP) ...........................

Ensaio de compressão diametral com uso de mordentes curvos de

aço ..................................................................................................

Corpo-de-prova de (a) pasta de cimento e (b) argamassa com

fibras após ensaio de compressão diametral ..................................

Curvas típicas carga-deslocamento do pistão dos ensaios de

compressão diametral para pasta de cimento (CDPC) e

argamassa com fibras de polipropileno (CDAP) ...........................

138

139

139

141

143

144

146

149

Capítulo 5 – Apresentação e análise dos resultados

Figura 5.1 –

Figura 5.2 –

Figura 5.3 –

Figura 5.4 –

Figura 5.5 –

Figura 5.6 –

Figura 5.7 –

Curvas carga-deslocamento do GC-1: (a) Carga medida pela

célula de carga e (b) Carga medida pelo manômetro do conjunto

macaco-bomba-manômetro ...........................................................

Curvas carga-deslocamento do GC-2: (a) Carga medida pela

célula de carga e (b) Carga medida pelo manômetro do conjunto

macaco-bomba-manômetro ...........................................................

Curva carga-deslocamento do GC-3 ..............................................




Curvas carga-deslocamento dos grampos convencionais (GC) .....

155

156

157

158

159

159

160

xv

Figura 5.8 –

Figura 5.9 –

Figura 5.10 –

Figura 5.11 –

Figura 5.12 –

Figura 5.13 –

Figura 5.14 –

Figura 5.15 –

Figura 5.16 –

Figura 5.17 –

Figura 5.18 –

Figura 5.19 –

Figura 5.20 –

Figura 5.21 –

Figura 5.22 –

Figura 5.23 –

Figura 5.24 –

Figura 5.25 –

Figura 5.26 –

Figura 5.27 –

Regiões típicas da curva carga-deslocamento do GC-1 .................

Resistência ao arrancamento dos grampos convencionais .............

Curva carga-deslocamento do GP 1-1 ...........................................






Curvas carga-deslocamento dos grampos com fibras de

polipropileno ..................................................................................

Regiões típicas da curva carga-deslocamento do GP 2-4 ..............

Resistência ao arrancamento dos grampos não convencionais ......

Curvas carga-deslocamento dos grampos convencionais e não

convencionais ................................................................................

Resistência ao arrancamento média dos grampos convencionais

(GC) e não convencionais (GP) .....................................................

Distribuição típica de carga ao longo do grampo (SPRINGER,

2006) ..............................................................................................

Distribuição do carregamento ao longo do grampo GP 1-1 ..........


Distribuição do carregamento ao longo do grampo GP 2-1...........


Ilustração dos grampos no talude e resumo dos ensaios de campo

e laboratório ...................................................................................

Preenchimento do furo ineficiente após a espuma de vedação do

trecho livre do grampo convencional (SPRINGER, 2006) ............

161

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170

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171

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172

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178

180

184

184

185

185

189

191

Anexos

Figura A.1 –

Figura A.2 –

Calibração conjunto macaco-bomba-manômetro C600:

(a) página 1 ....................................................................................

(b) página 2 ....................................................................................

(c) página 3 ....................................................................................

Calibração conjunto macaco-bomba-manômetro C1000:

206

207

208

xvi

Figura A.3 –

Figura A.4 –

(a) página 1 ....................................................................................

(b) página 2 ....................................................................................

(c) página 3 ....................................................................................

Calibração do medidor elétrico de deslocamento - LVDT 1 .........

Calibração do medidor elétrico de deslocamento - LVDT 2 .........

209

210

211

212

212

xvii

LISTA DE TABELAS

Capítulo 4 – Programa experimental

Tabela 4.1 –

Tabela 4.2 –

Tabela 4.3 –

Tabela 4.4 –

Tabela 4.5 –

Tabela 4.6 –

Tabela 4.7 –

Tabela 4.8 –

Tabela 4.9 –

Tabela 4.10 –

Tabela 4.11 –

Tabela 4.12 –

Tabela 4.13 –

Características das barras de aço utilizadas nos grampos

convencionais ..............................................................................

Características das hastes metálicas utilizadas dos grampos

não convencionais ........................................................................

Características dos strain gages utilizados ..................................

Propriedades das fibras de polipropileno utilizadas ....................

Dosagem adotada dos materiais para a preparação das misturas.

Diâmetros medidos ao longo dos grampos convencionais ..........

Comprimentos dos grampos não convencionais .........................

Diâmetros medidos ao longo dos grampos não convencionais ..

Resultados dos ensaios de caracterização ....................................

Características dos corpos-de-prova ensaiados à compressão

uniaxial ........................................................................................

Resultados dos ensaios de compressão uniaxial ..........................

Características dos corpos-de-prova ensaiados à compressão

diametral ......................................................................................

Resultados dos ensaios de compressão diametral .......................

96

97

98

100

103

123

129

129

131

140

141

145

147

Capítulo 5 – Apresentação e análise dos resultados

Tabela 5.1 –

Tabela 5.2 –

Tabela 5.3 –

Tabela 5.4 –

Tabela 5.5 –

Tabela 5.6 –

Características dos grampos convencionais e não convencionais

Equações provindas das calibrações dos equipamentos ..............

Processamento dos ensaios de campo .........................................

Resultados dos ensaios de arrancamento em grampos

convencionais ..............................................................................

Resultados dos ensaios de arrancamento de Ortigão et al.

(1992), Azambuja et al. (2001), Soares e Gomes (2003), Proto

Silva (2005), Magalhães (2005), Springer (2006), Feijó (2007)

e Silva et al. (2010) ......................................................................

Resultados dos ensaios de empurramento em grampos não

convencionais ..............................................................................

151

152

153

162

164

174

xviii

Tabela 5.7 –

Tabela 5.8 –

Resultados dos ensaios de arrancamento de grampos com fibras

de polipropileno de Magalhães (2005) e Leite (2007) ................

Diâmetros medidos ao longo dos grampos exumados por

Springer (2006) ............................................................................

176

190

`

xix

LISTA DE SÍMBOLOS

A – área da seção transversal

Af – área de seção transversal da fibra

AGC – área da seção transversal da barra de aço do grampo convencional (mm²)

AGP – área da seção transversal do grampo com fibras de polipropileno (mm²)

AM – área da superfície de atuação do êmbolo do macaco (cm²)

C – coesão do solo

d – diâmetro equivalente da fibra

D – diâmetro do furo/grampo/corpo-de-prova

e – índice de vazios

E – módulo de elasticidade (Young)

Ec – módulo de elasticidade da matriz

Ef – módulo de elasticidade da fibra

Emédio – módulo de elasticidade médio (GPa)

EGC – módulo de elasticidade da barra de aço do grampo convencional (GPa)

EGP – módulo de elasticidade da argamassa com fibras de polipropileno (GPa)

F – força

Fa – resistência de aderência fibra-matriz

Fmáx – força máxima (kN)

Ft – resistência à tração da fibra

FCC – carga medida pela célula de carga (kN)

FM – carga medida pelo manômetro do conjunto macaco-bomba-manômetro (kN)

FS – fator de sensibilidade do strain gage

Gs – densidade real dos grãos

H – altura da escavação/talude vertical/corpo-de-prova

K – fator de sensibilidade do strain gage

Ko – coeficiente de empuxo no repouso

kGCmédio – rigidez média dos grampos convencionais (kN/mm)

kGPmédio – rigidez média dos grampos com fibras de polipropileno (kN/mm)

l – comprimento da fibra

lc – comprimento crítico da fibra

L – comprimento do grampo

xx

La – trecho injetado do grampo (m)

LL – limite de liquidez (%)

LP – limite de plasticidade (%)

pf – perímetro da fibra

qs – resistência ao arrancamento do grampo (kPa)

qsmédio – resistência ao arrancamento media (kPa)

R – resistência elétrica do condutor

Sh – espaçamento horizontal entre grampus

Si – índice de rigidez relativa solo-grampo

Sv – espaçamento vertical entre grampus

To – força de tração na face do talude

Tmáx – força máxima de tração mobilizada ao longo do grampo (kN)

Vexc – voltagem de excitação (Volts)

Vf – volume de fibras

w – umidade natural (%)

γd – peso específico aparente seco (kN/m³)

ε – deformação

ε1 – deformação principal maior

εm – deformação última da matriz

ρ – resistividade do conductor

σ – tensão

σc – resistência à compressão uniaxial (MPa)

σcmédio – resistência à compressão uniaxial média (MPa)

σf – resistência à tração da fibra

σmc – tensão de fissuração da matriz

σs – tensão horizontal no solo

σt,b – resistência à tração/compressão diametral (MPa)

σt,bmédio – resistência à tração média/compressão diametral (MPa)

σz – tensão vertical

τ – tensão de cisalhamento

φ – ângulo de atrito

∆L – variação do comprimento

∆R – variação da resistência elétrica do condutor

1

Capítulo 1 INTRODUÇÃO

1.1 Considerações iniciais

As estruturas de contenção são utilizadas na estabilização de encostas naturais

ou escavadas. São muitas as técnicas empregadas para proporcionar a estabilidade dos

taludes, entre outras, pode-se citar a cortina atirantada, o muro de arrimo ou de

gravidade, o solo compactado reforçado e o solo grampeado.

O solo grampeado é uma técnica em que o reforço do maciço é obtido por meio

da inclusão de elementos resistentes. Esses elementos de reforço são muito semelhantes

aos empregados em cortinas atirantadas, porém não há a aplicação de pré-tensão e nem

a presença de trecho livre, sendo elementos passivos.

De modo geral, o grampeamento consiste em três etapas: (i) realização dos furos

nos nichos ou nas bancadas, para o caso de taludes escavados; (ii) introdução de barras

de aço envoltas por pasta de cimento injetada por gravidade, comumente com 15º de

inclinação com a horizontal; e (iii) revestimento da superfície do talude através da

execução de concreto projetado com tela metálica, ou concreto projetado com fibras, ou

ainda apenas a aplicação de proteção vegetal, e implementação de um sistema de

drenagem eficiente.

A resistência ao arrancamento dos grampos (qs) está relacionada à mobilização

do atrito no contato dos mesmos com o solo circundante. Os grampos trabalham

basicamente à tração e quanto maior o atrito solo-grampo, melhor será o desempenho da

inclusão. Para que o atrito na interface seja mobilizado é necessário que haja pequenos

deslocamentos entre o grampo e o material do maciço.

Geralmente os materiais cimentícios são utilizados com a adição de barras de

aço, como acontece na técnica do solo grampeado, tanto na composição dos grampos,

como na composição da face. Os materiais cimentícios apresentam baixa resistência à

tração e pequena capacidade de deformação, caracterizados como materiais frágeis.

Também se podem incorporar fibras como reforço de materiais frágeis, sendo

esta uma técnica utilizada há muito tempo. No caso de materiais compósitos à base de

cimento Portland, a principal contribuição das fibras consiste no reforço da matriz,

controlando a fissuração da mistura e alterando o seu comportamento após a fissuração.

2

As fibras retardam o surgimento da primeira fissura e distribuem as tensões, originando

um maior número de fissuras menos visíveis. Desta forma, elas proporcionam um

aumento da tenacidade e da deformação na ruptura do compósito, entre outros

benefícios, de acordo com a fibra e a matriz empregada.

Os materiais compósitos fibrosos são amplamente empregados, sendo também

aplicados na técnica do grampeamento, onde são comumente utilizados para compor o

revestimento da face do talude.

Nesta dissertação, uma aplicação particular do material compósito fibroso é

proposta para a composição de grampos da técnica de solo grampeado. Propõe-se

também um ensaio não convencional para a determinação da resistência ao

arrancamento (qs) dos grampos compostos por argamassa reforçada com fibras. Ao

invés de ensaios de arrancamento, são realizados ensaios de empurramento,

correspondentes à compressão da cabeça do grampo para sua movimentação no interior

do furo.

Esta pesquisa dá continuidade aos estudos realizados por Magalhães (2005) e

Leite (2007), em suas respectivas dissertações de mestrado, os quais estudaram grampos

com fibras de polipropileno ensaiados ao arrancamento, sendo pioneiramente

idealizados pelos coordenadores do Grupo de Solo Grampeado, formado por

pesquisadores da COPPE-UFRJ e da PUC-RIO.

1.2 Objetivo geral

O principal objetivo desta dissertação é estudar o comportamento mecânico de

grampos compostos por argamassa reforçada com fibras de polipropileno, visando

constatar a viabilidade de substituição das barras de aço envoltas por pasta de cimento

na técnica de solo grampeado convencional, para fins de contenção de encostas.

1.3 Objetivos específicos

• Realizar uma revisão bibliográfica sobre solo grampeado e materiais compósitos

fibrosos;

• Adquirir conhecimento prático da técnica de grampeamento;

3

• Obter as curvas típicas de carga-deslocamento, resultantes dos ensaios de

arrancamento dos grampos convencionais e empurramento dos grampos não

convencionais;

• Verificar a distribuição do carregamento ao longo dos grampos convencionais e

não convencionais durante a execução dos ensaios de campo;

• Realizar a exumação dos grampos ensaiados;

• Determinar os parâmetros de resistência do solo, do material compósito fibroso e

da pasta de cimento através de ensaios de laboratório;

• Determinar as resistências ao arrancamento (qs) dos grampos convencionais e

não convencionais;

• Comparar a resistência mobilizada entre os dois tipos de grampos;

1.4 Justificativas

Na técnica convencional de grampeamento, faz-se uso de barras de aço envoltas

por pasta de cimento, sendo o aço o constituinte de custo mais elevado na composição

desses grampos, além de requerer cuidados especiais para evitar a corrosão.

Esta dissertação apresenta uma solução alternativa à técnica convencional de

grampeamento, propondo a execução de grampos compostos por apenas material

compósito fibroso, constituídos de argamassa reforçada com fibras de polipropileno,

injetada no interior de uma perfuração previamente executada no talude. Essa solução

tem como vantagens principais a economia de tempo e de recursos, além de facilitar o

processo executivo dos grampos.

O traço adotado para a argamassa reforçada com fibras deve ser previamente

testado, assegurando as condições de trabalhabilidade no campo, possibilitando o

processo de mistura e de injeção do material compósito no interior dos furos.

Os grampos não convencionais, para que possam ser utilizados na técnica de

contenção de encostas, devem oferecer resistência mecânica suficiente para suportar os

esforços de tração e de cisalhamento mobilizados ao longo dos mesmos, produzidos por

pequenos deslocamentos, garantindo a estabilidade do talude.

4

1.5 Metodologia

O desenvolvimento desta dissertação compreendeu três etapas fundamentais. A

primeira etapa consistiu no levantamento de informações, a partir da realização da

revisão bibliográfica sobre o tema solo grampeado e materiais compósitos fibrosos,

através de buscas na literatura nacional e internacional.

A segunda etapa deste trabalho incidiu na realização dos trabalhos de campo,

como preparação e instalação dos grampos convencionais e não convencionais,

realização dos ensaios mecânicos de arrancamento e empurramento e exumação dos

grampos. Os trabalhos de laboratório compreenderam na realização de ensaios de

caracterização e cisalhamento direto em amostras de solos do talude e ensaios de

compressão uniaxial e diametral em corpos-de-prova de pasta de cimento e argamassa

reforçada com fibras de polipropileno.

A terceira etapa fundamentou-se na determinação dos valores máximos das

forças de tração e de compressão obtidas nos ensaios de arrancamento e empurramento,

respectivamente. De posse desses valores pôde-se calcular os valores de resistência ao

arrancamento (qs) na ruptura para os grampos convencionais e não convencionais, e

verificar a distribuição do carregamento ao longo dos grampos. Foram analisados os

resultados obtidos e o comportamento dos grampos convencionais e não convencionais

foram comparados.

1.6 Estrutura da dissertação

A presente dissertação está dividida em cinco capítulos:

Capítulo 1 – Introdução: realiza uma breve exposição sobre solo grampeado e

materiais compósitos fibrosos, com a definição dos objetivos (geral e específicos),

descrição das justificativas e apresentação da metodologia seguida para a realização

dessa dissertação, além da estrutura da mesma.

Capítulo 2 – Considerações sobre solo grampeado: apresenta uma revisão

bibliográfica sobre solo grampeado, contendo o histórico da técnica, conceitos, processo

executivo, vantagens e limitações, mecanismos e comportamento e análise de

estabilidade do grampeamento, além de uma explanação sobre o ensaio de

arrancamento, a mobilização do atrito ao longo dos grampos e a instrumentação

extensométrica.

5

Capítulo 3 – Considerações sobre materiais compósitos: oferece uma revisão

bibliográfica sobre materiais cimentícios reforçados com fibra. São descritos os

conceitos básicos das fases fibra e matriz e a interação entre as fases, os parâmetros que

influenciam o desempenho e o comportamento mecânico dos materiais compósitos.

Também são apresentadas as propriedades dos materiais compósitos no estado fresco e

no estado endurecido, além da exposição de algumas aplicações desses materiais, como

na composição de grampos com argamassa reforçada com fibras de polipropileno na

técnica de grampeamento de solos.

Capítulo 4 – Programa experimental: descreve a metodologia desenvolvida para

a pesquisa, com a exposição da área experimental, dos grampos convencionais e não

convencionais, dos materiais utilizados, do processo de instalação dos grampos no

talude e dos ensaios de campo representados pelos ensaios de arrancamento e de

empurramento. Por fim é apresentado o processo de exumação dos grampos, os ensaios

de laboratório realizados com o solo coletado do talude, com a pasta de cimento e

argamassa com fibras dos grampos.

Capítulo 5 – Apresentação e análise dos resultados: apresenta algumas

informações relevantes para o processamento dos ensaios de campo, os resultados dos

ensaios de arrancamento e empurramento, as curvas carga-deslocamento, aspectos de

comportamento e problemas ocorridos durante a realização de alguns ensaios. Os

valores de resistência ao arrancamento dos grampos (qs) são apresentados, discutidos e

comparados entre si e com outros resultados presentes na literatura. São apresentadas e

analisadas as curvas de distribuição de carga ao longo do comprimento do grampo. As

observações resultantes da exumação dos grampos convencionais e não convencionais

também são reportadas.

Capítulo 6 – Conclusões e sugestões: oferece as principais conclusões desta

dissertação e algumas sugestões para futuras pesquisas.

Ao final desta dissertação são apresentadas as referências bibliográficas e os

anexos, com as curvas de calibração dos equipamentos utilizados nos ensaios de campo.

6

Capítulo 2 CONSIDERAÇÕES SOBRE

SOLO GRAMPEADO


Este capítulo explana sobre solo grampeado, apresentando uma revisão

bibliográfica de forma a abordar os itens mais relevantes. Inicialmente é realizada uma

exposição do histórico, do conceito, do processo executivo, e das vantagens e

limitações. Na sequência são abordados o mecanismo e o comportamento do solo

grampeado, assim como a sua análise de estabilidade. Posteriormente são apresentados

os princípios do ensaio de arrancamento, da mobilização do atrito ao longo dos

grampos, e da instrumentação extensométrica.

2.2 Histórico

Segundo Mitchell e Villet (1987), a técnica de solo grampeado ou soil nailing se

originou, em parte, da técnica utilizada na execução de apoios de túneis e galerias

chamada NATM (New Austrian Tunneling Method) aplicada à Engenharia de Minas. A

partir de 1945 esta técnica foi desenvolvida pelo professor Landislau Von Rabcewicz,

para avanço de escavações em túneis rochosos, tendo em vista a necessidade de se

promover a estabilidade das paredes e teto de escavações subterrâneas de forma rápida e

segura. Este método evoluiu significativamente na Europa entre o final da década de 50

e a primeira metade da década seguinte.

O método NATM admite a formação de uma região plastificada no entorno da

escavação devido ao efeito do peso e das tensões confinantes na cavidade. A aplicação

de chumbadores curtos e radiais e um revestimento flexível composto por concreto

projetado sobre uma tela metálica logo após a escavação permite a deformação do

terreno e redistribuição das tensões in situ.

No método convencional de execução de túneis, os deslocamentos são

impedidos por um revestimento rígido que mobiliza esforços muito maiores requerendo

revestimentos mais espessos, tornando-se uma solução de custo mais elevado.

A Figura 2.1 exemplifica o método convencional e o método NATM em túnel.

Ortigão et al. (1993) afirmam que uma escavação estabilizada em solo grampeado está

7

para o método NATM, da mesma forma que a solução convencional de túneis está para

a cortina atirantada.

Figura 2.1 – Comparação do NATM com a técnica convencional (ORTIGÃO et al., 1993).

Pode-se também atribuir o desenvolvimento do solo grampeado às técnicas de

solos reforçados, as quais, em última análise e em termos práticos, se assemelham muito

às técnicas de solo grampeado (FEIJÓ, 2007).

Abramento et al. (1998) asseguram que o método NATM ganhou a aceitação

dos profissionais e evoluiu, por exemplo, para a aplicação no túnel Massemberg, em

1964, executado em um maciço composto por uma camada de xisto grafítico argiloso.

Outras aplicações e novas experiências ocorreram e as finas camadas de concreto

projetado com a presença de chumbadores passaram a substituir os pesados

escoramentos de madeira, na estabilização de rochas brandas e solos menos resistentes,

além das aplicações ocorrentes em rochas duras.

Conforme Clouterre (1991), Lizzi (1970) apresentou um processo de

estabilização de encostas em solo, através de chumbadores longos não protendidos,

executados com diversas inclinações e fixados a vigas de concreto armado. Este sistema

deu origem às estacas raiz, usualmente empregadas como reforço de fundações.

Bruce e Jewell (1987) acrescentam que a primeira utilização do solo grampeado

de que se tem registro ocorreu na França em 1972, quando foi executado um talude

ferroviário com cerca de 70° de inclinação, próximo à cidade de Versailles. O maciço,

constituído por arenito, foi estabilizado com chumbadores de 4 a 6 m de comprimento,

8

injetados em furos com espaçamento de 70 cm e cerca de 100 mm de diâmetro. Esta

obra bem sucedida intensificou o uso desta técnica no país.

O primeiro experimento com uma estrutura em solo grampeado em verdadeira

grandeza foi realizada na Alemanha. A estrutura foi construída e levada à ruptura

através da aplicação de uma sobrecarga, similar às utilizadas em provas de carga em

estacas (STOCKER et al., 1979).

A partir do início dos anos 70, a técnica de solo grampeado passou a se

desenvolver e outros países começaram a utilizá-la. França, Alemanha Ocidental e

Estados Unidos lideraram pesquisas no sentido de se obter conhecimentos a respeito

deste método de estabilização.

Em 1979 ocorreu um simpósio sobre a técnica de solo grampeado em Paris,

abrindo espaço para a troca de idéias entre os profissionais, proporcionando a

compreensão dos mecanismos físicos envolvidos, e impulsionando a adoção do

grampeamento como solução de estabilização.

Abramento et al. (1998) comentam que uma empresa suíça radicada no Brasil

aplicou, em 1966, concreto projetado sobre tela metálica com grampos para estabilizar

taludes na área do reservatório da Barragem de Xavantes. Em 1970, outra empresa

utilizou concreto projetado sobre tela metálica e chumbadores curtos para os emboques

de um dos túneis do Sistema Cantareira, para o abastecimento de água à cidade de São

Paulo. Nos túneis e taludes da Rodovia dos Imigrantes, em 1972, também foram

aplicadas contenções com chumbadores, dos tipos perfurados com injeção de calda de

cimento e simplesmente cravados.

Ortigão et al. (1993) explanam que no país a técnica do solo grampeado pode ser

dividida em duas fases: uma antiga e empírica, baseada na experiência dos construtores

em NATM, e outra atual, em que têm sido projetadas obras mais arrojadas, com a

utilização de métodos de análise desenvolvidos, estudados e discutidos nos últimos 25

anos por pesquisadores do mundo inteiro.

2.3 Conceito

A técnica de estabilização de maciços em geral e de escavações conhecida como

solo grampeado é uma excelente opção devido ao baixo custo, equipamentos

9

construtivos leves, adaptabilidade às condições do terreno (taludes inclinados e

verticais) e flexibilidade a deformações.

O solo grampeado é uma técnica em que o reforço do talude natural ou escavado

é obtido com a introdução de barras de aço, as quais apresentam maior resistência às

tensões de tração, esforços cortantes e momentos fletores. As barras de aço são envoltas

por pasta de cimento injetada, nos furos pré-abertos, comumente com 15° de inclinação

com a horizontal. As barras não são protendidas e não apresentam trecho livre. Em

outras obras as barras podem ser apenas cravadas diretamente no talude, sem a proteção

de pasta. A estrutura de contenção em solo grampeado é finalizada com a aplicação de

um revestimento na face do talude e a implementação de um sistema de drenagem

adequado.

A distribuição dos grampos na face do talude de solo a ser estabilizada depende,

principalmente, da geometria desse talude, das propriedades mecânicas do solo e das

propriedades mecânicas dos próprios grampos.

Lima (2002) concluiu em sua pesquisa que para escavações de baixa altura

(inferiores a 5m), a razão entre comprimento do grampo e altura da escavação deve ser

superior a 0,7 e a razão entre espaçamento vertical e comprimento do grampo inferior a

50%. Para escavações maiores, a razão entre espaçamento vertical e comprimento do

grampo deve ser inferior a 25%.

Para o dimensionamento e realização de projetos em solo grampeado devem ser

definidos o comprimento dos grampos (L), o seu ângulo de instalação e os

espaçamentos verticais (Sv) e horizontais (Sh) no talude. Não existe uma metodologia

padrão ou única a ser seguida para permitir a realização do dimensionamento de uma

estrutura em solo grampeado. As bibliograficas pertinentes apresentam diferentes

enfoques em relação às premissas de cálculo.

O grampeamento do solo possibilita a execução de cortes em grandes desníveis e

inclinações, em locais que de outra forma seriam instáveis. Dessa maneira, a técnica

pode ser utilizada tanto em taludes naturais como em taludes escavados, sendo também

aplicada a taludes rompidos ou instáveis, emboques de túneis, escavações de subsolos,

inclusive em centros urbanos, dentre outros.

Segundo Ehrlich (2003), em geral, a aplicação de um revestimento na face do

talude em solo grampeado apresenta uma função secundária na estabilização do maciço,

10

sendo utilizada basicamente para proporcionar uma estabilidade pontual contra rupturas

localizadas e proteção à erosão. Comumente o faceamento é feito em concreto projetado

reforçado com malha metálica, porém, também pode ser adotada cobertura vegetal em

taludes mais abatidos.

É necessário realizar um sistema de drenagem superficial e profunda para

garantir uma estabilização eficiente. A água aumenta as poropressões que diminuem as

tensões efetivas e, portanto, reduz a resistência ao cisalhamento do maciço. A presença

de água também pode ocasionar a corrosão das barras de aço, caso não sejam

adequadamente protegidas. A drenagem superficial e a profunda se encarregam de

promover tanto a estabilização pontual, junto ao paramento da estrutura, quanto a

estabilização global do maciço.

A técnica do solo grampeado pode ocasionar o aumento do custo da obra em

terrenos de baixa resistência, devido à necessidade de utilização de grampos longos e

numerosos. O grampeamento também pode gerar deformações importantes,e em alguns

casos não aceitáveis. Isso ocorre devido à necessidade de deslocamentos no maciço para

que os grampos sejam mobilizados, pois são inclusões passivas. Em geral, os

deslocamentos máximos são inferiores a 0,2 até 0,3% da altura da escavação (H).

Lima (2007) monitorou uma escavação em solo grampeado, através da

instrumentação do maciço e dos grampos e observou que os deslocamentos do maciço e

os esforços nos grampos cresceram significativamente com o avanço da escavação e que

os mesmos não tinham cessado até o final da obra.

2.4 Processo executivo

O processo executivo de um talude em solo grampeado é simples e consiste das

seguintes etapas principais: escavação (mecânica ou manual) prévia do talude, em

nichos ou bancadas, caso necessário; realização de pré-furos, com a utilização de

equipamentos mecânicos ou manuais; instalação dos grampos; e implementação do

faceamento e do sistema de drenagem. Em virtude das condições de estabilidade do

terreno, a ordem da instalação dos grampos e do paramento da face pode ser invertida.

Lima (2007) monitorou uma escavação em solo grampeado, através da

instrumentação do maciço e dos grampos e observou que o comportamento do talude foi

influenciado pelo processo executivo adotado e por outra escavação no terreno vizinho.

11

Zirlis et al. (1999) exemplificam através das Figuras 2.2 e 2.3 a sequência de

trabalho de uma contenção em um talude escavado com a utilização da técnica do solo

grampeado, com o emprego de equipamentos mecânicos e manuais.

Figura 2.2 – Execução do solo grampeado com equipamentos mecânicos (ZIRLIS et al., 1999).

Figura 2.3 – Execução do solo grampeado com equipamentos manuais (ZIRLIS et al., 1999).

A altura máxima para se escavar em cada etapa depende da resistência do

material e da inclinação final da face da estrutura. Segue-se, então, à execução da

primeira linha de grampos e posterior revestimento da face com concreto projetado. No

caso de taludes já escavados ou encostas naturais, pode-se trabalhar de forma

12

descendente ou ascendente, conforme a conveniência (KOCHEN, 2003). Na maioria

dos casos o grampeamento é realizado de forma descendente, devido às vantagens

proporcionadas.

Ortigão et al. (1993) comentam que o solo a ser escavado deve apresentar uma

resistência aparente não drenada ao cisalhamento mínima de 10 kPa. Este valor de

resistência é obtido na maioria dos solos argilosos e arenosos, inclusive em areias puras

úmidas, como conseqüência da capilaridade. No caso de areias secas e sem nenhuma

cimentação esta técnica não será bem sucedida.

Os grampos injetados são executados sub-horizontalmente no maciço por meio

de um pré-furo, seguido da introdução do elemento metálico e preenchimento do furo

com material cimentante. Os grampos injetados são os mais empregados, visto que o

processo construtivo e os equipamentos necessários para a sua instalação são

semelhantes aos utilizados na técnica de estabilização com de tirantes. Os grampos

podem ser cravados, sendo executados por meio de cravação direta de elementos

metálicos no terreno, tais como, barras, cantoneiras ou tubos de aço.

Conforme Abramento et al. (1998), os grampos cravados podem também ser

instalados através da cravação da barras ou tubos de aço utilizando marteletes

pneumáticos ou de forma manual. A principal vantagem deste método está na rapidez de

sua execução. Porém, a resistência ao cisalhamento do contato solo-grampo é reduzida.

Ortigão et al. (1993) complementam que os grampos cravados apresentam maior

suscetibilidade à corrosão. Além disso, a cravação é difícil ou impossível em materiais

com pedregulhos e solos muito competentes, sendo também limitada por um

comprimento máximo de cravação de 6,0 m. Esta técnica é menos utilizada no Brasil e

voltada para contenções provisórias.

Os grampos injetados são realizados com perfurações prévias de diâmetros

usualmente entre 75 e 150 mm, seguido da introdução de uma barra de aço, com

diâmetro de 12,5 a 38,1 mm, e injeção de nata de cimento com pressões reduzidas,

inferiores a 100 kPa. A perfuração deve seguir de maneira que a cavidade perfurada se

mantenha estável até o término da injeção. Zirlis et al. (1999) afirmam que a inclinação

dos furos pode variar de 5° a 30° com a horizontal, para facilitar o processo de injeção

da nata de cimento.

13

O aço utilizado para os grampos injetados é de alta resistência. As barras e os

componentes do sistema podem ser fornecidos de fábrica com pintura anticorrosiva

(epóxica) ou galvanizados. As proteções contra corrosão devem ser executadas

considerando a vida útil do grampo (permanentes ou provisórios) e o nível de

agressividade do terreno em que os mesmos serão instalados. As barras rosqueadas

melhoram a aderência com a pasta de cimento e facilitam a ligação do grampo com a

face. O comprimento dos grampos injetados varia de 0,5 a 1,0 m da altura do talude (H)

e a com distribuição de um grampo por 3 a 6 m² de face.

Os equipamentos utilizados para perfuração são perfuratrizes do tipo sonda,

crawlair, wagon drill ou perfuratrizes manuais. Os fluidos de perfuração e limpeza do

furo podem ser água, ar ou lama, tendo-se também a opção dos trados helicoidais

contínuos. No caso de se utilizar lama bentonítica, deve-se assegurar que esta seja

removida por completo através da introdução da calda de cimento, para evitar um

decréscimo da resistência ao atrito lateral devido à presença da lama. A escolha do

equipamento de perfuração depende do tipo de solo, da profundidade do furo, do seu

diâmetro e da área de trabalho.

Ao longo das barras de aço são acoplados centralizadores, que evitam o contato

direto das barras de aço com as paredes dos furos, garantindo uma cobertura uniforme

da barra pela pasta de cimento. Também são fixados um ou mais tubos de injeção e

reinjeção, ao longo das barras de aço, com diâmetro que variam de 8 a 15 mm. Esses

tubos apresentam válvulas vedadas espaçadas de 30 a 50 mm, até cerca de 1,0 m da

boca do furo, as quais se abrem quando ligadas à bomba de injeção. A quantidade de

tubos depende do número de fases de injeção previstas.

Pode-se realizar a injeção de calda de cimento após a introdução da barra de aço

no furo, ou preencher o furo com material cimentante e em seguida inserir a barra de

aço. Zirlis et al. (1999) nomeiam a primeira injeção de calda de cimento como bainha, a

qual recompõe a cavidade escavada.

A pasta de cimento deve ser preparada em misturadores de alta turbulência e,

conforme Pitta et al. (2003), com fator água/cimento em peso variando entre 0,5 e 0,7.

A bainha é injetada pela tubulação auxiliar, de forma ascendente (do fundo para a

superfície), até extravasar na boca do furo.

14

Aditivos podem ser acrescidos a pasta de cimento como, por exemplo,

plastificantes, retardadores do tempo de pega e expansores. A Georio (2000) afirma que

o atrito lateral unitário obtido através da utilização de aditivos expansores atinge valores

razoavelmente elevados em solos compactos ou rijos. Esse tipo de aditivo também evita

a retração, garantindo o preenchimento total e contínuo da cavidade.

Qualquer fluido cimentante pode ser utilizado, sendo características as injeções

com calda de cimento ou resinas. As resinas são tipicamente utilizadas em contenções

de maciços rochosos, já em solos é comum utilizar caldas com elevado teor de cimento.

Zirlis et al. (1999) afirmam que nos casos onde se deseja um aumento na

aderência lateral solo-calda é necessária a realização de uma segunda injeção (reinjeção)

após um período de tempo total mínimo de 12 horas da fase de injeção inicial.

Abramento et al. (1998) destacam que a reinjeção, além de promover uma maior

ancoragem da barra de aço, ainda trata o maciço através do preenchimento das fissuras.

Pitta et al. (2003) comentam que a reinjeção é realizada com a calda sob pressão

por meio de tubo de injeção fixado junto à barra de aço, sendo possível controlar a

quantidade de calda de cimento injetada, medindo-se a pressão de injeção e o volume de

calda injetado.

Souza et al. (2005) analisaram doze grampos com as mesmas características

geométricas (diâmetro, comprimento e inclinação), executados com diferentes estágios

de injeção. Foi constatado que nos grampos envolvidos apenas com a bainha, a

exsudação da nata de cimento provoca vazios em grande parte do furo, impedindo a

reconstituição do confinamento prejudicado/reduzido pela perfuração. Portanto, deve

ser realizada pelo menos uma fase de reinjeção, de preferência sob pressão, o que

melhora sensivelmente o contato entre o grampo e o solo. Os ensaios de arrancamento

realizados comprovam esta melhoria através do aumento da resistência ao atrito lateral.

Springer (2006) estudou o comportamento tensão-deformação-resistência de

grampos ensaiados ao arrancamento, em função do método de instalação, sendo

considerados grampos com e sem pré-lavagem do furo, com uma ou duas injeções de

nata de cimento, com três ou dez dias de cura. Uma das principais conclusões foi que a

resistência ao arrancamento de grampos reinjetados (bainha + 1 injeção), executados em

solo residual maduro, foi em média 37% superior à resistência de grampos com uma

injeção (bainha).

15

Silva e Bueno (2009) concluíram, através de ensaios de arrancamento em

grampos curtos e longos com uma, duas ou três fases de injeções além da bainha, que a

resistência ao arrancamento (qs) é relacionada ao volume de calda de cimento injetado,

visto que ocorreu um aumento significativo de qs com o acréscimo de injeções. Os

autores também afirmaram que a quantificação do volume de injeção é uma excelente

opção no controle de qualidade de execução do grampo.

2.5 Revestimento da face

O faceamento é responsável pela estabilização da face, pois absorve alívio das

tensões provocadas pela escavação, além de proteger a face do talude contra os

processos erosivos causados pela chuva.

Springer (2006) comenta que geralmente as faces dos taludes em solo

grampeado são executadas na vertical. No entanto, a inclinação da face induz a uma

apreciável melhoria nas condições de estabilidade durante a construção e a vida útil da

obra.

Em muros de grande altura, a construção de bermas se apresenta como uma boa

solução estética e técnica. Possibilita o acesso facilitado a diferentes partes da obra,

provando ser extremamente útil nas fases de manutenção e monitoramento ou quando

algum serviço posterior à construção venha a ser realizado (SPRINGER, 2006).

A face do talude, ao longo de toda a altura a ser estabilizada e protegida, pode

ser composta por concreto projetado (com ou sem adição de fibras) sobre armadura

convencional ou tela/malha eletrossoldada de aço, ou concreto projetado com adição de

fibras metálicas. Também podem ser utilizados painéis pré-fabricados de concreto e

revestimentos vegetais, esses para o caso de taludes abatidos, apresentando inclinação

inferior a 60°, o que proporciona um melhor efeito estético.

A escolha habitual pelo concreto projetado deve-se basicamente às vantagens

que esse apresenta, como grande durabilidade, tenacidade e facilidade de aplicação.

Segundo Abramento et al. (1998), é necessário garantir o recobrimento da armadura e

tomar cuidados especiais durante a projeção, a fim de que haja uma boa ligação entre o

concreto e a armadura. A função principal da armação do paramento é suportar as

tensões de oscilações térmicas.

16

O concreto projetado pode ser acrescido de fibras, de aço ou de polipropileno,

aumentando a sua homogeneidade, resistência à tração, ductilidade e resistência à

corrosão.

A presença das fibras produz um concreto de alta tenacidade e baixa

permeabilidade, uma vez que as tensões de tração são combatidas homogeneamente em

toda a peça, desde o início do processo de cura. Também proporciona a redução de

mão-de-obra, pois não há necessidade de pessoal para preparo e instalação das telas

metálicas.

Conforme Georio (2000), a utilização de concreto reforçado com fibras para

compor a face dos taludes apresenta as seguintes vantagens: rapidez de execução devido

à eliminação da etapa de colocação da tela, redução de volume de concreto projetado

devido à redução nas perdas por reflexão e melhor controle sobre a espessura da

camada.

Pitta et al. (2003) relatam a tendência moderna de se armar o concreto somente

com fibras e sugerem a execução de juntas no sentido vertical, espaçadas de 10 a 20 m,

para evitar o aparecimento de trincas. A fibra de polipropileno pode ser uma boa opção

para a armação do concreto projetado, sua aplicabilidade é excelente e não sobre os

efeitos de corrosão.

Quanto ao preparo, existem duas maneiras de se obter o concreto projetado: por

via seca ou por via úmida (LEITE, 2007). Segundo Zirlis et al. (1999), a diferença

básica entre os dois métodos está no preparo e condução dos materiais componentes do

concreto. Na via seca, os componentes sólidos do concreto são misturados a seco, e a

adição da água à mistura ocorre junto ao bico de projeção, instantes antes da aplicação.

Na via úmida, o concreto é misturado com todos os seus componentes e é conduzido

através dos mangotes até o local de aplicação.

O jateamento por via seca é mais utilizado nas obras devido à sua maior

praticidade, não havendo, entretanto, qualquer objeção à utilização do jateamento por

via úmida (MAGALHÃES, 2005).

O trabalho pode ser interrompido e reiniciado sem perda de material e de tempo

para limpeza do equipamento no processo por via seca. No caso de utilização de

grandes volumes de concreto, superior a 5 m³, aplicados ininterruptamente, a via úmida

é empregada e, a cada paralisação, é necessário efetuar uma limpeza geral no mangote.

17

Springer (2006) acrescenta que a perda por reflexão do concreto na parede da

contenção é sensivelmente maior (cerca de 40%) no caso de se usar a via seca em

comparação com o processo por via úmida.

Leite (2007) relaciona os equipamentos necessários para a projeção do concreto

por via seca, sendo eles: bombas de projeção, compressor de ar, bomba de água,

mangote, bico de projeção, anel de água e bico pré-umidificador (opcional). A bomba

de projeção recebe o concreto seco, devidamente misturado, e o disponibiliza para

aplicação. Dessa forma, o concreto é conduzido pelo mangote até o local desejado,

impulsionado por ar comprimido em vazão e pressão adequadas.

A bomba de água pode ser substituída pela rede de abastecimento pública, desde

que forneça pressão ao bico de projeção de, no mínimo, 0,1 MPa. O anel de água é o

componente de ligação pelo qual se adiciona água ao concreto. Se desejável, pode-se

utilizar um bico pré-umidificador, instalado a cerca de três metros do bico de projeção,

com objetivo de fornecer água ao concreto antes do ponto de aplicação.

Na projeção por via úmida, o concreto já entra na bomba devidamente dosado e

no bico de projeção é injetado ar comprimido para o seu lançamento. Nesse caso o

concreto projetado é de maior qualidade e homogeneidade.

Conforme Abramento et al. (1998), a elevada energia em que a mistura é

submetida por ocasião de sua projeção promove boas condições de compactação do

concreto, colaborando tanto para sua alta resistência, como também para o adensamento

da capa superficial do solo.

A resistência normalmente exigida para o concreto projetado é de 15 MPa, mas

na prática podem ser atingidos valores muito superiores, até cerca de 40 MPa. A

confecção da mistura seca pode ser feita na própria obra ou fornecida por usina. A

espessura da camada pode variar de 5 a 15 cm (LEITE, 2007).

Em projetos, recomenda-se o embutimento do pé do paramento, a fim de

prevenir o carregamento dos finos dos solos devido à presença de algum fluxo de água,

e manter o confinamento do solo atrás da face. Esse embutimento depende das

características do solo e da geometria da face (altura e inclinação). Para estruturas

médias a longas, o valor mínimo do embutimento para solos resistentes é de 20 cm e

para solos menos resistentes é de H/20, sendo H a altura da escavação (SPRINGER,

2006).

18

O tipo de conexão das barras dos grampos junto à face do talude é função do

diâmetro. As barras com diâmetro inferior a 20 mm podem apresentar uma dobra de 90°

e aproximadamente 20 cm na sua extremidade, para fixação do grampo ao paramento.

Já as barras de diâmetro superior a 20 mm são fixadas com auxílio de uma placa de

apoio e porca, permitindo a aplicação de uma pequena carga de incorporação (da ordem

de 5 a 10 kN).

No caso de muros com paramento vertical, recomenda-se a fixação de barras

com auxílio de placa de apoio e porca, garantindo a aderência solo-concreto projetado e

evitando possíveis desplacamentos. A Figura 2.4 apresenta detalhes das cabeças dos

grampos com barras de diâmetro superior e inferior a 20 mm. Outras configurações para

a extremidade dos grampos junto à face podem ser empregadas, como mostram as

Figuras 2.5 e 2.6.

Figura 2.4 – Cabeças de grampos com barras de diâmetro superior e inferior a 20 mm

(ORTIGÃO et al., 1993).

19

Figura 2.5 – Exemplos da extremidade do grampo junto à face (INGOLD, 1995).

Figura 2.6 – Extremidade do grampo embutida no terreno (ORTIGÃO et al., 1993).

2.6 Drenagem

A execução de solos grampeados exige que o talude a ser estabilizado esteja com

acima do nível d’água ou que o nível d’água seja rebaixado antecipadamente. Não

obstante, mesmo tomando estas medidas, é necessário evitar que a percolação de água

de outras fontes, como a água da chuva ou provinda de vazamentos de tubulações de

água e esgoto, ocorra na direção do paramento. Portanto, juntamente com o avanço dos

trabalhos, executa-se o sistema de drenagem com a instalação de drenos sub-horizontais

20

profundos (DHP) e drenos pontuais e superficiais junto à face (barbaças), além da

execução de canaletas de crista e pé e descidas d'água em concreto armado.

Os drenos sub-horizontais profundos captam a água distante da face,

conduzindo-as para o exterior do talude (Figura 2.7). Esses drenos diminuem o empuxo

na zona reforçada. O processo construtivo consiste na perfuração do solo em diâmetros

de 60 a 100 mm e instalação de tubos plásticos drenantes de 40 a 50 mm de diâmetro.

Esses tubos são perfurados e revestidos por uma manta geotêxtil ou tela de náilon. O

comprimento dos drenos situa-se, normalmente, entre 6 e 18 m, devendo ser maior que

o comprimentos dos grampos. O espaçamento entre eles depende das condições locais,

tais como nível do lençol freático, frequência de chuvas, permeabilidade do solo, etc.

Figura 2.7 – Esquema de dreno sub-horizontal profundo (SOLOTRAT, 2003).

A drenagem superficial ou de paramento (Figura 2.8) é realizada por meio de

drenos do tipo barbacã, situados na face do talude, e de drenos lineares contínuos,

localizados atrás da face. Esses drenos recolhem a água que chega até o paramento e

evitam a saturação do solo nesta região.

21

Figura 2.8 – Esquema de drenagem superficial (HACHICH et al., 1999).

O dreno tipo barbacã é responsável pela drenagem pontual. Trata-se da

escavação de uma cavidade com cerca de 40 x 40 x 40 cm, preenchida com material

arenoso ou brita envolvido por tela de náilon ou geotêxtil drenante. Essa cavidade é

conectada a um tubo de PVC drenante com inclinação descendente para o exterior, que

conduz a água para fora do maciço. Mitchell e Villet (1987) recomendam o uso de tubos

de PVC de aproximadamente 100 mm diâmetro, comprimento variando de 0,3 a 0,5 m e

espaçamento idêntico ao dos grampos.

Os drenos lineares contínuos, instalados atrás do paramento da face, se estendem

verticalmente da crista ao pé do talude, despejando as águas coletadas em uma canaleta

alojada no pé do paramento. São constituídos por uma calha plástica drenante revestida

por manta geotêxtil, geodreno ou por dreno fibroquímico, instalados numa escavação de

cerca de 10 x 30 cm.

Para completar o sistema de drenagem, são construídas canaletas de crista e pé,

bem como escadas de descidas d’água, moldadas in loco e revestidas por concreto

projetado. Através dos sistemas de drenagem a água é conduzida para fora do talude de

maneira adequada, sendo necessário garantir a sua manutenção.

22

2.7 Vantagens e limitações

A técnica de contenção de taludes em solo grampeado apresenta vantagens e

limitações. As vantagens do solo grampeado são:

Baixo custo

Os grampos são o único elemento estrutural utilizado para a estabilização na

técnica do solo grampeado. O faceamento do talude/escavação em concreto projetado,

revestimentos pré-fabricados, ou proteção superficial com vegetação tem custo

relativamente baixo e pode permitir uma considerável economia em relação às soluções

convencionais. São necessários poucos equipamentos para a execução da obra, como

escavadeira, perfuratriz, misturador e bomba de injeção de pasta de cimento ou martelo

para a cravação do grampo. Magalhães (2005) afirma que o emprego dessa técnica

apresenta uma economia de 10 a 50% em relação aos sistemas de contenção atirantados.

Equipamentos leves e acessibilidade

Podem ser utilizadas perfuratrizes e bombas de diversos tamanhos, como

equipamentos de pequeno porte e de fácil manuseio para transporte até áreas instáveis,

densamente ocupadas ou espaços de trabalho limitados. Normalmente são empregadas

sondas rotativas de pequeno porte para a execução dos furos e a injeção da pasta de

cimento é obtida por gravidade. O faceamento pode ser aplicado manualmente ou

utilizando-se um equipamento de projeção.

Dringenberg e Craizer (1992) acrescentam que os equipamentos empregados são

pouco ruidosos e ideais para a execução de obras urbanas, nas quais os ruídos, as

vibrações e as condições de acesso são muito importantes.

Produção

Devido ao avanço contínuo dos serviços, não necessitando de paralisações para a

cura do concreto, ensaios de verificação e protensão das ancoragens (comuns em

cortinas atirantadas), o grampeamento permite uma maior velocidade de execução se

comparada com as soluções convencionais. Isso também se deve aos equipamentos

requeridos para execução do método.

23

Adaptação às condições locais

O método de grampeamento dispõe da facilidade de adaptação a diferentes

condições geométricas do talude, podendo adotar a forma do maciço com suas

irregularidades naturais, evitando escavações. Também apresenta grande flexibilidade

de adaptação às mudanças do projeto, caso sejam necessárias, nos diversos estágios da

obra, quanto à distribuição, dimensionamento, espaçamento, comprimento e número de

grampos.

Segurança e deformabilidade

Os taludes, em solo grampeado, podem ser executados de forma inclinada,

contribuindo para uma maior estabilidade da obra. A inclinação ao mesmo tempo

minimiza os movimentos de terra e as perdas por reflexão do concreto projetado. Além

disso, o solo grampeado é uma estrutura deformável, tolerando com segurança a

ocorrência de recalques absolutos ou diferenciais. Springer (2006) assegura que um

grampo que venha a sofrer uma sobrecarga, não induzirá o colapso do sistema como um

todo.

Juran e Elias (1991) reportam que os deslocamentos necessários para a

mobilização dos grampos foram consideravelmente menores do que os previstos,

segundo medições no campo. Os valores máximos medidos foram em torno de 0,3% da

altura dos taludes verticais (H). Os deslocamentos podem ser minimizados se o

grampeamento for realizado logo após a escavação, prevenindo danos as estruturas

próximas.

Springer (2006) comenta que caso existam estruturas próximas sensíveis a

movimentações do solo, podem ser adotadas soluções mistas como grampos e

ancoragens convencionais para aumentar a rigidez da estrutura e reduzir os movimentos

no terreno. Embora a maioria das aplicações do solo grampeado até agora esteja

limitada a solos homogêneos, este método também pode ser utilizado em solos

heterogêneos. As melhores condições observadas para o grampeamento ocorrem em

solos granulares compactos ou em argilas arenosas rijas de baixa plasticidade.

Vucetic et al. (1993) afirmam que para regiões sísmicas, a técnica do solo

grampeado é um bom método de contenção a ser adotado, sendo analisado e confirmado

o desempenho e a estabilidade das estruturas nestas regiões através de ensaios em

centrífuga.

24

Algumas limitações da técnica de grampeamento são:

Tipo de Solo

O solo deve apresentar alguma cimentação ou coesão (mesmo que proveniente

da sucção), devido à necessidade de oferecer resistência ao cisalhamento, para que o

talude, caso seja escavado, permaneça estável por algumas horas até a perfuração,

instalação e injeção dos grampos. Para isso, as escavações podem ser limitadas por

nichos ou por linhas de grampeamento, de acordo com a necessidade, assegurando a

estabilidade da escavação.

A técnica não é aconselhada para areias puras e secas, solos moles, solos com

alto teor de argila ou passíveis de variações volumétricas significativas (argilas

expansivas e argilas orgânicas) e solos suscetíveis ao congelamento, pois as

deformações intrínsecas a esta técnica poderiam ser, nesses casos, inaceitáveis.

Presença de nível d’água

O uso da técnica limita-se a taludes sem nível d’água ou distanciados através de

um eficiente sistema de rebaixamento permanente do lençol freático antes da execução

do grampeamento, além de um bom sistema de drenagem profunda e superficial.

Em condições de drenagem inadequada, o nível freático pode ocasionar

instabilizações localizadas, dificultando a execução do faceamento em concreto

projetado. No caso de solos argilosos, pode-se ter a elevação do grau de saturação,

aumento da poropressão e significativa redução do atrito solo-grampo, esse fato

associado a um aumento na tensão horizontal (empuxo hidrostático) pode levar a

instabilizações e rupturas localizadas na massa de solo. A presença de água também

acarreta em riscos de corrosão das barras dos grampos.

Elementos passivos

Os grampos são elementos passivos, os quais exigem movimentações para se

mobilizarem, quando se tornam ativos. Os deslocamentos devem ser considerados, pois

podem causar danos a estruturas adjacentes. No entanto, esses deslocamentos são em

geral pequenos e, na maioria dos casos, não inviabilizam a adoção dessa técnica.

Taludes resultantes de escavações junto a estruturas pré-existentes, sujeitas a

danos por recalques, somente devem ser estabilizados pelo processo de grampeamento

se houver uma análise adequada e controle de recalques da estrutura desde o início da

25

escavação até mais ou menos os seis meses seguintes após o término da obra. Tal

recomendação é decorrente das deformações inevitáveis que ocorrem durante a

mobilização da resistência do solo e alongamento do grampo até atingir a sua carga de

trabalho, que induzem recalques na superfície de montante do talude escavado

(SPRINGER, 2006).

Após ponderar as vantagens e limitações da técnica de grampeamento, e realizar

estudos geotécnicos de estabilidade, sendo o solo grampeado escolhido como método de

contenção, alguns itens importantes devem ser cumpridos para a avaliação e o bom

desempenho da obra. Pitta et al. (2003) enumeram alguns desses itens, sendo eles: a

observação da geologia e hidrogeologia previamente ao projeto; o detalhamento

padronizado do método executivo a ser seguido; a avaliação da qualidade da injeção,

muito mais qualitativamente do que quantitativamente; a observação obrigatória das

deformações; e a realização do diário de acompanhamento dos trabalhos, os quais

definem os passos de um projeto, que somente se encerra após o término da execução da

contenção.

2.8 Mecanismo e comportamento

A massa de solo grampeado pode ser subdividida em duas: zona potencialmente

instável (ativa) e zona resistente (passiva). A zona ativa situa-se entre a face do talude e

superfície potencial de ruptura, já a zona passiva é onde os grampos são fixados.

Somente quando ocorre o deslocamento da zona ativa em relação à zona passiva é que

os esforços nos grampos são mobilizados.

Pitta et al. (2003) discorrem que o trecho reforçado com grampos pode ser

entendido como um muro de gravidade, dependendo da densidade de grampos utilizada,

limitado pelo comprimento do mesmo. A massa de solo, desta forma, é melhorada pela

introdução dos chumbadores e pelas injeções. Esse muro de peso garante a estabilidade

da zona não reforçada, tratando-se, portanto, também de uma técnica de reforço do solo.

Os grampos não apresentam trecho livre, transferindo tensões para o solo ao

longo de todo seu comprimento. A estabilidade no solo grampeado é garantida pelas

forças de atrito desenvolvidas no contato solo-grampo. Através dos grampos ocorre a

união da zona potencialmente instável (ativa) e da zona resistente (passiva), melhorando

a estabilidade do conjunto.

26

Plumelle et al. (1990) completam que a tensão nos grampos cresce, de forma

aproximadamente linear, de zero na sua extremidade interna até um valor máximo, em

um determinado ponto de sua extensão o qual coincide com a superfície potencial de

ruptura, e posteriormente decresce até a superfície do talude, chegando com

aproximadamente 25% do valor máximo. Em taludes suaves e com faceamento vegetal,

por exemplo, não há tensão na superfície do talude.

Mitchell e Villet (1987) comparam os mecanismos de estabilização de uma

cortina ancorada (a) e de um solo grampeado (b), possibilitando a diferenciação dos

métodos de contenção (Figura 2.9).

Figura 2.9 – Mecanismos de estabilização (a) cortina atirantada e (b) solo grampeado

(MITCHELL e VILLET, 1987).

O atrito mobilizado ao longo dos grampos tem direções opostas nas zonas ativa e

resistente, seguindo a tendência de movimento relativo da interface (Figura 2.10). A

força máxima mobilizada ao longo do grampo (Tmáx) ocorre na interseção do grampo

com a superfície potencial de ruptura, região na qual as tensões cisalhantes na interface

solo-grampo se alunam.

(a) (b)

27

Figura 2.10 – Força máxima mobilizada no grampo (EHRLICH, 2003).

Mitchell e Villet (1987) também comparam a mobilização de esforços e

apresentam o comportamento dos reforços flexíveis e rígidos (Figura 2.11). Os autores

afirmam que os reforços flexíveis atuam apenas com resistência à tração na

estabilização de taludes. Já os reforços rígidos podem atuar à tração, à flexão e ao

cisalhamento, como pode ocorrer em alguns casos de grampeamento.

Figura 2.11 – Comportamento de reforços (a) flexíveis e (b) rígidos

(MITCHELL e VILLET, 1987).

A eficiência máxima dos grampos se dá quando sua inclinação coincide com a

direção principal maior de deformação da massa reforçada (ε1). Nessa condição os

28

grampos unicamente são submetidos à tração, independente da rigidez à flexão desses

elementos (EHRLICH, 2003).

Essas tensões se desenvolvem como resultado das restrições impostas pelos

grampos e pela face às deformações laterais. Para uma escavação com a execução do

solo grampeado de cima para baixo, as deformações laterais estão associadas ao

desconfinamento promovido pela retirada de material terroso de suporte como

conseqüência do processo executivo. No caso da execução de um reforço em uma

estrutura já existente ou de um talude natural, as deformações laterais estão associadas a

movimentações já em curso na estrutura ou no talude (FEIJÓ, 2007).

Sob condições de fundo estável, a tendência de movimentação de uma escavação

é preponderantemente na horizontal, não divergindo expressivamente da inclinação dos

grampos, os quais são instalados no talude com ângulo médio de 15° com a horizontal.

Sendo assim, a tração mobilizada nos grampos prepondera como mecanismo

estabilizador.

Lima (2007) monitorou uma escavação em solo grampeado, através a

instrumentação do maciço e dos grampos e observou que o os deslocamentos do maciço

e os esforços nos grampos cresceram significativamente com o avanço da escavação e

que não tinham cessado até o final da obra. Os grampos trabalharam

predominantemente à tração, com momentos fletores pouco significativos. A

distribuição dos esforços de tração foi influenciada pelas características geológicas do

maciço. A tração máxima (Tmáx) teve uma posição variando com a profundidade e a

inclinação do talude, e uma magnitude aumentando com o avanço da escavação. A

tração na face (To) foi de 0,3 a 0,6 de Tmáx.

Feijó (2007) comenta que se o grampeamento ocorrer em um talude natural com

inclinação suave, onde a direção da superfície potencial de ruptura é quase

perpendicular à direção dos grampos, além dos esforços de tração, os esforços de

cisalhamento e de flexão poderão exercer influência significativa nas análises de

estabilidade da região da superfície de ruptura e da face do talude, dependendo do tipo

de faceamento adotado. O empuxo passivo distribuído ao longo do grampo é o

responsável pela mobilização desses esforços de cisalhamento e flexão. Segundo

Ehrlich (2003), nas análises convencionais, as contribuições da resistência à flexão e ao

cisalhamento dos grampos são comumente negligenciadas.

29

Jewell (1980) afirma que sob condições de trabalho, podem-se considerar nulas

as movimentações relativas na interface solo-grampo, não ocorrendo deslizamento no

contato de ambos, sendo iguais as deformações tanto para o solo como para o grampo.

Dessa forma, as deformações que ocorrem no solo são controladas pela deformabilidade

do grampo.

A Figura 2.12 apresenta a curva esquemática de esforços versus deformação do

sistema solo-grampo. Ehrlich (2003) explica que inicialmente o solo encontra-se em

repouso, com deformação lateral nula (σs=σz.Ko). À medida que as deformações se

processam as tensões no solo diminuem tendendo ao estado ativo e as tensões nos

reforços aumentam até que o equilíbrio seja alcançado. Os grampos mais rígidos, (Si)2,

apresentam menores deformações e as tensões no solo e no reforço estão mais próximas

do estado de repouso. Já os grampos mais deformáveis, (Si)1 permitem deformações

maiores, suficientes para alcançar a plastificação da zona potencialmente instável e as

tensões estão mais próximas do estado ativo. Sendo Si o índice de rigidez relativa solo-

grampo.

Figura 2.12 – Influência da rigidez do grampo nas deformações e tensões mobilizadas

(EHRLICH, 2003).

O faceamento apresenta função secundária na estabilização da massa de solo

grampeada, garantindo a estabilidade local e evitando processos erosivos. Ehrlich

(2003) explana que faces estruturalmente resistentes podem ser necessárias em taludes

mais íngremes, devido às tensões serem mais elevadas na face e apresentarem um trecho

de transferência reduzido na cunha ativa. Em taludes mais abatidos tem-se um maior

30

comprimento de transferência na cunha ativa e menores tensões atuantes na face. Assim,

a estabilidade junto à face aumenta e o revestimento adotado não necessita apresentar

resistência estrutural (Figura 2.13).

Figura 2.13 – Importância da face em taludes verticais e inclinados (EHRLICH, 2003).

Lima (2002) afirma que a inclinação da face da escavação é um parâmetro

importante no projeto. Uma pequena variação na geometria, condições de contorno,

modelo constitutivo e parâmetros do solo e do grampo causam mudanças expressivas

nos valores de deslocamento, tensões iniciais e esforços axiais nos grampos. Uma

pequena variação da inclinação do talude pode acarretar reduções de até 70% nos

deslocamentos finais. Os esforços axiais máximos, mobilizados em cada grampo

durante o processo de escavação, são maiores nos taludes mais íngremes.

Através de estudos numéricos Ehrlich (2003) concluiu que grampos mais rígidos

permitem menores movimentações da face e menor plastificação da massa de solo. A

variação da inclinação dos grampos não se mostra como um fator principal nas

movimentações, porém, a rigidez dos grampos altera as tensões atuantes nos mesmos. A

face pouco influencia nas movimentações e nas forças axiais mobilizadas nos grampos,

contudo, o aumento da rigidez da mesma promove a diminuição dos momentos fletores

mobilizados nos grampos.

31

2.9 Análise de estabilidade

A análise de estabilidade para o dimensionamento de estruturas em solo

grampeado pode ser realizada a partir de vários métodos. Ortigão et al. (1993)

relacionam alguns métodos de análise para solo grampeado disponíveis, sendo eles:

método alemão (Stocker, 1979), método Davis (Shen et al., 1981), método do

Multicritério (Schlosser, 1982), método Cardiff, todos do tipo análise de equilíbrio

limite, e o método Cinemático (Juran et al., 1990), o qual é do tipo análise de tensões

internas.

Na Europa são utilizados, com frequência, o método francês: Multicritério

(Schlosser, 1982) e o alemão (Stocker, 1979), enquanto nos EUA utiliza-se o método de

Davis (Shen et al., 1981).

Como alternativa quanto à utilização dos métodos mencionados acima, tem-se os

métodos convencionais como Bishop, Fellenius, Jambu, Spencer, entre outros, além dos

métodos clássicos como Rankine e Coulomb, todos do tipo análise de equilíbrio limite

para cálculo de estabilidade de taludes.

Hachich e Camargo (2006) realizaram uma revisão crítica e uma análise

comparativa dos diversos processos fundamentados no método de equilíbrio limite,

tanto do ponto de vista conceitual quanto do ponto de vista de aplicação, procurando

destacar os pontos comuns e os pontos divergentes entre eles.

Camargo (2005) apresenta uma comparação dos diversos métodos para o cálculo

de estabilidade de estruturas em solo grampeado, todos baseados na análise de

equilíbrio limite. Para o autor o método do Multicritério (Schlosser, 1982) é o mais

completo.

Hachich e Camargo (2003) realizaram uma comparação dos processos mais

usuais para o dimensionamento de estruturas de solo grampeado, sendo todos baseados

no método de equilíbrio limite. Duas situações foram analisadas: um exemplo hipotético

do artigo de Juran et al. (1990) e um exemplo real de obra no Brasil. Foram

comparadas as trações máximas (Tmáx) e os comprimentos dos grampos obtidos por

cada método de cálculo. Os processos de Jewell (1980), Muticritério (Schlösser, 1982) e

Estável (Hachich, 1997) apresentaram resultados bastante próximos. Desses, o

Multicritério tende a levar a arranjos ligeiramente mais econômicos devido ao modo

como considera a mobilização nos esforços.

32

Jimenez (2008) ressalta que todos os métodos baseados na análise de equilíbrio

limite só analisam a condição de pré-ruptura sob um comportamento rígido-plástico do

material. Isso é um problema para os maciços de solo grampeado, visto que eles se

deformam durante e após a construção, muitas vezes não apresentando uma ruptura bem

definida.

Na prática, os dimensionamentos de estruturas em solo grampeado baseiam-se

em metodologias de equilibrio limite, em que se faz necessário fornecer os parâmetros

de resistência do solo e da resistência ao cisalhamento no contato solo-grampo (qs).

Existem diversos métodos analíticos e diferentes correlações empíricas e semi-

empíricas baseadas em ensaios de campo e de laboratório para a previsão da resistência

ao cisalhamento de interface, entre os quais: Cartier e Gigan (1983), Bustamante e Doix

(1985), Jewell (1980), Clouterre (1991), Heymann et al. (1992), Ortigão e Palmeira

(1997) e Proto Silva (2005). Entretanto, como este parâmetro é influenciado por

diferentes fatores (variabilidade do solo, método construtivo do chumbador, variação

física e geométrica do reforço e níveis de tensões atuantes) a sua previsão torna-se, na

maioria das situações, imprecisas e conservadoras (SILVA et al, 2010).

Estes métodos de previsão são úteis na fase preliminar de um projeto em solo

grampeado. A realização de ensaios de arrancamento in situ permite uma quantificação

mais real deste parâmetro (qs), possibilitando a realização de projetos executivos mais

econômicos e viáveis.

2.10 Ensaio de arrancamento de grampos

O dimensionamento de uma estrutura em solo grampeado considera o atrito

desenvolvido entre o grampo e o solo, denominado atrito solo-grampo, designado por qs.

Esse atrito confere a resistência ao arrancamento do grampo, sendo que o seu valor tem

papel fundamental no comportamento do elemento de reforço.

Este parâmetro pode ser obtido através de ensaios de arrancamento executados

em verdadeira grandeza ou, alternativamente, para uma estimativa inicial, através de

correlações empíricas com parâmetros do solo obtidos em ensaios de laboratório e/ou

campo. Diversos pesquisadores têm apresentado métodos analíticos e diferentes

correlações empíricas e semi-empíricas para a determinação de qs (SILVA e BUENO,

2009).

33

Proto Silva (2005), Magalhães (2005), Springer (2006) e Leite (2007), entre

outros autores, realizaram ensaios de arrancamento em verdadeira grandeza. Proto Silva

(2005) apresentou uma proposta de relação semi-empírica para se avaliar a resistência

ao arrancamento dos grampos, baseada nos parâmetros de resistência do solo e da

interface solo/nata de cimento, obtidos em ensaios de cisalhamento direto no

laboratório.

Os modelos e as correlações entre valores de qs e as características do solo são

ferramentas importantes, principalmente para concepção inicial de projeto. Embora

esses modelos e correlações se baseiem em interações simples e empreguem parâmetros

aparentemente fáceis de serem determinados, há dificuldade em se determinar o valor

de qs. Nesse contexto, a realização de ensaios de arrancamento é de fundamental

importância para a quantificação mais realística desse parâmetro.

Os resultados de ensaios de arrancamento permitem ajustes à concepção inicial

do projeto executivo de forma a torná-lo mais específico à obra em questão, e durante a

fase construtiva pode-se realizar alterações benéficas e vantajosas.

Não existe uma norma ou procedimento padrão para a execução do ensaio de

arrancamento em grampos. Alguns pesquisadores fazem recomendações quanto ao

procedimento do ensaio e ao controle de obras realizadas com a técnica do solo

grampeado, como Falconi e Alonso (1996), Ortigão (1997), Zirlis et al. (2003), Pitta et

al. (2003) e Nunes et al. (2006). Springer (2006), em sua pesquisa, propõem uma

metodologia a ser adotada em ensaios de arrancamento de grampos, enfocando-se os

detalhes executivos.

O ensaio consiste em promover a movimentação do grampo no interior da massa

de solo, por meio de um conjunto macaco hidráulico e bomba, o qual aplica

incrementos de carga de tração na barra do grampo que está ancorada no solo. As cargas

são medidas com auxílio de uma célula de carga e os deslocamentos com a utilização de

extensômetros, que registram as movimentações na cabeça do grampo a cada

incremento de carga. Desta forma, obtém-se uma curva carga-deslocamento e o valor

máximo da força de tração no grampo (Tmáx), possibilitando o cálculo do atrito unitário

solo-grampo na ruptura/resistência ao arrancamento do grampo (qs).

34

Clouterre (1991) apresenta duas curvas típicas de carga-deslocamento,

resultantes de ensaios de arrancamento em grampos (Figura 2.14). Essas curvas são

utilizadas para a obtenção do valor máximo da força de tração no grampo (Tmáx = Fmáx).

Figura 2.14 – Curvas típicas do ensaio de arrancamento de grampos (CLOUTERRE, 1991).

O valor de qs é dependente do diâmetro do furo (D), do comprimento ancorado

ou injetado do grampo (La) e da carga máxima (Tmáx). Esse parâmetro é definido em

unidades de tensão, normalmente em kPa, e sua grandeza é expressa por:

qs =Tmáx

π . D . La (2.1)

Ortigão (1997) ilustra na Figura 2.15 a relação entre a tração mobilizada no

grampo e a resistência ao arrancamento.

Figura 2.15 – Tração mobilizada no grampo e resistência ao arrancamento (ORTIGÃO, 1997).

35

Os principais fatores que influenciam o valor de qs são: características mecânicas

do solo; metodologia executiva dos furos; método construtivo do grampo (número de

injeções e características da pasta de cimento); variações físicas e geométricas dos

elementos de reforço (comprimento e rugosidade da barra, tipo da barra de aço,

diâmetro da coluna de calda de cimento e inclinação do reforço); tipo de aplicação

(estrutura de contenção ou estabilização de taludes); e níveis de tensão atuantes.

Com exceção das características mecânicas do solo, todos os outros fatores são

capazes de serem controlados e padronizados na execução de um grampo. Desta forma,

valores de qs podem ser comparados considerando-se condições executivas similares.

Clouterre (1991) sugere que os grampos ensaiados sejam executados com os

mesmos procedimentos dos grampos permanentes da obra, com relação à inclinação,

limpeza do furo, instalação da barra e injeção da pasta de cimento. Dependendo do

objetivo e da fase construtiva em que a obra de contenção se encontra, o ensaio de

arrancamento pode ser classificado como: (i) ensaio preliminar, executado na fase de

projeto anteriormente ao início dos trabalhos na obra; (ii) ensaio de conformidade,

executando quando os trabalhos são iniciados no talude; e (iii) ensaio de inspeção,

executado durante a construção. Todos os ensaios são idênticos e objetivam a

determinação do parâmetro qs.

O ensaio de arrancamento é realizado aplicando-se uma tensão estática à cabeça

do grampo, até que haja movimento excessivo de cisalhamento. Nenhum dos grampos

submetidos ao ensaio de arrancamento pode ser usado novamente ou ser incorporado à

estrutura permanente da contenção (CLOUTERRE, 1991).

Springer (2006) e Silva e Bueno (2009) realizaram ensaios de arrancamento que

permitiram quantificar as melhorias na resistência ao cisalhamento de interface, a partir

da quantidade de injeções nos grampos, sendo uma importante ferramenta para analisar

o desempenho do grampeamento.

Em geral, os ensaios são realizados com o grampo apresentando um metro de

trecho livre seguido de um trecho injetado ou ancorado. O trecho livre proporciona o

isolamento do grampo no interior da massa de solo, evitando os efeitos de contorno na

cabeça do mesmo, causados pela placa de reação que é posicionada diretamente sobre o

solo que circunda o grampo.

36

Clouterre (1991) sugere um comprimento de trecho livre de, no mínimo, um

metro de comprimento para proporcionar tal isolamento e evitar os efeitos de contorno

nos resultados. Na ausência do comprimento livre, as tensões induzidas pelo macaco

poderão ser transferidas do solo para o grampo.

Ao se aplicar o carregamento de tração no grampo, a face e o solo são

submetidos à compressão. Caso haja preenchimento com nata, o trecho inicial do

grampo estará sujeito à compressão, o que é indesejado. Portanto, deve-se utilizar um

obturador de calda de cimento, para não permitir o preenchimento do furo neste trecho

(SPRINGER, 2006).

Como exemplo, Proto Silva (2005), Springer (2006), Feijó (2007), Silva e Bueno

(2009), Lima (2010) e Hlenka et al. (2010) garantiram o trecho livre dos seus grampos,

para a realização do ensaio de arrancamento, por meio de um obturador constituído de

espuma que envolve a barra de aço, sendo esse trecho livre sempre igual ou superior a

um metro de comprimento.

Para a montagem do ensaio de arrancamento (Figura 2.16) alguns equipamentos

são essenciais, tais como: placas de reação, responsáveis pela distribuição da carga do

macaco; grade de reação, que direciona o macaco na mesma inclinação do grampo para

que a carga aplicada seja axial; conjunto macaco hidráulico e bomba, que fornece a

força necessária para deslocar o grampo; célula de carga, para medida da força

transmitida ao grampo; placa de referência, superfície de apoio do extensômetro e de

referência das leituras iniciais de deslocamentos; suporte externo rígido e fixo, estrutura

de fixação do extensômetro para a medida dos deslocamentos do grampo sob carga;

porcas, as quais mantêm o conjunto unido durante a realização do ensaio; além de

porcas e placas extras. Deve-se atentar para o aperto inicial da porca, pois este já

fornece uma carga inicial ao grampo e deve ser devidamente monitorado.

37

Figura 2.16 – Esquema de montagem dos equipamentos para o ensaio de arrancamento

(SPRINGER, 2006 adaptado de LAZART et al., 2003).

Lazart et al. (2003) sugerem que sejam utilizados dois medidores de

deslocamento posicionados na cabeça do grampo. Clouterre (1991) aconselha que os

medidores de deslocamentos se situem sobre uma base estável e independente do

sistema montado sobre a barra do grampo a ser ensaiado, e que realizem medidas de

deslocamento da cabeça do grampo em relação a um ponto fixo.

2.11 Mobilização do atrito ao longo dos grampos

Quando se aplica um esforço de tração na cabeça do grampo, o mesmo se move

em relação ao maciço, mobilizando a resistência lateral e gerando uma zona de tensão e

deformação. Segundo Clouterre (1991), a mobilização do atrito lateral ao longo do

grampo, desenvolvido entre o grampo e o solo, ocorre gradativamente, a partir da

cabeça do grampo, próxima à superfície do talude, em direção à parte mais interna do

mesmo. Sendo assim, a cabeça do grampo apresenta forças e deformações maiores, as

quais vão diminuindo até a outra extremidade, e isso ocorre independentemente do

comprimento do grampo (Figura 2.17). Proto Silva (2005), Springer (2006), França

(2007), Silva e Bueno (2009) e Silva e Ehrlich (2010), entre outros, ratificaram esse

comportamento através da instrumentação extensométrica de grampos em seus

trabalhos de pesquisa.

38

Figura 2.17 – Distribuição das deformações ao longo do grampo durante o ensaio de

arrancamento (CLOUTERRE, 1991).

O relatório de Clouterre (1991) mostra que com o aumento das forças de tração,

as tensões de cisalhamento aproximam-se do limite de ruptura no contato solo-grampo e

que essas tensões desenvolvem-se ao longo da extensão do grampo, atingindo o valor da

resistência ao arrancamento (Figuras 2.18 e 2.19), Quanto maior o grampo, maior será a

variação distribuição de tensões de cisalhamento ao longo do seu comprimento (Figuras

2.20 e 2.21).

39

Figura 2.18 – Distribuição das forças de tração ao longo do grampo de 3 m durante o ensaio de

arrancamento (CLOUTERRE,1991).

Figura 2.19 – Distribuição das forças de tração ao longo do grampo de 12 m durante o ensaio de

arrancamento (CLOUTERRE,1991).

40

Figura 2.20 – Mobilização das tensões de cisalhamento ao longo do grampo de 3 m durante o

ensaio de arrancamento (CLOUTERRE,1991).

Figura 2.21 – Mobilização das tensões de cisalhamento ao longo do grampo de 12 m durante o

ensaio de arrancamento (CLOUTERRE,1991).

41

2.12 Instrumentação extensométrica de grampos

A instrumentação extensométrica de grampos, através do posicionamento de

medidores de deformação ao longo das barras de aço, possibilita a verificação da

distribuição dos carregamentos durante a realização do ensaio de arrancamento.

Portanto, a extensometria permite uma análise experimental das tensões e deformações.

Os dados provindos da instrumentação proporcionam uma maior previsão e

confiabilidade dos resultados do ensaio.

Uma vez determinada essa distribuição, é possível identificar o comprimento

real do grampo que estará sendo solicitado à tração na medida em que o solo

circundante tende a se deslocar (LEITE, 2007).

Proto Silva (2005), Springer (2006), Nunes et al. (2006), Feijó (2007), Leite

(2007), França (2007), Saré (2007), Lima (2007), Silva e Bueno (2009), e Silva e

Ehrlich (2010) utilizaram extensômetros de resistência elétrica (strain gages) fixados ao

longo de grampos em seus trabalhos de pesquisa.

Segundo Dally e Riley (1991), os extensômetros de resistência elétrica são

elementos metálicos sensíveis que transformam pequenas variações de dimensões, em

variações equivalentes de sua resistência elétrica, e a partir dessa grandeza elétrica as

deformações são medidas e registradas. Os autores acrescentam que os extensômetros

de resistência elétrica são simples e constituem-se de uma fina base de polímero isolante

contendo uma matriz com a forma de um fio contínuo de pequeno diâmetro (material

condutor), cuja fabricação é semelhante à de um circuito elétrico impresso (Figura

2.22).

Figura 2.22 – Esquema de um extensômetro de resistência elétrica (ANDOLFATO et al., 2004).

42

A resistência elétrica de um condutor de seção uniforme é dada pela expressão:

R = ρ . L

A (2.2)

Onde R é a resistência (ohms), L é o comprimento do condutor, A é área da

seção transversal do condutor, ρ é a resistividade do condutor, função da temperatura e

das solicitações mecânicas aplicadas.

Ao submeter um condutor a uma solicitação mecânica (tração ou compressão),

sua resistência irá variar devido às variações de dimensão da seção A, do comprimento

L, e da resistividade do condutor ρ.

A razão entre a variação de resistência pela resistência inicial dividida pela

deformação é chamada de Fator de Sensibilidade à deformação axial da liga metálica do

condutor (strain gage), expressão por:

K = (∆R/R) ε

(2.3)

Onde ∆R é a variação de resistência, R é a resistência nominal e ε= ∆L/L é a

deformação. Sendo conhecido o fator de sensibilidade (K) e medindo-se a variação

relativa de resistência (∆R/R), determina-se à deformação aplicada (ε).

Os strain gages são fixados nas barras de aço, as quais sofrerão esforços durante

a realização do ensaio de campo, e, posteriormente, são soldados os cabos que permitem

a realização das leituras de resistências elétricas amplificadas em um local remoto,

exterior ao talude.

Os extensômetros de resistência elétrica (strain gages) são versáteis quanto a sua

aplicação, de fácil manuseio e apresentam precisão em suas medidas. Também são

capazes de monitorar deformações até as cargas últimas em ensaios destrutivos.

Dally e Riley (1991) relacionam as características mais relevantes dos

extensômetros de resistência elétrica: alta precisão, baixo custo, excelente resposta

dinâmica, excelente linearidade, facilidade de instalação, possibilidade de se efetuar

medidas de maneira remota e possibilidade de ser usado submerso ou em ambiente

agressivo, desde que se faça tratamento adequado.

43

Conforme Leite (2007), a resistência medida pelos strain gages pode variar com

a alteração da temperatura, porém, para eliminar essa interferência existem distintos

métodos de medição.

É necessário o emprego de circuitos elétricos especiais para se realizarem

medidas de pequenas variações na resistência elétrica dos strain gages com precisão. O

circuito que melhor se adapta a essa condição é a Ponte de Wheatstone, e por essa razão

é freqüentemente adotada.

Perry e Lissner (1962) expõem algumas vantagens do uso desse circuito, como:

a variação da voltagem pode ser diretamente relacionada à deformação; os sensores

podem ser ligados de modo a apresentar compensação elétrica para efeitos indesejáveis

como deformações aparentes induzidas por variações térmicas; podem ser realizadas

medidas estáticas ou dinâmicas; o sistema é simples, robusto e de baixo custo.

O circuito elétrico Ponte de Wheatstone tem a função de converter a pequena

mudança de resistência elétrica decorrente da deformação sofrida pelo strain gage em

uma unidade de voltagem. Para isso, aplica-se uma voltagem constante de entrada e

mede-se a voltagem na saída da ponte. Esse circuito é formado por quatro resistores,

R1, R2, R3 e R4, apresentando quatro braços em sua configuração. No processo de

medição, existem três tipos distintos de disposição dos extensômetros de resistência

elétrica nesse circuito, denominados de um quarto de ponte, meia ponte e ponte

completa.

De acordo com Perry e Lisser (1962), quando adotada a disposição do tipo ponte

completa, as deformações do extensômetro elétrico podem ser calculadas através da

expressão:

ε = (∆R/R)

K =

(4 . ∆L)

�Vexc + 2 . ∆L� . K (2.4)

Onde ε é a deformação do extensômetro elétrico, ∆R é variação de resistência do

extensômetro elétrico (ohms), R é a resistência nominal do extensômetro elétrico, K é o

Fator de Sensibilidade do extensômetro elétrico, Vexc é a voltagem de excitação da

Ponte de Wheatstone, e ∆L é a variação de voltagem dos terminais da Ponte de

Wheatstone (volts).

A deformação do strain gage pode ser interpretada em termos de força aplicada

à barra de aço do grampo, por meio da teoria da Elasticidade (Lei de Hook), utilizando:

44

σ = E . ε (2.5)

F = A . E . ε = R . ε (2.6)

Onde σ é a tensão aplicada na barra de aço, F é a força aplicada na barra de aço,

A é a área da seção transversal da barra de aço na região de colagem do strain gage, E é

o módulo de elasticidade (Young) do aço, R é a constante de correlação (E.A), e ε é a

deformação do strain gage.

Sabendo-se o módulo de elasticidade e o diâmetro da seção da barra de aço no

ponto de colagem do extensômetro elétrico, a Equação 2.6 permite a conversão dos

valores de deformações dos extensômetros elétricos em cargas aplicadas aos grampos.

2.13 Considerações finais

Esta revisão bibliográfica sobre solo grampeado apresenta as principais

considerações da técnica de estabilização. Aspectos construtivos são reportados, assim

como os mecanismos de mobilização de resistência de grampos. Várias referências da

literatura são apresentadas. O objetivo principal do capítulo foi proporcionar o

embasamento necessário para a execução dos trabalhos desta dissertação, tanto no que

diz respeito ao conceito e execução dos grampos, como na análise dos resultados dos

ensaios de campo.

45

Capítulo 3 CONSIDERAÇÕES SOBRE

MATERIAIS COMPÓSITOS


Este capítulo realiza uma revisão bibliográfica sobre materiais compósitos,

apresentando as considerações mais relevantes. É efetuada uma explanação das fases

fibra e matriz e da interação existente entre elas, e dos parâmetros que influenciam o

desempenho e o comportamento mecânico dos materiais compósitos. As propriedades

dos materiais compósitos, no estado fresco e no estado endurecidom são citadas, assim

como algumas das aplicações destes materiais, como é o caso de grampos compostos

por argamassa reforçada com fibras de polipropileno na técnica de grampeamento de

solos.

3.2 Materiais cimentícios reforçados com fibras

Os materiais compósitos são constituídos, normalmente, por duas fases, a matriz

(concretos, silicones, argamassas, etc.) e o elemento de reforço (fibras, aço, etc.). A

matriz é contínua e envolve a outra fase, o reforço, chamado freqüentemente de fase

dispersa.

A combinação das melhores propriedades de diferentes materiais gera os

compósitos. Budinski (1996) explica que um material compósito é a combinação de

dois ou mais materiais, o qual apresenta propriedades que os materiais componentes

deste compósito não possuem por si próprios.

Higgins (1994) classifica os compósitos em dois grandes grupos: os compósitos

particulados, onde são adicionados à matriz algum material em forma de partícula

(correspondente à abstração de um corpo dotado de massa, ou uma parte dele,

concentrada idealmente em um ponto), e os compósitos fibrosos, onde há a adição de

fibras (materiais muito finos e alongados, como filamentos, que podem ser contínuos ou

cortados).

46

Os compósitos mais importantes são aqueles em que a sua fase dispersa

encontra-se na forma de fibras, sendo que esses materiais são projetados, com

freqüência, para elevar as qualidades mecânicas da sua matriz.

As propriedades dos materiais compósitos reforçados por fibras são função das

propriedades das fases constituintes, das suas quantidades relativas e da geometria da

fase dispersa (forma, tamanho, dispersão e orientação).

Para Budinski (1996), os materiais compósitos mais importantes são aqueles

formados pela combinação de polímeros e materiais cerâmicos. Os materiais cerâmicos

são de grande aplicabilidade na engenharia civil, nessa categoria estão incluídos todos

os materiais baseados em cimento Portland como solo-cimento, pastas, argamassa e

concreto. Estes grupos de materiais apresentam características típicas sendo uma delas a

tendência de fissuração por secagem.

Lameiras (2007) aponta que um dos materiais compósitos com matriz cerâmica

mais utilizados é o material a base de cimento Portland reforçado com fibras, sendo a

matriz do compósito constituída por agregados ligados uns aos outros pela pasta de

cimento Portland hidratada.

Taylor (1994) mostra que os materiais de cimento Portland são uma opção

natural para a adição de materiais fibrosos, uma vez que são baratos. Os materiais

cerâmicos apresentam alta resistência à compressão e são muito rígidos. Porém, são

frágeis e oferecem baixa resistência à tração e à flexão, além de apresentarem problemas

relativos à ductibilidade e resistência ao impacto. Já os polímeros apresentam baixo

módulo de elasticidade, ductibilidade variável e resistência à tração moderada. São

versáteis e, dentro de certos limites, podem sofrer alterações para se adequarem as

necessidades requeridas.

Segundo Johnston (1994), de maneira geral, as fibras em uma matriz cimentada

podem causar dois efeitos admiráveis. O primeiro efeito é que elas tendem a reforçar o

compósito sobre todos os modos de carregamento que induzem tensões de tração e,

secundariamente, as fibras melhoram a ductibilidade (que representa o grau de

deformação que um material suporta até o momento de sua fratura) e a tenacidade (que

corresponde à medida de quantidade de energia que um material pode absorver antes de

fraturar) de uma matriz cimentada frágil.

47

Taylor (1994) afirma que as fibras não impedem a formação de fissuras no

compósito, mas elas são capazes de aumentar a resistência à tração pelo controle da

propagação das fissuras na matriz, além de melhor distribuir as tensões. Conforme

Hannant (1994), as fibras mantêm as interfaces das fissuras juntas, isto é, proporcionam

o aumento da ductibilidade, beneficiando as propriedades mecânicas do estado pós-

fissuração.

O maior potencial dos materiais compósitos fibrosos está no estado pós-

fissuração, onde as fibras contribuem da forma mais efetiva na resistência do material,

aumentando a capacidade de absorção de energia (VENDRUSCOLO, 2003).

Para Illston (1994), Taylor (1994) e Hannant (1994), o aumento da capacidade

de absorção de energia é devido ao fato de que a deformação necessária para causar

fissuras na matriz cimentada é muito inferior à elongação das fibras. As fibras,

geralmente, possuem menor módulo de elasticidade do que a matriz cimentada, e assim,

pouco ou nenhum aumento de tensão de fissuração é esperado.

O alongamento na ruptura de todas as fibras é cerca de duas a três ordens de

magnitude maior do que a deformação de ruptura da matriz cimentícia.

Consequentemente, nos compósitos, a matriz fissura muito antes da resistência da fibra

ser atingida (HANNANT, 1978).

Bentur e Mindess (1990) comentam que os materiais cimentícios convencionais

necessitam de reforço para viabilizar sua utilização em grande parte das aplicações da

construção civil. Historicamente, esse reforço se faz pela introdução de barras

contínuas, as quais podem ser utilizadas em determinadas posições da estrutura, para

suportarem os esforços de tração e de cisalhamento. As fibras, sendo descontínuas e

dispersas por toda a matriz cimentícia, não são tão eficientes para suportarem as tensões

de tração. No entanto, as fibras apresentam aspectos admiráveis, devido ao fato dos

materiais cimentícios reforçados por fibras apresentarem espaçamentos menores entre

os elementos de reforço, se comparado com as barras contínuas.

Devido às diferenças, Bentur e Mindess (1990) citam aplicações nas quais o

reforço com fibras é benéfico em relação às barras convencionalmente utilizadas, dentre

as quais estão:

• Elementos de pequena espessura, onde as fibras atuam como reforço principal,

elevando a resistência e a ductibilidade do compósito;

48

• Componentes projetados para suportarem grandes cargas ou deformações, tais como

revestimentos de túneis, estruturas resistentes a explosões e estacas pré-fabricadas,

as quais serão cravadas por percussão no solo;

• Componentes onde as fibras são adicionadas com o intuito principal de promover o

controle de fissuração induzida pelas variações de umidade ou temperatura, tais

como em lajes, telhas ou elementos de pavimentos.

Assim, os compósitos resultantes da combinação dos materiais cerâmicos com

fibras poliméricas apresentam características mais apropriadas de resistência mecânica,

rigidez, ductibilidade, fragilidade, capacidade de absorção de energia de deformação e

de comportamento pós-fissuração em relação aos materiais que lhe deram origem, do

ponto de vista de engenharia civil.

3.2.1 Fase fibra

Lameiras (2007) expõe que, ao longo dos anos, o interesse da indústria e do

mercado em potencial impulsionou o desenvolvimento de processos de produção de

diversas fibras e de materiais cimentícios reforçados com fibras. Além disso, as

realizações de inúmeras pesquisas proporcionaram a viabilização da utilização dessas

fibras, tanto nas melhorias com relação ao desempenho mecânico como na durabilidade

desses materiais. Várias investigações são realizadas em todo o mundo em busca de

novos tipos de fibras, de melhorias nas propriedades das fibras já comercializadas e de

uma melhor interação entre as fibras e a matriz cimentícia.

Segundo o Instituto Americano de Concreto – ACI Committee 544 (1996), as

fibras podem ser consideradas materiais que possuem uma de suas dimensões muito

superior as outras duas, ou seja, comprimento muito superior as dimensões de sua seção

transversal. Um parâmetro numérico conveniente que caracteriza os materiais fibrosos é

o fator de forma (l/d), definido como sendo a razão entre o comprimento da fibra e seu

diâmetro equivalente (diâmetro de um círculo cuja área é igual à área da seção

transversal da fibra). Zollo (1997) comenta que os fatores de forma das fibras variam

entre 40 a 1000, sendo que para as fibras com comprimento de 0,10 a 7,62 cm os fatores

de forma são inferiores a 300.

Callister Jr. (2002) classifica as fibras por diferentes aspectos, sendo eles:

dimensão, configuração, natureza e módulo de elasticidade.

49

• Com relação à dimensão existem três divisões: whiskers, fibras e arames. As fibras

são as que possuem diâmetros intermediários;

• Quanto à configuração das fibras, as mesmas podem ser divididas em dois grupos:

monofilamentos discretos, separados uns dos outros, e combinações de filamentos

de fibras, geralmente constituídos de feixes;

• Quanto à natureza existem quatro categorias, sendo elas: as fibras vegetais,

metálicas, minerais e poliméricas.

• Quanto ao módulo de elasticidade, as fibras podem ser divididas em dois grupos:

um grupo das fibras que possuem módulo de elasticidade menor do que a matriz

cimentícia, tais como as fibras vegetais e as fibras poliméricas; e outro grupo, que é

o das fibras que possuem módulo de elasticidade maior do que a matriz cimentícia,

tais como as fibras metálicas e as fibras minerais.

Para Hannant (1978), os compósitos produzidos a partir de fibras que

apresentam baixo módulo de elasticidade geralmente não são utilizados para suportarem

cargas permanentes elevadas, pois com o aparecimento das microfissuras na matriz, as

fibras tendem a sofrer alongamentos ou deflexões consideráveis ao logo do tempo.

Dessa forma, comumente, essas fibras são utilizadas em situações onde não se espera

que a fissuração da matriz ocorra, mas sim que ocorram sobrecargas transitórias.

Hannant (1978) também menciona outro problema relacionado aos valores

elevados do coeficiente de Poisson destas fibras. Esses valores combinados com os

baixos módulos de elasticidade implicam em contrações muito maiores do que as

verificadas em outras fibras, quando solicitadas ao longo do seu eixo. As contrações

elevadas geram altas tensões de tração laterais na interface fibra-matriz, provocando um

descolamento prévio da fibra e o seu arrancamento.

Alguns tipos de fibras utilizadas como elemento de reforço de matriz cimentícia

são apresentados abaixo juntamente com suas características.

Fibras vegetais

As fibras vegetais utilizadas como reforço de matrizes frágeis à base de

materiais cimentícios têm despertado grande interesse devido, principalmente, as

questões ambientais, mas também devido ao baixo custo, à disponibilidade e à

economia de energia.

50

Segundo Hannant (1994), as fibras vegetais utilizadas podem ser bambu, juta,

capim elefante, malva, piaçava, sisal, linho e cana-de-açúcar. Donato (2003) acrescenta

que algumas destas fibras podem atingir grandes resistências, como, por exemplo, as

fibras de bambu que atingem normalmente resistências acima de 100 MPa, com módulo

de elasticidade entre 10 e 25 GPa.

A durabilidade dessas fibras é o principal empecilho em sua utilização devido à

degradação pela ação de fungos e microorganismos. Teodoro (1999) afirma que a

exposição dessas fibras em ambientes alcalinos, por exemplo, quando utilizados como

reforço de matrizes contendo cimento Portland, causa a sua rápida degradação.

As fibras de celulose são preparadas para aplicação em adesivos, argamassas,

artefatos de borracha, eletrodos, fibrocimento, filtração, fluidos para perfuração de

poços, fonte de fibras para ração animal, laminados e emulsões a base de asfalto, massas

para calafetação, materiais de fricção, sabões, refratários e rejuntes. Essas fibras quando

adicionadas às matrizes, conferem excelentes propriedades mecânicas e reduzem a

densidade dos compostos produzidos, podendo ainda ser aplicadas como substituto

natural das fibras de amianto em diversos segmentos da indústria. Conforme Hannant

(1994), a resistência à tração das fibras de celulose variam de 300 a 1000 MPa e seu

módulo de elasticidade varia de 10 a 50 GPa.

Fibras metálicas

Taylor (1994) assegura que as fibras metálicas mais comuns são as fibras de aço,

sendo sua resistência média à tração de 1100 MPa e módulo de elasticidade de 200

GPa. Dependendo do meio onde estão inseridas, as fibras podem apresentar problemas

devido à corrosão. Para minimizar esse problema é realizado um banho de níquel nas

mesmas. Hannant (1994) acrescenta que existe no mercado uma grande variedade de

formas e comprimentos dessas fibras, sendo que as fibras utilizadas na construção civil

apresentam comprimento variando de 10 a 60 mm e diâmetro entre 100 a 600 µm.

Outros dois problemas relacionados com o uso de fibras de aço podem ocorrer.

Um desses problemas é a formação de grumos/ouriços/ novelos, que são bolas formadas

pela aglomeração de fibras e da fração mais fina dos agregados e cimento. Depois de

formados os grumos, mesmo uma mistura energética é incapaz de separar o material. Os

grumos podem representar um risco de entupimento da tubulação das bombas de

concreto ou dos mangotes de projeção nos casos de concreto projetado. O outro

51

problema associado ao uso de fibras de aço, e comumente questionado no mercado, é a

ocorrência de afloramento das fibras que apontam na superfície durante e após os

trabalhos de desempenho mecânico, na execução de lajes, pisos e pavimentos de

concreto, sendo esse somente um problema estético e não funcional.

Vendruscolo (2003) afirma que foram conduzidas pesquisas com a aplicação de

fibras de aço para melhoria das propriedades mecânicas de compósitos utilizados como

materiais de construção, sendo constatado que a ruptura desses compósitos é

normalmente associada ao arrancamento da fibra e não à sua ruptura.

Fibras minerais

Conforme Taylor (1994), as fibras minerais são classificadas em fibras de vidro,

carbono e amianto. As fibras de vidro são geralmente manufaturadas na forma de fios

compostos de centenas de filamentos individuais, com diâmetro dependendo das

propriedades do vidro, do tamanho do furo por onde são extrudados e da velocidade de

extrusão, sendo geralmente na ordem de 10 µm.

As fibras do vidro tipo E, que correspondem a 99 % das fibras comercializadas,

são atacadas por álcalis presentes nas matrizes de cimento Portland. Para coibir o

problema, existe uma fibra comercialmente denominada de “Cem-Fil”, a qual é

resistente a álcalis e é utilizada em pasta de cimento. Segundo Hannant (1994), as fibras

de vidro apresentam comprimento variando de 10 a 50 mm, resistência à tração de 600 a

2500 MPa e módulo de elasticidade de 70 GPa.

As fibras de carbono, segundo Higgins (1994), são baseadas na resistência das

ligações entre átomos de carbono, a qual deve ser elevada, para evitar o seu

arrancamento. As fibras são formadas por agrupamentos de 20 mil filamentos e

apresentam diâmetros entre 5 a 10 µm. De acordo com Vendruscolo (2003), elas podem

ser divididas em duas categorias: a primeira categoria é a das fibras de alta resistência à

tração, 2400 MPa, com módulo de elasticidade de 240 GPa; e a segunda categoria é a

das fibras de alto módulo de elasticidade, 420 GPa, com resistência à tração de 2100

MPa.

As fibras de amianto apresentam resistência à tração variando de 200 a 1800

MPa, módulo de elasticidade de aproximadamente de 165 GPa, e diâmetro de 0,02 até

30 µm, sendo estes dados fornecidos por Hannant (1994).

52

Alguns países têm mobilizado esforços para coibir o uso de amianto na

construção civil devido aos danos provocados à saúde. Outro problema relacionado a

este produto é seu comportamento frágil e sua baixa resistência ao impacto

(VENDRUSCOLO, 2003).

Fibras poliméricas

A utilização das fibras poliméricas em reforços de materiais de construção é uma

técnica recente. Illston (1994) afirma que o desenvolvimento de polímeros no último

século foi possível graças ao crescimento da indústria do petróleo. Para Bentur e

Mindes (1990), as fibras poliméricas são mais atrativas do que fibras compostas de

outros materiais, quando utilizadas como reforços de matriz cimentante devido a sua

não degradação, seja por microorganismos, como acontecem em fibras vegetais, seja

por corrosão, como acontecem com as fibras metálicas, ou ainda, seja por meio alcalino,

como acontece com as fibras de vidro e vegetais.

As fibras plásticas são obtidas dos polímeros que, conforme sua estrutura

química, apresentam diferentes denominações e comportamentos, originando tipos de

fibras diferentes. Dentre os diversos produtos obtidos destacam-se a poliamida (náilon),

o polietileno, o poliéster e o polipropileno.

As fibras de poliamida (náilon), de acordo com Hannant (1994), apresentam

resistência à tração de 800 MPa, módulo de elasticidade de 8 GPa e comprimento

variando de 10 a 20 mm. Taylor (1994) explica que estas fibras são formadas por longas

cadeias de moléculas e geralmente possuem baixa resistência e rigidez, pois suas

moléculas são dobradas e espiraladas. Porém, se estas moléculas forem reforçadas

durante o processo de manufatura, podem ser alcançados altos módulos de elasticidade

e resistência. As fibras de poliamida recebem o nome comercial de Kevlar. Existe no

mercado a fibra Kevlar 29 (K29), com resistência mecânica da ordem de 3000 MPa e

módulo de elasticidade intermediário de aproximadamente 64 GPa, e também, a fibra

Kevlar 49 (K49), com alto módulo de elasticidade na ordem de 300 GPa e a mesma

resistência mecânica da fibra K29.

Segundo Hannant (1994), as fibras de polietileno de peso molecular normal

apresentam módulo de elasticidade baixo, sendo fracamente aderidas à matriz

cimentada e altamente resistentes aos álcalis. Entretanto, o polietileno de alta densidade

tem sido desenvolvido para aumentar seu módulo e a aderência com a matriz. Sua

53

durabilidade é alta, pois não sofre variação volumétrica na presença de água, mas

apresentam maiores deformações de fluência quando comparadas às fibras de

polipropileno. As fibras de polietileno são encontradas comercialmente na forma de

monofilamentos picados ou malhas contínuas.

As fibras de poliéster, conforme Johnston (1994), apresentam resistência à

tração de 800 a 1300 MPa, módulo de elasticidade superior a 17 GPa e comprimento

entre 20 e 30 mm. Para Taylor (1994), as fibras de poliéster são similares as fibras de

polipropileno, porém são mais densas, mais rígidas e mais resistentes. Essas fibras

podem ser utilizadas para as mesmas aplicações que as de polipropileno, porém apenas

onde a melhoria no desempenho justifique o seu maior custo. Um dos poliésteres mais

populares é o polietileno tereflalato (PET), utilizado como material de constituição de

garrafas plásticas descartáveis tipo PET. Como essas garrafas depois de utilizadas

acabam se transformando em resíduos, sua reutilização na forma de fibras pode reduzir

a relação custo/benefício, além disso, contribuir para minimização de problemas

ambientais.

As fibras de polipropileno são constituídas de um material polimérico chamado

termoplástico, que consiste de uma série de longas cadeias de moléculas polimerizadas,

sendo todas elas separadas, podendo deslizar umas sobre as outras.

Taylor (1994) afirma que devido a esta formação, as fibras possuem grande

flexibilidade, tenacidade e substancial aumento de resistência ao impacto dos materiais

a qual é incorporada. O módulo de elasticidade desta fibra é menor do que qualquer

outra comumente utilizada, sendo inferior a 8 GPa, e sua resistência à tração é de

aproximadamente 400 MPa. Essa fibra não é recomendada para ser utilizada com a

finalidade de aumentar a resistência pré-fissuração ou rigidez dos compósitos.

As fibras de polipropileno são resistentes a uma variedade de produtos químicos

e aos álcalis, porém são sensíveis à radiação ultravioleta No entanto, esta preocupação é

irrelevante quando a fibra é utilizada como reforço de uma matriz cimentícia, pois a

mesma fica coberta pela matriz.

As propriedades térmicas das fibras de polipropileno conferem ao concreto

maior resistência ao fogo, pois reduzem o risco de lascamentos explosivos, que é a

expulsão violenta e repentina de camadas ou pedaços de concreto da superfície de um

54

elemento estrutural quando exposto ao aumento rápido da temperatura, como acontece

em casos de incêndio.

Nanni e Meamarian (1991) comentam que as fibras de polipropileno estão

disponíveis comercialmente na forma de monofilamentos (macrofibras produzidas

individualmente) e na forma de multifilamentos (microfibras agrupadas em filmes ou

redes), as quais são cortadas em fitas, esticadas e fibriladas. A fibrilação é feita através

de cortes longitudinais controlados, criando uma espécie de rede trançada. Essa forma

apresenta vantagens sobre a forma de monofilamentos devido a sua fácil distribuição no

concreto e melhoria da interação mecânica fibra-matriz.

Bentur e Mindess (1990) afirmam que as fibras individuais, curtas e dispersas

aleatoriamente, são mais utilizadas como reforço de argamassas de revestimentos,

mesmo sabendo que as fibras na forma de multifilamentos ofereçam um melhor efeito

mecânico de ancoragem quando adequadamente dispersas (rede aberta). Os autores

consideram como fibras curtas, as fibras que possuem menos de 50 mm de

comprimento.

Segundo Silva (2006), quando comparadas às fibras poliméricas, a fibra de

polipropileno apresenta maior facilidade de dispersão durante a mistura com a matriz

cimentante, em relação à fibra de poliamida. Também oferecem maior resistência de

aderência na matriz cimentícia que as fibras de poliéster e poliamida e apresentam

degradação lenta quando imersa na matriz de cimento Portland, diferentemente do que

acontece com o poliéster.

O baixo módulo de elasticidade, a alta deformação na ruptura e a elevada

resistência à tração propiciada pelas fibras de polipropileno as tornam um material

interessante na aplicação em argamassas de ligação de elementos pré-moldados, onde

um acréscimo de desempenho promovido pelo aumento de deformabilidade é desejável

(ARAUJO, 2005).

Araújo (2005) em sua pesquisa concluiu que a adição de fibras de polipropileno

à argamassa da junta promove uma melhoria de propriedades mecânicas iniciais, tais

como a distribuição uniforme dos esforços internos de compressão e tração na interface

do bloco com a junta, e também o aumento da capacidade de deformação dos

elementos, melhorando a rigidez e retardando o colapso do sistema. Essas melhorias

55

proporcionadas pela adição das fibras de polipropileno a argamassa de junta acarreta em

benefícios ao sistema estrutural empregado.

Leite (2007) completa que as fibras de polipropileno auxiliam no controle da

fissuração durante o endurecimento e melhoram as propriedades pós-pico, quando

adicionadas à matriz cimentícia.

Magalhães (2005) apresenta resumidamente as vantagens e as desvantagens da

utilização de fibras de polipropileno como reforço de materiais compósitos. As

vantagens são: alta resistência aos álcalis presentes no cimento; baixo custo;

proporcionam uma ampla distribuição das fissuras ao longo da matriz, sugerindo uma

maior distribuição das tensões; minimizam a fissuração que ocorre no estado plástico do

concreto e nas primeiras horas de endurecimento; restringem as fissuras causadas por

retração plástica do concreto, ou sua frequência e tamanho são reduzidos; controlam a

abertura de fissuras que venham a surgir dentro da matriz; diminuem a incidência de

fissuras de assentamento dos componentes sólidos durante o fenômeno de exsudação do

concreto; aumentam a resistência à abrasão pelo controle da exsudação do concreto; e

reduzem a reflexão do concreto projetado devido ao aumento da coesão.

Magalhães (2005) acrescenta que o uso de fibras de polipropileno com maior

capacidade de elongação tem apresentado melhores resultados se comparado à

utilização de fibras de maior rigidez, tais como as fibras de aço. As desvantagens da

utilização de fibras de polipropileno como reforço de materiais cimentícios são: alta

sensibilidade à luz solar e oxigênio; baixo módulo de elasticidade; e fraca aderência

com a matriz.

3.2.2 Fase matriz

Bentur e Mindess (1990) dividem as matrizes cimentícias em três grupos, em

função do tamanho do agregado que contém: pastas (cimento e água), argamassas

(cimento, água e agregado miúdo) e concretos (cimento, água, agregado miúdo e

graúdo). As pastas e argamassas reforçadas com fibras são geralmente aplicadas em

componentes de pequena espessura, onde as fibras atuam como reforço principal e são

incorporadas em teores na faixa de 5 a 20% do volume do compósito. Nos concretos

reforçados com fibras, o volume de fibra é muito menor (menos do que 5% em relação

56

ao volume do compósito), nesse caso as fibras atuam como reforço secundário, com a

finalidade de controlar a fissuração da matriz.

Para Callister Jr. (2002), a matriz atua como meio através do qual uma tensão

aplicada externamente é transmitida e distribuída para as fibras, sendo que apenas uma

proporção muito pequena da carga aplicada é suportada pela fase matriz. A matriz

também tem como função proteger as fibras individuais contra danos superficiais, como

resultado da abrasão mecânica ou de reações químicas com o ambiente. Além disso, a

matriz separa as fibras umas das outras e previne a propagação de fissuras de uma fibra

para a outra, o que, poderia resultar em uma ruptura brusca. No caso das matrizes

cimentícias, a fissuração é iniciada na própria matriz, mais especificamente na interface

entre os agregados e a pasta de cimento Portland.

Segundo Lameiras (2007), a matriz constitui a parcela majoritária do compósito,

geralmente superior a 95% em volume do material, determinando o seu comportamento

com relação às solicitações de compressão e cisalhamento interlamelar, entre outras

propriedades. Porém, a porcentagem do compósito correspondente a essa fase, e sua

dosagem, varia de acordo com o método de produção utilizado, a quantidade de fibra

adicionada, dentre outros fatores. Na dosagem do material cimentício devem ser feitas

compensações de forma a se atingir, no estado fresco, a trabalhabilidade necessária para

o método de produção utilizado e, no estado endurecido, atingir as propriedades

mecânicas e de durabilidade necessárias.

Com o objetivo de alcançar propriedades específicas para o compósito é comum

realizar modificações na matriz cimentícia, com adições de pozolana, fíleres,

superplastificantes e/ou polímeros.

Silva (2006) salienta que na preparação do compósito, a distribuição volumétrica

uniforme da fibra na matriz faz com que ocorra o aumento da homogeneidade do

material e da confiabilidade da mistura produzida, obtendo-se um compósito contendo

em todo o seu volume a mesma quantidade de reforços.

3.2.3 Interação entre as fases fibra e matriz

Para uma boa interação entre as fases fibra e matriz, é essencial que haja uma

compatibilidade física e química entre ambas, de forma que as forças de ligações

adesivas entre os materiais sejam elevadas, e fazendo com que haja uma minimização

57

da extração das fibras. Callister Jr. (2002) afirma que a força de ligação é uma

consideração importante na escolha de uma combinação matriz-fibra, pois a resistência

final do compósito depende em grande parte da magnitude dessa ligação. Uma ligação

adequada é essencial para maximizar a transmissão da tensão da matriz para as fibras.

Bentur e Mindess (1990) asseguram que os materiais compósitos de matriz

cimentícia são caracterizados por uma zona de transição que ocorre tanto na interface

agregado-pasta, como na interface fibra-matriz, na qual a microestrutura especial dessa

zona de transição está intimamente correlacionada com a natureza da matriz. A natureza

particulada do compósito no estado fresco exerce uma influência importante na zona de

transição, porque leva à formação de uma região porosa ao redor das fibras devido a

dois efeitos: o escoamento e aprisionamento de água ao redor da fibra dispersa na

matriz, e o empacotamento ineficiente dos grãos de cimento de aproximadamente

10 µm na zona de transição.

Juntamente com as propriedades individuais das duas fases principais

constituintes do compósito, fibras e matriz, a zona de transição é constituída pela

interação entre essas duas fases e é responsável pelas principais propriedades dos

materiais compósitos.

Donato (2003) comenta que diversos tipos de fibras são utilizados como reforço

de materiais cimentícios e as características de comportamento de cada uma dessas

fibras, suas propriedades químicas, físicas e mecânicas, estão intimamente relacionados

ao material do qual as mesmas são compostas, além do seu processo de fabricação. Para

compreender o mecanismo de interação matriz-fibra e a parcela de contribuição de cada

uma das fases no comportamento final do material compósito fibroso, é fundamental

conhecer e definir o tipo de fibra a ser empregada. Essa definição depende das

características da matriz a ser reforçada e das características desejadas do material

compósito resultante.

Com os carregamentos atuantes, as movimentações externas ou as deformações

na estrutura interna da pasta de cimento, ocorrem tensões internas na matriz de cimento,

e essas tensões internas, quando superiores ao nível de tensão de ruptura da matriz, irão

originar pequenas fissuras que poderão ter sua abertura e sua profundidade acentuada

devido à concentração de tensões situadas na sua extremidade.

58

Silva (2006) aponta para a contribuição das fibras em compósitos de matriz

cimentícia nas situações descritas acima, de forma que o efeito da adição de fibra na

matriz frágil é dificultar a propagação dessas fissuras, costurando-as, absorvendo

energia. As fibras presentes em uma microfissura em propagação servem como uma

barreira, onde para a continuidade da propagação dessa fissura é necessário que ocorra o

carregamento da fibra, ou o desvio da fissura pelo contorno da fibra, ou ainda a ruptura

da fibra. Essas três situações requerem um elevado nível de energia.

Enquanto a energia não é superada, outra microfissura se inicia em outro defeito

estrutural da matriz, e se propaga até encontrar outra fibra, repetindo o mesmo

mecanismo anteriormente explicado. Assim, duas características intrínsecas aos

compósitos cimentícios fibrosos são apresentadas, uma é que para a sua ruptura faz-se

necessário o aumento de energia e a outra é a ocorrência de múltiplas fissuras.

Bentur e Mindess (1990) explicam que ao se adicionar fibras na matriz

cimentícia, pode ocorrer transferência de tensões da matriz para as fibras antes e após a

fissuração, mas com mecanismos distintos. A compreensão desses mecanismos permite

que sejam previstos os modos de ruptura do compósito (frágil ou dúctil) e servem

também como base para o desenvolvimento de compósitos com melhores desempenhos,

através da modificação da interação entre as fases constituintes.

A atuação das fibras em materiais compósitos ocorre na etapa de pós-fissuração

da matriz cimentícia e o mecanismo é, predominantemente, de transferência de tensões

de atrito.

Antes de qualquer tipo de fissuração na matriz, ocorrem transferências de

tensões do tipo elásticas, nas quais a tensão de cisalhamento na extensão da interface

fibra-matriz distribui o carregamento externo entre as fibras e a matriz (uma vez que

eles possuem módulos de elasticidade diferentes). Nessa etapa, os deslocamentos

longitudinais da fibra e da matriz na interface são geometricamente compatíveis e as

deformações permanecem as mesmas. A transferência de tensões cisalhantes é o

mecanismo que influencia o surgimento da primeira fissura no compósito. Esse

mecanismo de transferência de tensões controla a curva tensão-deformação do

compósito antes da fissuração.

Quando a tensão cisalhante se torna superior à resistência de aderência da fibra-

matriz, ocorre o deslizamento da fibra ao longo da interface fibra-matriz.

59

Conseqüentemente, o seu deslizamento favorece o surgimento da resistência de atrito ao

longo da interface fibra-matriz, transformando o mecanismo de transferência de tensões

elásticas para o mecanismo de transferência de tensões de atrito. Este modo de

transferência de tensões controla as resistências e deformações últimas dos compósitos.

Conforme já mencionado, as propriedades físicas e químicas dos materiais

envolvidos são de extrema importância no entendimento do comportamento do

compósito. Nesse caso, assumindo que o atrito ocorre na interface da matriz ao longo da

extensão da fibra, o nível de transferência dessas tensões e deformações está associado

às propriedades do compósito em questão.

De acordo com Bentur e Mindess (1990), a ocorrência de cada uma das etapas

de transferência de tensões depende da resistência de aderência entre a fibra e a matriz e

da resistência à tração da matriz. Se a resistência à tração da matriz for elevada, espera-

se que ocorra um deslocamento na interface entre a fibra e a matriz quando a tensão de

cisalhamento elástica ultrapassar a resistência de aderência entre os dois materiais,

anteriormente à fissuração da matriz. Se a matriz apresenta baixa resistência à tração, a

fissuração precede o descolamento da fibra com relação à matriz, e o seu arrancamento

se dá pelo avanço da fissura em sua direção.

3.3 Parâmetros que influenciam o desempenho dos materiais compósitos

Segundo Hannant (1994), o desempenho dos materiais compósitos reforçados

com fibras é controlado, sobretudo, pelo teor e comprimento da fibra, pelas

propriedades físicas da fibra e matriz e pela aderência entre ambas.

Conforme Johnston (1994), a orientação e distribuição da fibra na matriz

influenciam o desempenho do material compósito. A orientação de uma fibra relativa ao

plano de ruptura ou fissura influencia sua habilidade de transmitir cargas. A fibra

posicionada paralelamente ao plano de ruptura é ineficiente, enquanto a fibra

perpendicular a esse mesmo plano apresenta máxima mobilização de esforços.

Zollo (1997) acrescenta a relevância do volume de fibras no compósito, além da

geometria, distribuição, orientação e tipo de fibra e matriz. O modo de preparo da

mistura da matriz com as fibras, igualmente influencia o desempenho do material

compósito.

60

Para Taylor (1994), o teor e o comprimento das fibras, a aderência entre as fibras

e a matriz, o módulo de elasticidade e a resistência das fibras são os principais

parâmetros relacionados com o desempenho dos materiais compósitos cimentícios.

A seguir, é realizado um relato sobre cada um dos parâmetros que influenciam o

desempenho dos materiais compósitos.

Teor de fibra

Existe um teor de fibra recomendado para cada tipo e emprego, o qual maximiza

as propriedades desejadas. O teor de fibra necessário para melhorar algumas

propriedades do material compósito no estado plástico, como diminuir a incidência de

fissuras por retração plástica, a exsudação e a segregação, é sensivelmente menor que o

teor de fibras necessário para alterar propriedades do material compósito no estado

endurecido, como por exemplo, a resistência ao impacto.

Um alto teor de fibras confere ao compósito maior resistência pós-fissuração e

fissuras de menor dimensão, desde que as fibras possam absorver as cargas adicionais

causadas pelo surgimento das fissuras.

Bentur e Mindess (1990) reportam uma relação direta entre o teor de fibras e a

capacidade do material compósito pós-fissuração da matriz. Assim, aumentando a

quantidade de fibras por unidade de área do material compósito, pode ocorrer o aumento

da sua capacidade resistente e da sua tenacidade, devido o aumento das pontes de

transferência de tensões nas fissuras, como também o aumento da quantidade de fibras a

serem arrancadas.

Silva (2006) relata que em argamassas reforçadas com fibras de polipropileno,

observou-se apenas o aumento da tenacidade, pois devido às propriedades mecânicas da

fibra (baixa resistência e módulo de elasticidade), o uso de baixos teores de fibra não

proporcionou uma capacidade resistente ao compósito.

Cortez (1999) acrescentou diferentes teores de fibras de polipropileno de 20 mm

em argamassa para revestimento e a resistência à tração na flexão do material compósito

não foi alterada, porém a energia específica de fraturamento e o fator de tenacidade

aumentaram.

Conforme mencionado, quando o teor de fibras de polipropileno é inferior a 5%

do volume de concreto, essas fibras são consideradas reforços secundários, tendo como

61

função principal controlar a fissuração. Acima desse teor os reforços podem ser

considerados como primários, com a resistência e a tenacidade aumentadas.

Módulo de elasticidade da fibra

Um alto módulo de elasticidade confere maior resistência pós-fissuração e

fissuras de menor dimensão. Porém quanto maior esse módulo, maior a probabilidade

de ocorrer o arrancamento da fibra.

O módulo de elasticidade da fibra é importante no sentido de proporcionar maior

rigidez e capacidade de impedir que a fissuração continue. A fibra de baixo módulo

permite um maior nível de abertura de fissuras que uma fibra de alto módulo, para um

mesmo nível de deformação do conjunto fibra-matriz. Isso ocorre porque quanto maior

o nível de deflexão, maior será o nível de abertura de fissuras, mantendo-se uma relação

constante que depende das características do conjunto fibra-matriz.

Aderência entre a fibra e a matriz

Características como resistência, deformação e padrões de ruptura de uma

grande variedade de materiais compósitos cimentícios reforçados com fibras dependem

da aderência entre a fibra e a matriz.

A alta aderência entre a fibra e a matriz reduz o tamanho das fissuras e amplia a

distribuição esforços pelo compósito. Quanto maior a dificuldade das fibras serem

arrancadas da matriz, proporcionada por uma boa aderência entre ambas, maior será a

capacidade de transmissão de cargas pelas fibras, e conseqüentemente, menores serão as

fissuras.

Segundo Taylor (1994), as fibras que absorvem água podem causar excessiva

perda de trabalhabilidade das misturas cimentíceas, em curto prazo, além de serem

susceptíveis a variações de volume, o que compromete a aderência entre a fibra e a

matriz.

Resistência da fibra

Com o aumento da resistência da fibra, aumenta-se, também, a ductilidade do

compósito, supondo-se que não ocorra o rompimento das ligações por aderência. A

resistência da fibra dependerá das características pós-fissuração desejadas, assim como

do teor de fibra e das propriedades de aderência fibra-matriz.

Comprimento da fibra

Quanto menor o comprimento das fibras, maior é a possibil

arrancadas da matriz, devido a u

desempenho melhor da fibra, o comprimento deve ser suficiente para que, a partir de

uma dada tensão de cisalhamento superficial aplicada à fibra, possa s

tensão de tração igual à resistência à tração da fibra.

Para Ashby e Jones (1998), a transferência do carrega

fibras induz a máxima tensão de tração na

valor exceder a resistência à tração da fibra, ela romperá. O comprimento crítico

para a fibra pode ser definido como o comprimento mínimo requerido para que a fibra

do material compósito seja solicitada

tração, sem que ocorra o seu

Figura 3.1 – Definição do comprimento crítico da fibra (ASHBY e JONES, 1998).

Foá (2002) apresenta três possíveis hipóteses de distribuição de tensões nas

fibras em função do seu comprim

distribuições baseiam-se no conceito de que a transferência de tensão entre a matriz e a

fibra aumenta linearmente dos extremos para o centro.

� Primeira hipótese: l < l

A tensão cisalhante desenvolvida entre a fibra e a matriz não é suficiente para

produzir uma tensão de tração

Quanto menor o comprimento das fibras, maior é a possibilidade de elas serem

, devido a um menor comprimento de ancoragem. Para garantir um


uma dada tensão de cisalhamento superficial aplicada à fibra, possa s

tensão de tração igual à resistência à tração da fibra.

Para Ashby e Jones (1998), a transferência do carregamento da matriz para as

tensão de tração na região central da fibra (Figura

valor exceder a resistência à tração da fibra, ela romperá. O comprimento crítico


do material compósito seja solicitada com uma tensão de tração igual à

o seu arrancamento ou a sua ruptura.

Definição do comprimento crítico da fibra (ASHBY e JONES, 1998).

apresenta três possíveis hipóteses de distribuição de tensões nas

fibras em função do seu comprimento (l) em relação ao comprimento crítico (

se no conceito de que a transferência de tensão entre a matriz e a

fibra aumenta linearmente dos extremos para o centro.

Primeira hipótese: l < lc

tensão cisalhante desenvolvida entre a fibra e a matriz não é suficiente para

produzir uma tensão de tração (σ) na fibra que mobilize sua resistência à tração

62

idade de elas serem

. Para garantir um


uma dada tensão de cisalhamento superficial aplicada à fibra, possa ser gerada uma

mento da matriz para as

fibra (Figura 3.1). Se esse

valor exceder a resistência à tração da fibra, ela romperá. O comprimento crítico (lc)


sua resistência à

Definição do comprimento crítico da fibra (ASHBY e JONES, 1998).

apresenta três possíveis hipóteses de distribuição de tensões nas

relação ao comprimento crítico (lc). Essas

se no conceito de que a transferência de tensão entre a matriz e a

tensão cisalhante desenvolvida entre a fibra e a matriz não é suficiente para

na fibra que mobilize sua resistência à tração (σf).

63

Assim, com o aumento progressivo da deformação e da abertura da fissura, a fibra será

arrancada do lado que possuir menor comprimento embutido.

Bentur e Mindess (1990) explicam que quando os comprimentos das fibras são

inferiores a lc, não há fibra aderida à matriz suficiente para gerar uma tensão igual à

resistência da fibra, e a ruptura do compósito na zona de pós-fissuração ocorre

preferencialmente pelo deslizamento da fibra. Isso acontece em função da inexistência

de zona de contato suficiente entre a fibra e a matriz de forma a permitir que ocorra uma

transferência de tensões suficiente para que haja uma falha por rompimento da fibra.

� Segunda hipótese: l = lc

A tensão de tração (σ) desenvolvida no centro da fibra é igual à sua resistência à

tração (σf). Dessa forma, pode-se dizer que a fibra, que está atuando como ponte de

transferência de tensões através de uma fissura, encontra-se com seu desempenho

máximo, pois sua resistência à tração está é mobilizada para que a fissura não aumente.

� Terceira hipótese: l > lc

A tensão cisalhante desenvolvida entre a fibra e a matriz produz uma tensão de

tração (σ) maior do que a resistência à tração da fibra (σf), resultando em ruptura. Isto

também pode ocorrer quando se tem uma alta aderência entre a fibra e a matriz.

Se o comprimento da fibra for consideravelmente superior ao comprimento

crítico, as tensões ao longo da maior parte das fibras podem atingir os valores de

tensões de escoamento ou resistência à tração.

Há que se considerar também o diâmetro, o qual influencia na capacidade da

fibra em resistir às tensões de cisalhamento e de tração. O fator de forma (l/d), com l o

comprimento da fibra e d o diâmetro da mesma, é proporcional ao quociente entre a

resistência à tração da fibra (Ft) e a resistência de aderência (Fa) entre a fibra e a matriz

na ruptura (Figura 3.2). O mecanismo de transferência de tensão é expresso por:

(�� .π .�²)

� =

(� .π .� .�)

� (3.1)

l

d =

Ft

Fa . 2 (3.2)

Figura 3.2 – Disposição da fibra na fissura idealizada (TAYLOR, 1994).

Se a fibra possui elevada resistência à tração (

resistência de aderência entre a fibra e a matriz deve ser alta para impedir o

arrancamento das fibras antes

indica que fibras com alto fator de forma

Bentur e Mindess (1990) ressaltam que com relação à influência do

comprimento das fibras na tenacidade do compósito, o aumento do

implica em crescimento da capacidade de absorção de energia do compósito

essa relação só é valida

comprimento de fibra limite é o

ruptura das fibras. A partir des

arrancamento da matriz, provocando assim uma mudança

compósito e reduzindo a tenacidade

Foá (2002) acrescenta que além da compatib

também uma compatibilidade dimensional entre agregados e fibras, de modo que es

interceptem com maior frequência a fissura que ocorre na matriz. Em função disso

recomenda-se a utilização de fibras cujo comprimento se

da dimensão máxima característica do agregado utilizado na mistura.

Disposição da fibra na fissura idealizada (TAYLOR, 1994).

elevada resistência à tração (fibras de aço, por exemplo


arrancamento das fibras antes que a resistência à tração seja totalmente mobilizada. Isto

fator de forma devem ser utilizadas.


comprimento das fibras na tenacidade do compósito, o aumento do tamanho da

da capacidade de absorção de energia do compósito

sa relação só é valida até um determinado comprimento de fibra limite. O

comprimento de fibra limite é o fator que iguala a tensão de aderência

ruptura das fibras. A partir desse comprimento, ocorre a ruptura da fibra antes do seu

matriz, provocando assim uma mudança na forma de ruptura do

tenacidade do material.

Foá (2002) acrescenta que além da compatibilidade física e química, deve haver

também uma compatibilidade dimensional entre agregados e fibras, de modo que es


se a utilização de fibras cujo comprimento seja igual ou superior ao dobro

da dimensão máxima característica do agregado utilizado na mistura.

64

Disposição da fibra na fissura idealizada (TAYLOR, 1994).

fibras de aço, por exemplo) então a


que a resistência à tração seja totalmente mobilizada. Isto


tamanho das fibras

da capacidade de absorção de energia do compósito. Porém,

até um determinado comprimento de fibra limite. O

fator que iguala a tensão de aderência à tensão de

, ocorre a ruptura da fibra antes do seu

forma de ruptura do

ilidade física e química, deve haver

também uma compatibilidade dimensional entre agregados e fibras, de modo que essas


ja igual ou superior ao dobro

65

Volume de fibra

O volume de fibras, representado pelo número de fibras por metro cúbico de

concreto, argamassa ou pasta de cimento, determina o bom desempenho dos compósitos

fibrosos.

Zollo (1997) afirma que para garantir a eficiência do reforço, o número

necessário de fibras por volume de matriz está diretamente relacionado com a

probabilidade estatística das fissuras formadas na matriz frágil atingirem as fibras.

Dessa forma, quanto maior o volume de fibras no compósito, melhor será o seu

desempenho mecânico. Porém, existe um volume crítico, que mantém a mesma

capacidade portante do compósito após a ruptura da matriz. O volume crítico é

diretamente proporcional à resistência da matriz, que determina a tensão de

aparecimento da primeira fissura e inversamente proporcional à tensão de ruptura da

fibra e seu módulo.

Foá (2002) mostra que quando o volume de fibras é inferior ao volume crítico,

após a ruptura da matriz ocorrem quedas progressivas de carga com o aumento das

deformações. No entanto, quando o volume de fibras é superior ao volume crítico, o

material compósito suporta níveis crescentes de carregamento, mesmo após a ruptura da

matriz.

A Figura 3.3 ilustra esse conceito, através das curvas carga-deslocamento de

concretos reforçados com fibras, obtidas a partir de ensaios de flexão realizados em

corpos-de-prova prismáticos. Observa-se um trecho inicial elástico-linear, que

corresponde ao estágio pré-fissurado da matriz. Por meio dos patamares de escoamento

podem-se diferenciar os comportamentos dos compósitos com volume de fibras abaixo,

acima e igual ao volume crítico.

Figura 3.3 – Curvas conceituais de concretos fibrosos com relação ao

volume crítico

Conclui-se que quanto maior o volume de fibras, melhor será o desempenho

mecânico do material compósito

mistura, uma vez que ao se adicionar fibra, adiciona

superficial, a qual demanda

trabalhabilidade pode acarretar muitos prejuízos,

mecânico do material compósito.

O volume crítico de fibras d

polipropileno, por exemplo)

eficiência dessas fibras será maior nas primeiras idades do compósito, diminuindo com

o processo de hidratação do cimento

matriz.

Por sua vez, Proctor (1990)

significativamente com a resistência do compósito quando o volume for maior que um

volume crítico, conforme as

Onde Ko é uma constante que leva em consideração a orientação das fibras na

matriz; σf resistência à tração da fibra; V

fissuração da matriz; lf é o comprimento das fibras; A

Curvas conceituais de concretos fibrosos com relação ao

volume crítico de fibras incorporado (FOÁ, 2002).

que quanto maior o volume de fibras, melhor será o desempenho

mecânico do material compósito, porém as fibras diminuem a trabalhabilidade da

mistura, uma vez que ao se adicionar fibra, adiciona-se também uma grande área

demanda mais água para a sua molhagem.

trabalhabilidade pode acarretar muitos prejuízos, incluindo-se o próprio desempenho

mecânico do material compósito.

O volume crítico de fibras de baixo módulo de elasticidade (

, por exemplo) é maior que o das fibras de alto módulo de elasticidade. A

as fibras será maior nas primeiras idades do compósito, diminuindo com

o processo de hidratação do cimento, o ganho de resistência e módulo de elasticidade da

Proctor (1990) afirma que as fibras só contribuem


, conforme as expressões:

Ko . σf . vf > σmc

Ko . Vf

4 . lf

Af . τ . pf > σmc

é uma constante que leva em consideração a orientação das fibras na

resistência à tração da fibra; Vf é o volume de fibras, σmc

é o comprimento das fibras; Af é a área da seção transversal das

66

Curvas conceituais de concretos fibrosos com relação ao

que quanto maior o volume de fibras, melhor será o desempenho

orém as fibras diminuem a trabalhabilidade da

se também uma grande área

molhagem. A redução da

o próprio desempenho

lo de elasticidade (fibras de

é maior que o das fibras de alto módulo de elasticidade. A

as fibras será maior nas primeiras idades do compósito, diminuindo com

tência e módulo de elasticidade da

as fibras só contribuem


(3.3)

(3.4)

é uma constante que leva em consideração a orientação das fibras na

mc é a tensão de

é a área da seção transversal das

fibras; τ é a resistência de aderência entre as fibras e a matriz;

ou do feixe de fibras.

Proctor (1990) explica que caso o volume de fibras no

expressão 3.3, assim que

brusca do compósito, provocada pela propagação de uma única fissura

trecho a da Figura 3.4. Caso a

constituído de fibras curtas e com volume

haverá ruptura do compósito devido ao deslizamento das fibras, ocorrendo neste caso

uma contribuição das fibras para aumentar a capacidade de adsorção de energia do

compósito, conforme trecho

duas expressões sejam atendidas, quando a tensão de fissuração da matriz for atingida,

todo o carregamento será transferido para as fibras que estarão costurando as fissuras da

matriz, fazendo com que o compósito apresente um processo de fissuração múltipla e

enrijecimento pós-fissuração,

Figura 3.4 – Representação esquemática das curvas

dependendo do volume de fibras (PROCTOR, 1990).

Segundo Bentur e Mindess (1990), os valores típic

de aço, vidro e polipropileno variam entre 0,3 a 0,8%. Porém, es

para o caso de fibras contínuas e alinhadas.

orientação e ao comprimento do reforço, o volume crít

consideravelmente maior. Para fibras orientadas aleatoriamente em duas ou três

é a resistência de aderência entre as fibras e a matriz; e pf é o perímetro da fibra

Proctor (1990) explica que caso o volume de fibras no compósito não atenda a

, assim que aparecer a primeira fissura na matriz haverá uma ruptura

brusca do compósito, provocada pela propagação de uma única fissura

. Caso a expressão 3.3 seja atendida, mas o reforço seja

constituído de fibras curtas e com volume de fibras tal que contrarie a expressão 3.4,

do compósito devido ao deslizamento das fibras, ocorrendo neste caso


, conforme trecho b da Figura 3.4. Caso o volume de fibras seja tal que as

sejam atendidas, quando a tensão de fissuração da matriz for atingida,


matriz, fazendo com que o compósito apresente um processo de fissuração múltipla e

fissuração, conforme os trechos c e d da Figura 3.4.

Representação esquemática das curvas tensão-deformação de materiais compósitos

dependendo do volume de fibras (PROCTOR, 1990).

Segundo Bentur e Mindess (1990), os valores típicos do volume crítico de fibras

de aço, vidro e polipropileno variam entre 0,3 a 0,8%. Porém, esses valores são válidos

para o caso de fibras contínuas e alinhadas. Considerando a eficiência

orientação e ao comprimento do reforço, o volume crítico de fibras


67

é o perímetro da fibra

compósito não atenda a

aparecer a primeira fissura na matriz haverá uma ruptura

brusca do compósito, provocada pela propagação de uma única fissura,conforme o

seja atendida, mas o reforço seja

contrarie a expressão 3.4,

do compósito devido ao deslizamento das fibras, ocorrendo neste caso


fibras seja tal que as

sejam atendidas, quando a tensão de fissuração da matriz for atingida,


matriz, fazendo com que o compósito apresente um processo de fissuração múltipla e de

deformação de materiais compósitos

os do volume crítico de fibras

es valores são válidos

a eficiência em relação à

ico de fibras pode ser


68

dimensões espera-se um aumento de três a seis vezes no valor do volume crítico de

fibras. Assim, na prática, o volume crítico de fibras comumente se situa na faixa de 1 a

3%. Essa faixa coincide com o limite dos procedimentos convencionais de mistura de

fibras à matriz cimentícia em função da trabalhabilidade. Conseqüentemente, em muitos

materiais cimentícios, a presença das fibras resulta em alguma melhoria da ductibilidade

do trecho pós-fissuração, mas não no aumento da resistência pós-fissuração do

compósito.

Disposição das fibras

A disposição das fibras com relação à direção do carregamento influencia o

desempenho e as propriedades mecânicas dos materiais compósitos. Os reforços com

fibras longas e alinhadas são mais eficientes. Porém, os materiais compósitos são

comumente reforçados por fibras de pequenas dimensões, dispersas na matriz

cimentícia, as quais, muitas vezes, não estão dispostas paralelamente à orientação da

solicitação.

De acordo com Callister Jr (2002), a orientação das fibras é função do método de

produção e do seu fator de forma, pois dependendo do fator de forma há uma tendência

das fibras se posicionarem sob uma orientação preferencial.

Majumdar e Laws (1991) explicam que dependendo do método de produção do

material compósito, as fibras podem estar orientadas de modo tridimensional,

bidimensional ou ainda unidimensional.

A Figura 3.5 apresenta a influência conjunta da orientação das fibras e dos seus

comprimentos na eficiência do reforço para o caso de transferência de tensões

cisalhantes.

Figura 3.5 – Fator de eficiência como função do comprimento e da orientação das fibras

Conforme Callister Jr (2002), apesar da maior eficiência dos reforços

através das fibras alinhadas, é importante perceber que

estão inseridas é inerentemente anisotrópico

resistência é máxima, enquanto na direção transversal

reduzida. Desse modo, nos casos que envolvem tensões aplicadas multidirecionalmente,

é recomendada a utilização de fibras dispersas e descontínuas, que estão orientadas de

maneira aleatória no interior da matriz.

Preparo do material compósito

No preparo do material compósito

dos materiais constituintes.

matriz resulta em: (i) regiões em que existe pouca concentração de fibras e outras com

grande concentração das mesmas;

Ambas as situações produzirão uma redução do teor de fibra homogeneamente

distribuída. De acordo com

grumos reduz a resistência local do compósito.

Os grumos de fibra constituem

quais podem ser observados durante a etapa de mistura do compósito. Es

deficiências, pois resultam em porosidade elevada

Fator de eficiência como função do comprimento e da orientação das fibras

(BENTUR e MINDESS, 1990).

Conforme Callister Jr (2002), apesar da maior eficiência dos reforços

fibras alinhadas, é importante perceber que o ambiente em que estas fibras

inerentemente anisotrópico. Na direção do alinhamento das

nquanto na direção transversal a resistência é

e modo, nos casos que envolvem tensões aplicadas multidirecionalmente,


eira aleatória no interior da matriz.

Preparo do material compósito

No preparo do material compósito deve-se privilegiar uma distribuição

. Silva (2006) afirma que a dispersão ineficiente

regiões em que existe pouca concentração de fibras e outras com

grande concentração das mesmas; e (ii) concentração de fibras em forma de


e acordo com Figueiredo (2000), a concentração de fibras em forma de

reduz a resistência local do compósito.

de fibra constituem-se em fibras aglomeradas dentro da

quais podem ser observados durante a etapa de mistura do compósito. Es

, pois resultam em porosidade elevada. Além disso, as fibras não são

69

Fator de eficiência como função do comprimento e da orientação das fibras

Conforme Callister Jr (2002), apesar da maior eficiência dos reforços ser obtida

o ambiente em que estas fibras

a direção do alinhamento das fibras a

a resistência é nula ou muito

e modo, nos casos que envolvem tensões aplicadas multidirecionalmente,


se privilegiar uma distribuição uniforme

afirma que a dispersão ineficiente das fibras na

regiões em que existe pouca concentração de fibras e outras com

concentração de fibras em forma de grumos.


concentração de fibras em forma de

se em fibras aglomeradas dentro da matriz, os

quais podem ser observados durante a etapa de mistura do compósito. Esses grumos são

, as fibras não são

70

completamente envolvidas pela matriz, desfavorecendo o mecanismo de aderência entre

ambas.

Silva (2006) explica que, para evitar problemas, o processo de mistura deve ser

feito a partir de uma metodologia bem definida, contemplando a quantidade de material,

a sequência de adição dos materiais no misturador, o tipo de misturador (eixo horizontal

ou vertical), a sua velocidade e o tempo de mistura.

O outro fator relevante que pode contribuir com a formação de grumos de fibras

é o tipo de tratamento superficial dado à fibra. Os tratamentos usuais realizados nas

fibras têm por objetivo principal a melhoria de aderência entre a fibra e a matriz, mas

nem sempre esse tratamento é eficiente, podendo ser inclusive a causa da dificuldade da

mistura do compósito.

Magalhães (2005) e Silva (2006) reportam dificuldades no processo de mistura:

(i) maior solicitação do misturador mecânico, incluindo o seu travamento; e (ii)

existência de grandes grumos de fibras, significando a não dispersão uniforme da fibra

no interior da matriz. Nesse caso, o tratamento dado à superfície da fibra, ao invés de

resultar em uma melhoria na eficiência do compósito, contribuiu para a sua maior

heterogeneidade.

3.4 Comportamento mecânico dos materiais compósitos

Segundo Hannant (1978), Laws (1983), Bentur e Mindess (1990) e Majumdar e

Laws (1991), um modelo simples do comportamento mecânico, dos materiais

cimentícios reforçados com fibras curtas e dispersas em uma matriz frágil, é a teoria

ACK ou lei de material compósito. Esse modelo de fratura foi proposto por Aveston,

Cooper e Kelly, na década de 70. O comportamento mecânico do material compósito

pode ser dividido em três estágios na curva tensão-deformação, sendo eles: elástico,

fissuração múltipla e pós-fissuração múltipla, como é exemplificado na Figura 3.6

Figura 3.6 – Representação esquemática dos estágios de uma curva

material compósito (BENTUR e MINDESS

Onde εm é a deformação última da matriz, E

matriz, Ef é o módulo de elasticidade da fibra,

volume de fibra.

Bentur e Mindess (1990) explicam que a fase elástica corresponde ao intervalo

antes do aparecimento da primeira fissura, onde a fibra e a matriz trabalham juntas. Já a

fissuração múltipla inicia-se assim que a fissuração ocorre na matriz frágil e a carga é

transferida para as fibras, sendo que es

fibras for maior do que a carga da matriz quando surge a primeira fissura. Sendo assim

a primeira fissura no compósito não leva a uma ruptura

redistribuição do carregamento. Quando aplicadas cargas adicionais, novas fissuras são

abertas até que a matriz se encontre dividida em segmentos separados por elas. Es

região da curva tensão-deformação

ascendente, semelhante a um comportamento plástico

muitas vezes denominado pseudo

matriz.

O processo de fissuração múltipla controla a capacidade de absorção de energia

do material (tenacidade). Cada nova fissura aberta provoca uma deformação plástica

Representação esquemática dos estágios de uma curva tensão-deformação

material compósito (BENTUR e MINDESS, 1990).

é a deformação última da matriz, Ec é o módulo de elasticidade da

é o módulo de elasticidade da fibra, σf é a resistência à tração da fibra e V

indess (1990) explicam que a fase elástica corresponde ao intervalo


se assim que a fissuração ocorre na matriz frágil e a carga é

da para as fibras, sendo que essa etapa só ocorre se a capacidade de carga das

fibras for maior do que a carga da matriz quando surge a primeira fissura. Sendo assim

a primeira fissura no compósito não leva a uma ruptura brusca, mas resulta em uma

ibuição do carregamento. Quando aplicadas cargas adicionais, novas fissuras são

abertas até que a matriz se encontre dividida em segmentos separados por elas. Es

deformação é aproximadamente horizontal e levemente

um comportamento plástico. Porém, esse comportamento é

muitas vezes denominado pseudo-plástico, por estar associado à fissuração sucessiva da



71

deformação do

é o módulo de elasticidade da

é a resistência à tração da fibra e Vf é o

indess (1990) explicam que a fase elástica corresponde ao intervalo


se assim que a fissuração ocorre na matriz frágil e a carga é

a etapa só ocorre se a capacidade de carga das

fibras for maior do que a carga da matriz quando surge a primeira fissura. Sendo assim,

brusca, mas resulta em uma

ibuição do carregamento. Quando aplicadas cargas adicionais, novas fissuras são

abertas até que a matriz se encontre dividida em segmentos separados por elas. Essa

é aproximadamente horizontal e levemente

e comportamento é

plástico, por estar associado à fissuração sucessiva da



seguida de um enrijecimento

configuração anterior, conforme mostra a Figura 3.7

fissuras e de sua abertura nes

servicibilidade do material.

Figura 3.7 – Representação esquemática do processo de fissuração múltipla e da curva

resultante em compósito de matriz frágil reforçado com fibras (BENTUR e MINDESS

Laws (1983) esclarece que

múltipla e a matriz está dividida por fissuras paralelas, qualquer incremento de tensão

adicional provoca solicitação nas fibras ou deslizamento das mesmas. Nes

surge o tramo ascendente da curva tensão

múltipla.

Callister Jr (2002) acrescenta que al

romper. Porém, a fratura total

próximas, formando uma região frágil de dimensão considerável.

3.5 Propriedades dos materiais compósitos no estado fresco

Para Mehta e Monteiro (199

à matriz cimentícia reduz a sua trabalhabilidade proporcionalmente à concentração

volumétrica de fibras incorporadas ao

seguida de um enrijecimento, que resulta em um módulo de elasticidade inferior ao da

ior, conforme mostra a Figura 3.7. O controle do espaçamento das

abertura nesse estágio também tem uma influência considerável na

servicibilidade do material.

Representação esquemática do processo de fissuração múltipla e da curva

resultante em compósito de matriz frágil reforçado com fibras (BENTUR e MINDESS

Laws (1983) esclarece que quando não há mais a ocorrência de fissuração

está dividida por fissuras paralelas, qualquer incremento de tensão

adicional provoca solicitação nas fibras ou deslizamento das mesmas. Nes

mo ascendente da curva tensão-deformação após a zona de fissuração

(2002) acrescenta que algumas fibras individuais podem v

a fratura total do compósito somente ocorrerá após a ruptura

formando uma região frágil de dimensão considerável.

Propriedades dos materiais compósitos no estado fresco

Para Mehta e Monteiro (1994), Johnston (2001) e Foá (2002), a adição de fibras


volumétrica de fibras incorporadas ao compósito.

72

que resulta em um módulo de elasticidade inferior ao da

. O controle do espaçamento das

ncia considerável na

Representação esquemática do processo de fissuração múltipla e da curva

resultante em compósito de matriz frágil reforçado com fibras (BENTUR e MINDESS, 1990).

quando não há mais a ocorrência de fissuração

está dividida por fissuras paralelas, qualquer incremento de tensão

adicional provoca solicitação nas fibras ou deslizamento das mesmas. Nessas condições

deformação após a zona de fissuração

gumas fibras individuais podem vir a

somente ocorrerá após a ruptura de fibras

a adição de fibras


73

A relação entre o teor máximo de fibras a ser incorporado com a trabalhabilidade

ou consistência adequada depende da fluidez e do volume da pasta, do tamanho máximo

do agregado graúdo, quando presente, e do fator de forma da fibra. Ressalta-se que

quanto menor for o diâmetro das fibras e quanto maior for o seu comprimento, maior

será a perda de fluidez da mistura.

As fibras que absorvem água causam a redução da fluidez da mistura e até

mesmo as fibras não absorventes reduzem a fluidez da mesma devido ao seu formato e a

sua alta superfície específica. As fibras possuem uma grande área superficial que

demanda água para a sua molhagem, restando menos água disponível para dar fluidez à

mistura.

Foá (2002) conclui que quanto maior o fator de forma da fibra, maior será o

impacto sobre a trabalhabilidade da mistura. Por essa razão, a adição de fibras é

apontada como um elemento redutor da trabalhabilidade, podendo ocasionar prejuízos a

sua compactação e a sua durabilidade e desempenho mecânico.

Mehta e Monteiro (1994) afirmam que ensaio de abatimento não é um bom

índice de trabalhabilidade para ser utilizado em materiais compósitos reforçados com

fibras.

Figueiredo et al. (2002) ressaltam que compósitos com fibras de polipropileno

em baixos teores, quando submetidos a vibração apresentam trabalhabilidade adequada

para os processos convencionais de manipulação do concreto.

Oliveira et al. (2003) comentam que a coesão resultante da adição de fibras em

concretos e argamassas pode ser favorável em algumas aplicações, tais como concretos

ou argamassas projetados e pré-moldados, uma vez que a adição das fibras minimizam a

reflexão e aumentam a estabilidade dimensional do compósito fresco recém

desformado.

Outra propriedade importante dos materiais compósitos no estado fresco é o

impedimento do aparecimento de fissuras provindas da exsudação. A adição de fibras à

matriz cimentícia reduz a água exsudada durante o processo de cura do material

compósito.

Em estruturas de concreto ou de argamassa, caso a quantidade de água perdida

por unidade de área exposta ao meio ambiente seja maior que a quantidade de água de

exsudação, pode ocorrer o aparecimento de fissuras por retração plástica. No caso do

74

concreto, para uniformizar o assentamento, as fissuras se desenvolvem acima das

obstruções como barras de aço ou agregado graúdo. Se o concreto próximo a superfície

estiver muito rígido para fluir e não possuir resistência suficiente para suportar as

tensões de tração causadas pela retração, haverá o aparecimento de fissuras (MEHTA e

MONTENIRO, 1994).

Para as argamassas de revestimento, além dos fenômenos de retração próprios

dos materiais cimenticíos, há ainda, a influência da perda de água por sucção pela base

revestida, que pode acarretar no aparecimento de fissuras.

Balanguru (1994) realizou um estudo de retração plástica de placas de

argamassas reforçadas com fibras de polipropileno com 19 mm de comprimento, na

proporção de 900 e 1800 g/m³ (massa de fibra por metro cúbico de argamassa), e

concluiu que a área das fissuras é reduzida devido à atuação da fibra. As argamassas

com fibras na proporção de 900 e 1800 g/m³ obtiveram 5% e 53%, respectivamente, a

menos de área das fissuras quando comparadas com argamassas sem fibras.

Araujo (2005) comparou o comportamento de concreto sem e com a adição

fibras. O concreto sem fibras é fluido logo após o lançamento e, aos poucos, ele

endurece perdendo fluidez e, consequentemente, reduzindo a capacidade de

deformação. Com a evaporação da água de exsudação, a retração aumenta até atingir a

resistência do concreto, promovendo o surgimento de fissuras. Já o concreto com fibras

de polipropileno é mais deformável nas primeiras idades em função do elevado nível de

deformação e do baixo módulo das fibras. As fibras transferem a sua natural capacidade

de deformação para o concreto. A deformação de retração pode ser a mesma, porém não

maior do que a capacidade do concreto em absorvê-las. Assim, as fissuras são inibidas

ou sua frequência e tamanhos são reduzidos.

Tanesi e Fegueiredo (1999) constataram, através de pesquisas, que a adição de

fibras de polipropileno à matriz cimentícia reduz a exsudação, sendo que essa redução

pode ser consequência do fato das fibras formarem uma malha que estabiliza a matriz,

prevenindo o assentamento e a segregação dos materiais pesados da mistura, além de

poderem contribuir com o aumento da área de molhagem. Assim, os canais capilares,

formados pela exsudação, tendem a ser eliminados ou reduzidos. Essa diminuição da

exsudação pode ter sido um dos fatores da menor fissuração por retração observada

pelos autores.

75

Tanesi e Fegueiredo (1999) também alertam que a simples incorporação de

fibras à matriz cimentícia não impede o surgimento de fissuras, sendo necessárias,

sobretudo, boas técnicas de aplicação, acabamento e cura.

Silva (2006) explica que uma das condições para que a fibra atue como reforço é

que o seu módulo de elasticidade seja maior do que o módulo de elasticidade da matriz.

Dessa forma, a fibra de polipropileno, com módulo de elasticidade reduzido, somente

influencia as matrizes cimentícias no estado plástico, visto que nessa condição a matriz

encontra-se com níveis baixos de resistência mecânica.

Conforme Bentur e Mindess (1990), fibras de baixo módulo de deformação em

baixos teores (inferior a 0,3% em volume) ajudam a reduzir a quantidade de fissuras

provenientes da retração plástica, que é um problema comum em argamassas de

revestimento.

Silva (2006) comenta que com a adição de fibras de polipropileno em

argamassas com baixa propriedade mecânica, o reforço além de atuar no estado plástico,

também atua no estado endurecido.

3.6 Propriedades dos materiais compósitos no estado endurecido

Segundo Johnston (2001), as fibras quando incorporadas em pastas de cimento,

argamassas ou concretos podem ter pelo menos três efeitos importantes no estado

endurecido desses materiais compósitos: (i) tendência de majorar a tensão sob a qual a

matriz fissura, sendo esse efeito mais visível quando os materiais compósitos são

submetidos a carregamentos que geram esforços de tração direta, flexão e cisalhamento;

(ii) melhoria da capacidade de deformação ou ductibilidade de materiais frágeis, devido

ao aumento da capacidade de absorção de energia ou tenacidade. Esse aumento pode

ocorrer mesmo quando o acréscimo de resistência for mínimo; e (iii) capacidade de

inibir ou modificar o desenvolvimento de fissuras ao reduzir a abertura e o espaçamento

entre elas. Esse efeito depende do tipo e quantidade de fibras incorporadas, assim como

da natureza do mecanismo de fissuração.

A determinação das propriedades dos materiais compósitos no estado endurecido

contribui no seu controle de produção, visto que, muitas vezes, a produção se faz de

forma artesanal, sendo suscetível a erros e também sujeita às condições ambientais.

76

No entanto, tais propriedades não são simples de serem determinadas, uma vez

que dependem de uma série de variáveis que envolvem não somente o material

compósito, mas também, o substrato a receber a mistura, as condições de aplicação e as

próprias condições de produção e ambientais.

Portanto, para se avaliar as propriedades mecânicas dos materiais compósitos no

estado endurecido todas essas variáveis devem ser consideradas. Porém, tendo em vista

a complexidade do tema, são tratadas apenas as características mecânicas, tais como:

resistência a compressão, resistência à tração na flexão e módulo de elasticidade.

Resistência à compressão

A resistência à compressão dos materiais compósitos reforçados com fibras varia

devido a diversos fatores, entre eles, tipo de matriz e de fibra, distribuição, comprimento

e teor de fibras acrescido a matriz. Diferentes autores obtiveram distintas conclusões

com relação à resistência à compressão de seus compósitos.

Johnston (2001) explica que as forças de compressão normalmente não causam

fissuração da matriz, pelo menos não diretamente em um plano perpendicular à tensão

como acontece em esforços de tração. No entanto, o ensaio de compressão uniaxial

usualmente produz uma combinação de ruptura por cisalhamento próximo das

extremidades do corpo-de-prova, com expansão lateral da seção transversal não

confinada, acompanhada por fissuras paralelas ao eixo de carregamento.

Para o autor, as fibras podem afetar de forma positiva o comportamento do

corpo-de-prova à compressão uniaxial, o qual envolve forças de cisalhamento e

deformações por tração. Tais evidências são visíveis no trecho pós-fissuração do

compósito em no gráfico tensão-deformação.

Hughes e Fattuhi (1977) pesquisaram compósitos de matriz cimentícia

reforçados com fibras de aço, curtas e uniformemente distribuídas na matriz. Os autores

concluíram que houve um acréscimo na resistência à compressão dos materiais

ensaiados, sendo esse acréscimo atribuído a vários fatores, tais como o comprimento e

teor das fibras incorporadas, o tipo e a resistência da matriz e a orientação das fibras em

relação à direção do carregamento.

Hughes e Fattuhi (1977) também estudaram compósitos formados por cimento,

água, agregado miúdo e agregado graúdo, na proporção de 1,0:0,5:2,5:1,5, reforçados

com fibras de polipropileno em dois diferente comprimentos, 51 e 53 mm, com fração

77

volumétrica de 1,5% (volume da matriz). Para os concretos reforçados com fibras de

51 mm foram encontrados valores de resistência à compressão variando em torno de 30

a 32 MPa. Já para os concretos reforçados com as fibras de 53 mm, os valores de

resistência obtidos foram da ordem de 36 a 38 MPa. Esses resultados indicam a

influência do comprimento das fibras na resposta mecânica do material compósito.

Huang (1997) constatou que a incorporação de fibras de polipropileno em

grautes abrandou consideravelmente a resistência à compressão do compósito.

Fujjyama et al. (1999) observaram que a adição de fibras de sisal em argamassas

e a adição de fibras de aço em concretos resultaram em redução da resistência à

compressão dos compósitos.

Bauer e Cortez (2001) constataram em ensaios com argamassas de revestimento

que a adição de fibras de náilon e de polipropileno pouco influenciou na resistência à

compressão dos compósitos.

Patrício e Barros (2005) ensaiaram argamassas de cimento, cal e areia, em duas

diferentes proporções (1:1:6 e 1:2:9), com e sem a adição de fibras de polipropileno, de

5 mm de comprimento. A fração volumétrica de fibras adotada foi de 0,1, 0,5 e 1%

(volume de argamassa). Os resultados de resistência à compressão mostraram o

decréscimo do valor da resistência com o aumento do teor de fibra, para os dois traços

de argamassa empregados.

Puertas et al. (2005) estudaram argamassas compostas por cimento e areia, com

quatro diferentes tipos de cimento, com e sem o acréscimo de fibras de polipropileno de

12 mm de comprimento, com fração volumétrica de 0,5 e 1% (volume de argamassa). A

resistência à compressão dos compósitos diminuiu com o aumento do teor de fibras para

dois dos quatros tipos de cimento, sendo o tipo Portland e Portland com cinza volante.

Para os cimentos do tipo Portland com escória e Portland com escória e cinza volante,

os valores de resistência à compressão aumentaram para volume de fibras de 0,5%, e

diminuíram para volume de fibras de 1%. Esses valores foram comparados com a

resistência à compressão uniaxial da argamassa sem fibras.

Resistência à tração na flexão

A princípio, imagina-se que a resistência à tração na flexão aumenta com que a

incorporação de fibras a uma matriz cimentícia, devido à obstrução da propagação de

microfissuras causada pela inclusão destes reforços, os quais retardam o aparecimento

78

de fissuras de tração e aumentam a resistência do material. Porém, o comportamento

dos materiais cimentícios reforçados com fibras não é tão simples. Assim como a

resistência à compressão, a resistência à tração na flexão dos compósitos é influenciada

pelo tipo de matriz e de fibra, e pelo comprimento, distribuição e teor de fibras

adicionado à matriz.

Dessa forma, é impraticável esboçar um comportamento padrão para os

materiais compósitos, pois cada caso exibe suas particularidades. Estudos diversos

mostraram respostas divergentes com relação à influência de diferentes tipos de fibras

na resistência à tração na flexão de materiais cimentícios.

Segundo Figueiredo (2000), uma matriz cimentícia sem fibras quando solicitada

por um determinado esforço de tração, suportará a tensão aplicada até uma tensão limite

de ruptura, quando então se romperá, apresentando uma deformação de ruptura. Esse

comportamento corresponde a uma ruptura frágil do material (Figura 3.8). Ao adicionar

fibras de polipropileno, de baixa resistência mecânica e elevada deformação final, surge

um compósito que quando solicitado por um esforço de tração, apresentará tanto o

trecho elástico, delimitado pela ruptura da matriz, como o trecho plástico, a partir do

qual a fibra trabalha, sendo denominado como um material pseudo-dúctil, (Figura 3.8).

Figura 3.8 – Curva tensão

Bentur e Mindess (1990)

fibras de aço causa acréscimos de mais de 100% na resistência à flexão de concretos, se

comparado com concretos sem

influenciado não apenas pelo volume de fibras, m

(quanto maior o fator de forma, maior

pesquisaram a adição de fibras de polipropileno em concretos e observaram uma

pequena variação dos valores de resistência mecânica,

irrelevante.

Coutts e Warden (1992) estudaram a incorporação de polpa de sisal em

argamassas, com volume aproximado de 8% em massa e constataram que a resistência à

flexão das argamassas com fibras pode dobrar quando comp

fibras.

Mehta e Monteiro (1994)

não apresentam aumento significativo

tensão-deformação da matriz cimentícia com e sem

(FIGUEIREDO, 2000).

Bentur e Mindess (1990) em seus estudos concluíram que a incorporação de


comparado com concretos sem fibras. Esse acréscimo na resistência à flexão é

influenciado não apenas pelo volume de fibras, mas também, pelo fator de

maior o fator de forma, maior o acréscimo na resistência). Os autores também


pequena variação dos valores de resistência mecânica, a qual foi considerada



flexão das argamassas com fibras pode dobrar quando comparada a argamassas sem

Mehta e Monteiro (1994) constataram que os compósitos cimentícios com fibras

aumento significativo de resistência quando comparados às misturas

79

e sem fibras

a incorporação de


. Esse acréscimo na resistência à flexão é

as também, pelo fator de forma

. Os autores também


a qual foi considerada



arada a argamassas sem

os compósitos cimentícios com fibras

resistência quando comparados às misturas

80

sem fibras. Porém, mesmo as resistências últimas à tração não aumentando

significativamente, as deformações de tração na ruptura aumentaram.

Okafor et al. (1996) analisaram o comportamento mecânico de argamassas com

fibras provenientes de uma palmeira e concluíram que a resistência à tração do

compósito diminuiu proporcionalmente ao aumento do teor de fibra da mistura. Porém,

a resistência à flexão aumentou em cerca de 33% para um volume ótimo de fibra de 2%.

Cortez (1999), através de ensaios de resistência à tração na flexão em placas de

argamassa de cimento, cal e areia, com e sem o reforço de fibras de polipropileno de

monofilamento, de 20 mm de comprimento, verificou que não houve o aumento da

resistência à tração na flexão das argamassas com fibras em comparação com a

argamassa sem fibras. Com a incorporação de teores de fibras de 500, 1500 e

3000 g/m³, a resistência à tração na flexão das argamassas diminuiu 3, 3 e 5%,

respectivamente, em relação à resistência obtida para a argamassa sem reforço.

Cortez (1999) também constatou que com o aumento do comprimento da fibra

de polipropileno ocorreu um aumento na resistência à tração na flexão de placas de

argamassa de cimento, cal e areia, reforçadas com teor de fibras de 500g/cm³. Os

aumentos foram iguais a 0,35 MPa para fibras de 10 mm, 0,37 MPa para fibras de

20 mm e 0,44 MPa para fibras de 40 mm. Quanto menor o comprimento da fibra

incorporada à matriz, menor a aderência entre ambas. Deste modo, a fibra não oferece

nenhum efeito de reforço ao compósito. Isso acontece devido à baixa resistência de

atrito, proporcionada pela pequena extensão de fibra em contato com a matriz,

promovendo o seu arrancamento.

Garcés et al. (2005) pesquisaram argamassas reforçadas com fibras de carbono,

e observaram um aumento na resistência à flexão de 14% quando incorporado um teor

de 0,5% de fibra. Para teores superiores, o aumento de resistência não é expressivo,

podendo até ocorrer a sua diminuição, provavelmente devido ao aumento de porosidade

do material, provocado pelo maior teor de fibra de carbono.

Puertas et al. (2005) estudaram argamassas compostas por cimento e areia,

empregando quatro diferentes tipos de cimento, com e sem a adição de fibras de

polipropileno, com 12 mm de comprimento. A fração volumétrica das fibras foi de 0,5 e

1% (volume de argamassa). Os resultados de resistência à flexão dos compósitos

decresceram com o aumento do teor de fibras para três dos quatros tipos de cimento

81

utilizados (Portland, Portland com escória e Portland com cinza volante). Para o

cimento Portland com escória e cinza volante, a resistência à flexão aumentou para o

volume de fibras de 0,5% e manteve-se constante para a argamassa com volume de

fibras de 1%.

Patrício e Barros (2005) pesquisaram argamassas de cimento, cal e areia, em

duas diferentes proporções (1:1:6 e 1:2:9), com e sem o reforço de fibras de

polipropileno de 5 mm de comprimento e fração volumétrica de 0,1, 0,5 e 1% (volume

de argamassa). Os resultados de resistência à flexão dos compósitos decresceram com o

aumento do teor de fibras para os dois diferentes traços adotados de argamassa.

Módulo de Elasticidade

Com a incorporação de fibras ou com o aumento do seu teor em uma matriz

cimentícia ocorre o aumento do teor de ar incorporado à mistura, podendo contribuir

para a redução do módulo de elasticidade do material compósito. Cortez (1999) e

Patrício e Barros (2005) comprovaram essa ocorrência, tanto que a redução do valor do

módulo de elasticidade foi de 50%, para argamassas com 1% de fibras quando

comparada com argamassas sem fibras.

Para Silva (2006), o módulo de elasticidade está diretamente relacionado com a

densidade do material compósito no estado endurecido. Quanto mais denso, mais rígido

é o material compósito, e mais alto são os valores de módulo de elasticidade. A

porosidade do material diminui a sua rigidez, implicando na redução dos valores de

módulo de elasticidade.

A adição de fibras influencia na reologia dos materiais compósitos no estado

fresco e no comportamento mecânico no estado endurecido, devido não somente aos

fatores relacionados às características físicas e mecânicas das fibras, mas também aos

fatores relacionados à matriz cimentícia, como a composição e as propriedades da

mesma, além de fatores como o modo de produção e as condições ambientais. Assim,

cada tipo de material compósito produzido resultará num comportamento particular ao

se adicionar fibras.

3.7 Aplicações dos materiais compósitos reforçados com fibras

São muitas as aplicações dos materiais cimentícios reforçados com fibras, por

exemplo: em bases de fundações superficiais; na estabilização de escavações para

82

fundações; na estabilização de escavações para a indústria da mineração; na construção

de túneis e de faces de taludes. Nos dois últimos casos, o material compósito tanto pode

ser projetado quanto utilizado em painéis pré-moldados. As argamassas de

assentamento e de revestimento também podem ser reforçadas com fibras.

Araújo (2005) utilizou em seus estudos argamassa com adição de fibras de

polipropileno em juntas de elementos pré-moldados e obteve bons resultados. Silva

(2006) pesquisou o emprego de argamassas de revestimento com adição de fibras de

polipropileno, e Siqueira (2006), além de averiguar a utilização de argamassas com

adição de fibras de polipropileno, também verificou argamassas com fibras vegetais de

curauá e de polietileno tereftalato para uso em revestimento de alvenarias.

Vendruscolo (2003) aplicou materiais compósitos fibrosos em reforços de base

de fundações superficiais e conseguiu bons resultados. As misturas utilizadas em seu

trabalho foram de solo, cimento e fibras de polipropileno.

Concretos reforçados com fibras podem ser empregados em lajes e pisos de

pavimentos industriais e residenciais, como também em caminhos viários, através do

lançamento do material compósito por bombeamento. Lameiras (2007) comenta que em

muitas aplicações o concreto já não é mais produzido sem a incorporação de fibras à

matriz, como é o caso dos pavimentos em concreto nos aeroportos.

Donato (2003) adicionou fibras de polipropileno em concreto compactado com

rolo, verificando a melhoria no ganho de resistência à compressão e resistência à fadiga,

além de reduções da rigidez inicial, do módulo de resiliência, e do índice de fragilidade.

Velasco (2002) empregou fibras de polipropileno e sisal em concreto de alto

desempenho, submetidos a altas temperaturas, obtendo resultados benéficos com a

adição das fibras na redução da fragmentação de origem térmica do concreto,

principalmente para temperaturas de até 400 ºC.

Para Johnston (2001), a melhoria obtida pela adição de fibras é interessante

dependendo do tipo de aplicação. Por exemplo, sob condições extremas, como

terremotos, a incorporação de fibras pode reduzir o grau de desintegração e a perda da

integridade estrutural.

Foá e Assis (2002) ressaltam as vantagens da adição de fibras em casos de obras

onde as estruturas estão sujeitas a esforços dinâmicos, por exemplo, o caso de estruturas

alocadas em regiões sujeitas à ação de abalos sísmicos e até mesmo estruturas sujeitas

83

ao fenômeno de fadiga por esforço cíclico. A vantagem do emprego dos compósitos

fibrosos nesses casos é minimizar os danos causados pelos esforços de natureza cíclica e

diminuir a fissuração da estrutura, resultando em uma maior vida útil da obra.

Segundo Magalhães (2005), na área militar é grande o potencial de utilização

dos materiais compósitos fibrosos, devido à importância que esses oferecem quanto à

resistência elevada ao impacto de projéteis. Esses materiais apresentam todas as

condições para proporcionar um desempenho superior se comparado ao concreto

armado.

Na construção civil, os compósitos são tipicamente constituídos por matriz frágil

reforçada com fibra dúctil, como as argamassas reforçadas com fibras de polipropileno.

A exceção é representada pelo cimento amianto, possivelmente o mais popular

compósito da engenharia civil, no qual a matriz (pasta de cimento) e as fibras (amianto)

apresentam ruptura frágil (ARAÚJO, 2005).

Alguns exemplos de objetos pré-moldados destinados à construção civil

disponíveis no mercado, compostos por materiais cimentícios reforçados com fibras de

amianto são: telhas, calhas, caixas d água, blocos, entre outros. Também podem ser

encontrados no mercado estacas, dormentes, vigas, colunas, lajotas e tijolos, todos pré-

moldados em material cimentício reforçado com fibras.

Magalhães (2005) afirma que as fibras tornam as peças de concreto mais

competitivas em relação às outras tecnologias disponíveis, tais como painéis pré-

fabricados para fachadas e mobiliários urbanos, em concreto reforçado com fibras. Isto

se deve à maior velocidade de produção e instalação das peças, em virtude da

eliminação da fase de montagem das armaduras nas formas, lançamento do concreto e

tempo de cura.

Na indústria mecânica, os compósitos são largamente empregados e geralmente

são constituídos por matriz dúctil e fibra de ruptura frágil, como por exemplo, os

plásticos reforçados com fibras de vidro (ARAÚJO, 2005). Fazem-se uso desses

compósitos também nos materiais destinados à construção civil, como é o caso das

telhas translúcidas ou leitosas, das caixas e reservatórios de água.

Os materiais cimentícios reforçados com fibras ainda podem ser aplicados como

elementos decorativos, quando utilizados na produção de peças para ornamentos

arquitetônicos e na restauração de edifícios de valor histórico.

84

3.7.1 Grampos compostos por argamassa com fibras de polipropileno

Magalhães (2005) e Leite (2007) propuseram, de forma inédita, a utilização de

argamassa reforçada com fibras de polipropileno para a composição de grampos,

substituindo a técnica de grampeamento convencional, com barras de aço envoltas por

pasta de cimento. A proposta de substituição do constituinte do grampo é devida à

economia de tempo e de recursos, além da racionalização dos serviços que essa solução

alternativa pode apresentar.

Os grampos compostos por argamassa reforçada com fibras de polipropileno são

vantajosos devido ao seu processo executivo, o qual não emprega barras de aço, não

demandando tempo para a preparação e instalação dessas. Porém, deve ser tomado

cuidado na adoção do traço e na preparação da mistura, para não comprometer a

trabalhabilidade e garantir uma distribuição uniforme das fibras na matriz cimentícia.

Para se certificarem da viabilidade dessa solução alternativa, foram realizados

pelos autores ensaios de arrancamento em grampos convencionais e em grampos não

convencionais (com fibras de polipropileno).

Magalhães (2005) realizou ensaios de arrancamento de grampos instalados em

diferentes cotas de um talude em uma obra situada no município de Niterói/RJ. Os

ensaios de arrancamento indicaram uma resistência inferior para os grampos não

convencionais quando comparados aos grampos convencionais. Porém, os resultados de

resistência ao arrancamento, associados à melhoria das propriedades mecânicas no

estado pós-pico do material compósito estudado, demonstraram a viabilidade do uso de

grampos compostos por argamassa com fibras de polipropileno para reforço de solos.

Conforme Magalhães (2005), os grampos não convencionais apresentaram

resistências ao arrancamento da ordem de, praticamente, 50% das observadas para os

grampos convencionais, bem como quedas pouco significativas de resistência com o

aumento dos deslocamentos.

Leite (2007) verificou o desempenho dos grampos através de ensaios de

arrancamento, de grampos instrumentados e não instrumentados, realizados em uma

área experimental, localizada no município de Duque de Caxias/RJ. Os grampos não

convencionais foram instrumentados com strain gages para o monitoramento das

deformações e obtenção das distribuições do carregamento ao longo de seu

comprimento. A instrumentação mostrou que a força de tração é mobilizada ao longo do

85

comprimento do grampo, ocorrendo de forma não-linear e decrescente, da cabeça até a

ponta, onde as deformações são praticamente nulas.

Através das curvas carga-deslocamento, Leite (2007) constatou um

comportamento mais frágil dos grampos convencionais, com deslocamentos de pico em

média menores, em comparação aos grampos não convencionais, os quais apresentam

módulo de elasticidade mais baixo. Também se verificou a melhoria das propriedades

pós-pico para os grampos não convencionais, visto que o carregamento é suportado pelo

material compósito sem quedas significativas até grandes deslocamentos, mesmo após a

ruptura da matriz.

Leite (2007) reporta que os grampos compostos por argamassa reforçada com

fibras de polipropileno apresentam resistência ao arrancamento, em média, na ordem de

60% dos grampos convencionais.

3.8 Considerações finais

A revisão bibliográfica sobre materiais compósitos apresenta as considerações

mais importantes e proporciona o embasamento necessário para a adoção do tipo de

fibra em função de suas características físicas e mecânicas, e do traço da mistura em

função das propriedades desejáveis do material no estado fresco e endurecido. Também

possibilita a análise dos resultados do material compósito quando solicitados pelos

ensaios de campo e de laboratório.

86

Capítulo 4 PROGRAMA EXPERIMENTAL


Este capítulo trata da metodologia utilizada para execução do programa

experimental desta pesquisa. São apresentados os aspectos da área experimental

selecionada para a realização das atividades de campo, os tipos de grampos executados

(grampos convencionais e grampos não convencionais) e os materiais utilizados na

composição dos mesmos.

Também é aqui apresentado o processo de instalação dos grampos

convencionais e não convencionais no talude da área experimental, sendo os ensaios de

campo relatados em detalhes. Os ensaios realizados são: ensaios de arrancamento em

grampos convencionais e ensaios de empurramento em grampos não convencionais.

A exumação dos grampos, isto é, a retirada dos mesmos do interior do talude, foi

a última atividade realizada em campo. As observações e constatações obtidas durante

este processo são apresentadas nesse capítulo.

A parte final do programa experimental é destinada aos ensaios laboratoriais,

onde são apresentados os resultados dos ensaios de caracterização e de cisalhamento

direto, realizados em amostras de solo retiradas do talude durante a exumação dos

grampos. Posteriormente, são apresentados os resultados dos ensaios de compressão

uniaxial e diametral realizados em corpos-de-prova de pasta de cimento e argamassa

reforçada com fibras, ambas utilizadas na composição dos grampos convencionais e não

convencionais, respectivamente.

4.2 Área experimental

A área experimental selecionada para os trabalhos de campo situa-se em uma

obra para a construção de um condomínio residencial, localizado na rua Pinheiro

Machado esquina com a rua das Laranjeiras, bairro Laranjeiras, na cidade do Rio de

Janeiro, RJ.

A base do talude escolhido é uma via interna de pedestres e veículos. Essa via

faz a ligação da entrada do condomínio com dois prédios já existentes antes do início do

empreendimento, situados no topo do talude. O talude apresenta 12,0 m de extensão e

87

altura entre 6,50 e 7,00 m da direita para a esquerda, com sua base inclinada em 2°,

aproximadamente (Figura 4.1).

Figura 4.1 – Vista frontal do talude.

A inclinação do talude no trecho selecionado para a pesquisa é de aproximadamente 65°

com relação à horizontal (Figura 4.2). Todo o talude, ao longo de sua extensão, é revestido com

um muro de concreto que apresenta espessura de 0,50 a 0,80 m. Atrás do muro de concreto

encontra-se o solo residual.

Figura 4.2 – Vista lateral do talude.

88

A inspeção visual das áreas de trabalho no entorno do talude utilizado indica que

o solo é residual jovem gnáissico não saturado, com a foliação da rocha preservada,

apresentando quartzo, feldspato, mica biotita e mica moscovita, entre outros minerais.

Mais para o interior do talude, a partir de aproximadamente 3,5 m da face, na altura de

instalação dos grampos, observa-se um solo ainda menos intemperizado, sendo um

material de transição para alteração de rocha. O mergulho da foliação é de noroeste

(NO) para sudeste (SE), dado pela vista frontal do talude, com caimento suave para o

exterior. A coloração predominante do solo no local é (a) amarela com concentrações

brancas em alguns pontos e (b) esbranquiçada em outros (Figura 4.3).

Figuras 4.3 – Solo residual com foliação da rocha preservada

(a) de coloração amarelada e (b) de coloração esbranquiçada.

(NO)

(SE)

(SE)

(NO)

(SE)

(a)

(b)

4.3 Grampos

Foram executados um total de

(GC) e seis grampos não convencionais

executados com barras de aço envoltas por pasta de cimento

foram executados com argamassa reforçada com fibras de polipropileno em substituição

às barras de aço.

Todos os grampos foram instalados com inclinação de 15° com relação à

horizontal e com diâmetro

mesmos empregados nos grampos

autores, em seus trabalhos.

As Figuras 4.4 e 4.5

respectivamente, com as perfurações para a instalação d

talude foram também realizad

com grampos não convencionais, na área central do talude.

perfurações destinadas à instalação dos grampos

Figura 4.4 – Esboço da vista frontal do talude com os grampos.

um total de doze grampos, sendo seis grampos convencio

seis grampos não convencionais (GP). Os grampos convencionais foram

executados com barras de aço envoltas por pasta de cimento. Já os demais grampos



horizontal e com diâmetro nominal de 100 mm. A inclinação e o diâmetro foram os

grampos da obra e adotados por Springer (2007), entre outros

.

.5 apresentam um esboço da vista frontal e lateral

as perfurações para a instalação dos grampos

realizadas atividades vinculadas a uma pesquisa

com grampos não convencionais, na área central do talude. Assim, apenas as

instalação dos grampos dessa dissertação são esboçadas.

Esboço da vista frontal do talude com os grampos.

89

doze grampos, sendo seis grampos convencionais

Os grampos convencionais foram

os demais grampos



A inclinação e o diâmetro foram os

a obra e adotados por Springer (2007), entre outros

a vista frontal e lateral do talude,

os grampos. Nesse mesmo

pesquisa de doutorado

Assim, apenas as

o esboçadas.

Esboço da vista frontal do talude com os grampos.

Figura 4.5 –

Quatro dos grampos convencionais e

instrumentados com strain gages

grampos convencionais e o ensaio de empurramento nos grampos não convencionais,

fosse possível verificar a distribuição do carregamento ao longo dos grampos a partir

das deformações lidas.

Proto Silva (2005), Springer (2006), Leite (2007)

(2010), entre outros autores, também instrumentaram seus grampos para a obtenção da

distribuição do carregamento ao longo dos grampos durante a realização do ensaio de

arrancamento.

4.3.1 Grampos convencionais

Os grampos convencionais

32 mm de diâmetro envoltas por pasta de cimento

aço utilizadas para a instalação

externos ao talude de solo

arrancamento.

O primeiro metro de barra de aço

espuma, sendo denominado de trecho livre

– Esboço da vista lateral do talude com o grampo.

Quatro dos grampos convencionais e os seis grampos não convencionais foram

strain gages para que, durante o ensaio de arrancamento nos



Proto Silva (2005), Springer (2006), Leite (2007), França (2007) e

, entre outros autores, também instrumentaram seus grampos para a obtenção da


Grampos convencionais

Os grampos convencionais (GC) foram executados com barras de aço

envoltas por pasta de cimento. O comprimento total

aço utilizadas para a instalação desses grampos foi de seis metros, sendo dois metros

e utilizados para a instalação dos equipamentos do ensaio de

O primeiro metro de barra de aço, no interior do talude de solo,

sendo denominado de trecho livre (conforme exposto no C

90

Esboço da vista lateral do talude com o grampo.

seis grampos não convencionais foram

arrancamento nos



, França (2007) e Silva et. al.

, entre outros autores, também instrumentaram seus grampos para a obtenção da


foram executados com barras de aço Gewi de

O comprimento total das barras de

foi de seis metros, sendo dois metros

a instalação dos equipamentos do ensaio de

foi envolto com

(conforme exposto no Capítulo 2), e os

outros três metros do grampo convencional, onde estavam distribuídos os

fixados na barra de aço, foram

Soares e Gomes (2003), Proto Silva (2005), Springer (2006) e

(2010), entre outros autores, também

grampos, sendo 1,0 m de trecho livre e 3,0 m de trecho injetado.

Foram utilizados centralizadores confeccionados

os quais foram fixados às barras com arame

Figura 4.6 proporciona uma perspectiva dos grampos convencionais quando instalados

no talude.

Figura 4.6 – Seção transversal esquemática

Os strain gages (SG)

convencionais, totalizando seis

0,50 m, sendo o primeiro fixado

transversal da barra dos gram

apresentada na Figura 4.7.

ros três metros do grampo convencional, onde estavam distribuídos os

fixados na barra de aço, foram envoltos por pasta de cimento.

Soares e Gomes (2003), Proto Silva (2005), Springer (2006) e

, entre outros autores, também utilizaram a mesma configuração em seus

grampos, sendo 1,0 m de trecho livre e 3,0 m de trecho injetado.

Foram utilizados centralizadores confeccionados e utilizados pela

s barras com arame e espaçados de um metro entre

.6 proporciona uma perspectiva dos grampos convencionais quando instalados

Seção transversal esquemáticado grampo convencional no talude.

(SG) foram fixados ao longo das barras de aço dos grampos

convencionais, totalizando seis strain gages em cada barra, espaçados entre

0,50 m, sendo o primeiro fixado à 0,50 m após o termino do trecho livre

dos grampos convencionais com a distribuição do

91

ros três metros do grampo convencional, onde estavam distribuídos os strain gages

Soares e Gomes (2003), Proto Silva (2005), Springer (2006) e Silva et. al.

utilizaram a mesma configuração em seus

e utilizados pela própria obra,

metro entre si. A

.6 proporciona uma perspectiva dos grampos convencionais quando instalados

no talude.

foram fixados ao longo das barras de aço dos grampos

espaçados entre si a cada

0,50 m após o termino do trecho livre. Uma vista

os strain gages é

Figura 4.7 – Posição da instrumentação

4.3.2 Grampos não convencionais

Os grampos não convencionais

com fibras de polipropileno em substituição as barras de aço

Magalhães (2005) e Leite (2007).

de 2,0 m, sendo dois grampos com 1,0 m e quatro grampos com 2,0 m. No interior da

argamassa reforçada com fibras, uma haste metálica de fina espessura

desprezível serviu de apoio para a

longo do grampo.

Foram adotados dois diferentes

convencionais, 1,0 e 2,0 m. Optou

grampos convencionais, tendo em vista a

com capacidade portante para o ensaio de empurramento.

grampo exigiriam um sistema de reação ainda mais

da cabeça do grampo e seu deslocamento para o interior do talude.

A haste metálica utilizada

ao longo do comprimento dos grampos não convencionais

resistência desprezível, pois

com a área da seção transv

representa apenas 0,5% da área

transversal da barra de aço dos grampos convencionais (804 mm²) representa 10% da

área da seção transversal total

em contato com a cabeça do

da argamassa com fibras, diferentemente das barras de aço dos grampos convencionais

da instrumentação com strain gages nos grampos convencionais.

Grampos não convencionais

convencionais (GP) foram executados com argamassa reforçada

com fibras de polipropileno em substituição as barras de aço, da mesma forma que

Magalhães (2005) e Leite (2007). Os comprimentos desses grampos fo


argamassa reforçada com fibras, uma haste metálica de fina espessura

desprezível serviu de apoio para a fixação dos leitores de deformação (

Foram adotados dois diferentes comprimentos para os grampos n

, 1,0 e 2,0 m. Optou-se por estes comprimentos, sendo inferiores ao dos

tendo em vista a necessidade de um sistema de reação

para o ensaio de empurramento. Maiores comprimentos de

grampo exigiriam um sistema de reação ainda mais robusto para permitir a compressão

da cabeça do grampo e seu deslocamento para o interior do talude.

utilizada para fixar e distribuir uniformemente os

ao longo do comprimento dos grampos não convencionais pode ser considerada de

pois comparando-se área da seção transversal da haste

com a área da seção transversal o grampo (7854 mm²), constata-se que a mesma

representa apenas 0,5% da área da seção transversal total. Enquanto a área da seção


área da seção transversal total. Além disso, a haste metálica foi posicionada sem estar

contato com a cabeça dos grampos não convencionais, estando instalada

, diferentemente das barras de aço dos grampos convencionais

92

os grampos convencionais.

argamassa reforçada

, da mesma forma que

s foram de 1,0 m e


argamassa reforçada com fibras, uma haste metálica de fina espessura e resistência

dos leitores de deformação (strain gages) ao

os grampos não

inferiores ao dos

sistema de reação robusto

Maiores comprimentos de

para permitir a compressão

e distribuir uniformemente os strain gages

pode ser considerada de

da haste (39 mm²)

se que a mesma

nquanto a área da seção


foi posicionada sem estar

instalada no interior

, diferentemente das barras de aço dos grampos convencionais.

Nas extremidades finais

prolongados em 0,90 m de comprimento

foram preenchidas com espuma e isopor

dos grampos durante a execução

As Figuras 4.8 e 4.9 apresentam a

1,0 m e 2,0 m de comprimento, respectivamente,



Os strain gages (SG)

dos grampos não convencionais

finais dos grampos, opostas à face do talude

prolongados em 0,90 m de comprimento, com o mesmo diâmetro. Essas perfurações

com espuma e isopor, tendo como objetivo facilitar o d

durante a execução dos ensaios de empurramento.

.9 apresentam a disposição dos grampos não convencion

e 2,0 m de comprimento, respectivamente, quando instalados no talude.


com 1,0 m de comprimento.


com 2,0 m de comprimento.

(SG) foram distribuídos e fixados ao longo das hastes

dos grampos não convencionais, com espaçamento de 0,50 m, sendo o primeiro

93

do talude, os furos foram

Essas perfurações

objetivo facilitar o deslocamento

disposição dos grampos não convencionais de

quando instalados no talude.



fixados ao longo das hastes metálicas

espaçamento de 0,50 m, sendo o primeiro strain

gage fixado na extremidade final da haste e o último

total foram utilizados três

comprimento e cinco strain gages

As Figuras 4.10 e

instrumentação das hastes dos grampos não convencionais de 1,0 m e 2,0 m

comprimento, respectivamente.

Figura 4.10 – Posição da i

Figura 4.11 – Posição da instrumentação dos grampos não convencionais de 2,0 m.

Para centralizar as hastes dos grampos não convencionais

foram utilizados dois centralizadores

reinjeção também foi fixada passando pelo interior dos centralizadores, com apenas a

sua extremidade interna amarrada com

metálica de 1,0 m com os

hastes de 2,0 m foram preparadas com

fixado na extremidade final da haste e o último fixado a 0,30 m do anterior. No

total foram utilizados três strain gages nas hastes dos grampos de

strain gages nas hastes dos grampos com 2,0 m de comprimento

e 4.11 apresentam os esquemas com o posicionamento

instrumentação das hastes dos grampos não convencionais de 1,0 m e 2,0 m

respectivamente.

da instrumentação dos grampos não convencionais de 1,0 m.


as hastes dos grampos não convencionais no interior

ois centralizadores por haste, fixados com arame. Uma mangueira


sua extremidade interna amarrada com arame. A Figura 4.12 apresen

com os strain gages, centralizadores e mangueira para reinjeção

hastes de 2,0 m foram preparadas com a mesma metodologia.

94

a 0,30 m do anterior. No

dos grampos de 1,0 m de

de comprimento.

os esquemas com o posicionamento da

instrumentação das hastes dos grampos não convencionais de 1,0 m e 2,0 m de

nstrumentação dos grampos não convencionais de 1,0 m.


interior dos furos

arame. Uma mangueira de


.12 apresenta uma haste

, centralizadores e mangueira para reinjeção. As

95

Figura 4.12 – Haste metálica de 1,0 m com strain gages, mangueira de reinjeção e

centralizadores.

4.4 Materiais utilizados

Os materiais utilizados na composição dos grampos convencionais e não

convencionais correspondem às barras de aço, hastes metálicas, extensômetros, fibras

de polipropileno, entre outros materiais.

Barras de aço

As barras de aço utilizadas nos grampos convencionais foram do tipo Gewi

ST 50/55, com 32 mm de diâmetro, as quais possuem rosca esquerda dupla filetada e

robusta, por toda a sua extensão (Figura 4.13).

Figura 4.13 – Barra de aço Gewi (CATÁLOGO GEWI).

centralizadores mangueira

Haste do grampo não convencional

de 1,00 m

cabos dos strain gages

96

As características das barras de aço utilizadas nos grampos convencionais são

resumidas na Tabela 4.1.

Tabela 4.1 – Características das barras de aço utilizadas nos grampos convencionais.

Característica Valor

Diâmetro Nominal (mm) 32

Tensão de Escoamento (MPa) 500

Tensão de Ruptura (MPa) 550

Carga de Escoamento (kN) 400

Carga de Ruptura (kN) 440

Módulo de Elasticidade (GPa) 210

Passo (mm) 16

Área da Seção Transversal (mm²) 804

Peso (kg/m) 6,24

Hastes metálicas

As hastes metálicas (Figura 4.14) utilizadas para permitir a fixação da

instrumentação dos grampos não convencionais apresentam as características resumidas

na Tabela 4.2.

Figura 4.14 – Haste metálica para fixação dos strain gages dos grampos não convencionais.

97

Tabela 4.2 – Características das hastes metálicas dos grampos não convencionais.

Característica Valor

Espessura do Maior Lado (mm) 13

Espessura do Menor Lado (mm) 3

Área da Seção Transversal (mm²) 39

Módulo de Elasticidade (GPa) 210

Extensômetros

Os extensômetros de resistência elétrica, strain gages, utilizados para a

instrumentação dos grampos foram escolhidos devido a diversos fatores, tais como alta

precisão, baixo custo, excelente linearidade e relativa facilidade de instalação.

Proto Silva (2005), Springer (2006), Nunes et al. (2006), Feijó (2007), Leite

(2007), França (2007), Saré (2007), Lima (2007), Silva e Bueno (2009), e Silva e

Ehrlich (2010), entre outros autores, também utilizaram os mesmos extensômetros de

resistência elétrica (strain gages) em seus trabalhos de pesquisa.

Os strain gages empregados nesta dissertação são produzidos pela empresa

Excel Sensores Ind. Com. Exp. LTDA, sendo extensômetros coláveis de resistência

elétrica. O modelo utilizado foi o unidirecional simples, PA–06–125AA–350LEN, com

fator de sensibilidade (FS) de 2,10 (Figura 4.15).

Figura 4.15 – Strain gages utilizados na instrumentação dos grampos

convencionais e não convencionais.

A

C

D B

98

As características técnicas desse equipamento são apresentadas na Tabela 4.3.

Tabela 4.3 – Características dos strain gages utilizados.

A instalação dos strain gages nas barras dos grampos convencionais e nas hastes

metálicas dos grampos não convencionais foi realizada seguindo os métodos utilizados

por Springer (2006). Todos os detalhes do processo são explicados na tese de doutorado

da autora.

O procedimento foi realizado em etapas distintas, sendo elas: a marcação dos

pontos de fixação dos strain gages; preparação das superfícies de colagem, incluindo

polimento, acabamento manual com lixa e limpeza; colagem dos strain gages e

terminais; soldagem dos fios e cabeamento; verificação do funcionamento dos strain

gages; isolamento e proteção dos extensômetros de resistência elétrica.

A Figura 4.16 mostra (a) as barras de aço dos grampos convencionais e (b) as

hastes dos grampos não convencionais já com os strain gages fixados.

Modelos

Opções

Disponíveis

Dimensões

Mat

eria

l da

Bas

e

e do

Fil

me

Com

pens

. de

Tem

p.

Tam

anho

e

For

ma

da G

relh

a

Res

istê

ncia

(Ohm

s)

Grelha Total

A

(com

p.)

B

(lar

gura

)

C

(com

p.)

D

(lar

gura

)

PA 06 125AA 350 LEN 3,18mm

0,125 "

3,18mm

0,125 "

6,35mm

0,250 "

3,18mm

0,125 "

PA: base de polyimida com filme metálico de constantan; 06: aplicado em aço; e LEN: strain gages

encapsulados com fios de cobre.

99

Figura 4.16 – Instrumentação com strain gages: (a) barras dos grampos convencionais

e (b) hastes dos grampos não convencionais.

Fibras de polipropileno

A adoção das fibras de polipropileno deve-se às características físicas e

mecânicas que essa fibra polimérica possui, conforme descrito no Capítulo 3. São fibras

que não se degradam no meio alcalino, pela presença de microorganismos e pela

corrosão. As fibras possuem grande flexibilidade, tenacidade e causam substancial

aumento de resistência ao impacto nos materiais as quais são incorporadas, além de

promoverem a melhoria das propriedades mecânicas iniciais, como a distribuição

uniforme dos esforços internos de compressão e tração e o aumento da capacidade de

deformação, retardando o colapso do sistema.

As fibras de polipropileno utilizadas foram fornecidas pela empresa Ober S.A.

São fibras de seção circular com 0,018 mm de diâmetro nominal e 30 mm de

comprimento, do tipo multifilamentos, que se encontram agregadas em tufos de

centenas de fibras individuais (Figura 4.17). Magalhães (2005) e Leite (2007) fizeram

uso dessa mesma fibra na composição de seus grampos.

Para facilitar a homogeneização da mistura da argamassa com as fibras, optou-se

por desagregar manualmente essas fibras, antes delas serem lançadas no misturador, da

(a) (b)

100

mesma forma como foi realizado por Magalhães (2005) e Leite (2007). A Tabela 4.4

resume as propriedades das fibras de polipropileno utilizadas.

Figura 4.17 – Fibras de polipropileno.

Tabela 4.4 – Propriedades das fibras de polipropileno utilizadas.

Características Valor

Comprimento 0,03 m

Diâmetro 1,8 x 10-5 m

Título 2,8 denier

Carga de Ruptura 3,5 x 10-5 kN

Resistência à Tração 138,3 MPa

Alongamento na Ruptura 70%

Outros materiais

Os centralizadores, os quais também são chamados de carambolas, utilizados

para centralizar as barras e as hastes no eixo dos grampos, foram confeccionados na

própria obra.

A mangueira empregada para a reinjeção, denominada de tubo manchete, é

plástica e apresenta diâmetro de 10 mm. A confecção do tubo manchete consistiu na

realização de pequenos orifícios, feitos com alicate, espaçados a cada 0,30 m, os quais

101

foram vedados com fita crepe. Por esses orifícios libera-se a pasta de cimento para o

interior da perfuração durante a reinjeção.

Os isopores (Figura 4.18) e as espumas (Figura 4.19), utilizados para vedação da

extremidade final dos grampos não convencionais, foram moldados com o diâmetro dos

furos, sendo aproximadamente de 100 mm, e comprimentos aproximados de 0,10 m e

0,70 m, respectivamente.

Figura 4.18 – Isopor moldado com o diâmetro do furo de 100 mm para

a vedação do fundo dos grampos não convencionais.

Figura 4.19 – Espuma moldada com o diâmetro do furo de 100 mm para

a vedação da extremidade final dos grampos não convencionais.

102

Pasta de cimento e argamassa com fibras

O cimento utilizado para a preparação da pasta de cimento e da argamassa

adicionada de fibras foi o mesmo utilizado na obra, sendo o CPIII – 40 RS da marca

Nassau, o qual é comercializado em sacos de 50 kg. O aditivo plastificante concentrado

utilizado foi o Vedalit da marca Vedacit Impermeabilizantes. A água e a areia

empregada nas misturas foram as mesmas disponíveis no canteiro para servir à obra.

O traço em peso adotado para a pasta de cimento dos grampos convencionais

(GC) foi de 1,0:0,44:0,009, sendo respectivamente cimento, água e aditivo. Já o traço

em peso adotado para a argamassa reforçada com fibras de polipropileno (GP) foi de

1,0:0,44:0,1:0,005:0,009, sendo respectivamente cimento, água, areia, fibras e aditivo.

Para a pasta de cimento utilizada na reinjeção dos grampos com fibras, o traço em peso

adotado (GP) foi de 1,0:0,5, sendo respectivamente cimento e água.

O traço adotado para a pasta de cimento foi semelhante à utilizada para a injeção

em grampos e tirantes da obra. Já no preparo do traço da argamassa com fibras de

polipropileno foram utilizados como base os traços adotados por Magalhães (2005) e

Leite (2007). O traço da argamassa com fibras se apresenta muito semelhante aos traços

adotados por distintos autores, descritos no Capítulo 3.

Foram asseguradas as condições necessárias de trabalhabilidade no campo para

o material compósito no estado fresco, as quais possibilitaram o processo de mistura e

injeção no interior dos furos com êxito, conforme discutido no Capitulo 3.

O volume de fibras incorporado foi 0,3 % do volume de argamassa. De acordo

com o Capitulo 3, quando o volume incorporado é inferior a 0,5 %, a fibra atua como

um reforço secundário, com a finalidade de controlar a fissuração da matriz.

Na Tabela 4.5 é apresentada a dosagem dos materiais adotada para a preparação

da pasta de cimento dos grampos convencionais (GC), da argamassa e da pasta de

cimento dos grampos não convencionais (GP).

103

Tabela 4.5 – Dosagem adotada para a preparação das misturas.

Grampos Cimento Água Areia Fibra Aditivo

Convencionais (GC) Pasta para bainha 50 kg 22,0 L - - 450 ml

Não convencionais (GP) Argamassa para bainha 50 kg 22,0 L 5 kg 250 g 450 ml

Pasta para reenjeção 50 kg 25,0 L - - -

As barras de aço dos grampos convencionais instrumentados e não

instrumentados, as hastes instrumentadas dos grampos não convencionais, as fibras,

espumas, isopores e equipamentos necessários a realização das atividades de campo,

foram transportados do laboratório de Geotecnia da COPPE/UFRJ para a área

experimental, em um caminhão da empresa SEEL, especialmente preparado para

acomodar as barras instrumentadas.

Para o transporte seguro das barras e hastes instrumentadas foram utilizados

suportes de madeira e o conjunto foi envolto por uma lona plástica comum. Este

procedimento impediu eventuais danos, durante o transporte, que pudessem

comprometer o funcionamento dos strain gages.

4.5 Processo de instalação dos grampos no talude

Para a instalação dos grampos convencionais e não convencionais foram

realizadas perfurações com diâmetro de 250 mm no muro de concreto. Após a passagem

do muro, já no solo residual, o diâmetro das perfurações passou para 101,6 mm ou 4”

(Figura 4.20), com inclinação de 15° com a horizontal e comprimentos de acordo com o

projeto.

A altura dos furos em relação à base do talude onde os grampos foram inseridos

variou de 1,5 m a 1,0 m, da direita para a esquerda, devido à inclinação de 2° da via de

pedestres e veículos no pé do talude. Os grampos mantiveram-se alinhados na

horizontal. Essa altura foi escolhida de modo a facilitar os trabalhos de perfuração,

instalação dos grampos, montagem e execução dos ensaios de campo.

Para a perfuração do maciço foi utilizada uma perfuratriz modelo MK600, com

martelo de 1,0 m e hastes de 1,5 m, sendo uma rotativa hidráulica de via seca. As

perfurações dos grampos não foram lavadas. O espaçamento entre os grampos mais

104

próximos foi de 0,60 m de eixo a eixo e dos grampos mais distantes foi de 2,4 m de eixo

a eixo.

Figura 4.20 – Furo de 250 mm de diâmetro realizado no muro de concreto

e furo de 100 mm de diâmetro realizado no solo.

A Figura 4.21 apresenta um esquema em planta com os comprimentos de

perfuração realizadas no talude, através de uma vista superior, para instalação dos

grampos convencionais (GC) e dos grampos não convencionais (GP).

Figura 4.21 – Esquema em planta dos comprimentos de perfuração.

105

O processo executivo dos grampos convencionais (GC) consistiu na injeção da

pasta de cimento do fundo para a superfície dos furos, por gravidade, com auxílio de um

tubo de PVC de 40 mm. Os equipamentos utilizados para a preparação e injeção dos

grampos convencionais foram um misturador de funil e uma bomba GSA900 (Figura

4.22). Em seguida, foram inseridas nos furos as barra de aço, envoltas por espuma em

seu primeiro metro. Nos grampos convencionais não houve reinjeção.

Figura 4.22 – Equipamentos utilizados para a preparação e injeção da pasta de cimento.

Foram gastos no total quatorze sacos de cimento, mais de trezentos litros de

água e seis litros de aditivo na preparação da pasta de cimento para injeção dos grampos

convencionais (GC). Porém, nem todo este material foi injetado devido às perdas e a

necessidade de preenchimento da mangueira desde a bomba de injeção até a boca da

mesma no interior dos furos.

O processo executivo dos grampos não convencionais (GP) consistiu na

colocação da espuma no fundo do furo, posterior colocação do isopor, posicionamento

das hastes com os strain gages, centralizadores e mangueira de reinjeção. Por fim, foi

realizada a preparação da mistura de argamassa com fibras de polipropileno na dosagem

estabelecida (Figura 4.23) e injeção da mesma nos furos (Figura 4.24).

106

Figura 4.23 – Preparação da mistura de argamassa com fibras de polipropileno.

Figuras 4.24 – Injeção da argamassa com fibras de polipropileno.

Após quatro horas da instalação dos grampos no talude foi realizada uma

reinjeção com pasta de cimento (Figura 4.25). O objetivo desta reinjeção foi de garantir

o preenchimento de vazios que possam ter permanecido após a primeira fase de injeção,

chamada bainha, além de melhorar o contato grampo-solo.

Os equipamentos utilizados para a preparação e reinjeção dos grampos

compostos por argamassa reforçada com fibras foram os mesmos utilizados nos

grampos convencionais, sendo um misturador de funil e uma bomba GSA900.

107

Figuras 4.25 – Reinjeção com pasta de cimento.

O equipamento utilizado para a preparação da mistura da argamassa com fibras

foi o misturador de haste vertical (Figura 4.26) e o equipamento utilizado para a injeção

foi a máquina P13 (Figura 4.27).

Figura 426 – Misturador de haste vertical utilizado para a preparação da argamassa com fibras.

108

Figura 4.27 – Máquina P13 utilizada para a injeção da argamassa com fibras.

Foram gastos no total oito sacos de cimento, mais de cento e setenta litros de

água e três litros de aditivo, quarenta quilos de areia e dois quilos de fibras de

polipropileno na preparação da argamassa com fibras para injeção dos grampos não

convencionais. Para a reinjeção foram gastos quatro sacos de cimento e cem litros de

água. O material preparado para a injeção e reinjeção não foi totalmente consumido nos

grampos, devido às perdas e a necessidade de preenchimento da mangueira desde a

bomba de injeção até a boca da mesma no interior dos furos.

Juntamente com a execução dos grampos convencionais (GC) e não

convencionais (GP), tubos de PVC de 0,05 m de diâmetro e 1,0 m de comprimento

foram preenchidos com a pasta de cimento e com a argamassa reforçada com fibras de

polipropileno. Esses tubos serviram de molde para corpos-de-prova utilizados em

ensaios de laboratório.

4.6 Ensaios de campo

Em campo foram realizados ensaios de arrancamento nos grampos

convencionais (GC) e ensaios de empurramento nos grampos não convencionais (GP).

Os procedimentos adotados para a execução dos ensaios são descritos neste item.

109

4.6.1 Ensaio de arrancamento

Foram realizados ensaios de arrancamento nos seis grampos convencionais,

denominados: GC-1, GC-2, GC-3, GC-4, GC-5 e GC-6, com período de cura de

aproximadamente vinte e cinco dias. Como embasamento, foi adotada a descrição do

ensaio realizada por Proto Silva (2005), Magalhães (2005), Springer (2006) e Leite

(2007).

Os equipamentos utilizados para a realização dos ensaios foram: dois medidores

elétricos de deslocamento da GEFRAN (LVDTs); uma célula de carga com capacidade

de 600 kN (60 toneladas); um conjunto macaco hidráulico-bomba-manômetro de

capacidade de 1000 kN (100 toneladas) da ENERPAC, com manômetro da marca

Nuova Fima; porcas; placas; e um sistema de aquisição de dados ligado à energia

elétrica, composto por um computador, uma placa de aquisição de dados, uma caixa de

passagem com as pontes de Wheastone, uma fonte de 10 Volts e um estabilizador

(Figura 4.28).

Figura 4.28 – Equipamentos do sistema de aquisição de dados.

Optou-se pelo uso de medidores elétricos de deslocamento (LVDTs) ao invés de

extensômetro analógico/relógio comparador para medir os deslocamentos da cabeça dos

grampos durante a realização dos ensaios, por motivos de segurança. O extensômetro

analógico/relógio comparador necessita de uma pessoa próxima ao grampo para efetuar

Computador Caixa de pas. Estabilizador Fonte 10V

Placa de aquisição

de dados

110

as leituras, sendo muito perigosa essa aproximação, uma vez que o grampo pode vir a

romper de forma brusca durante o ensaio.

As medidas de força (fornecida pela célula de carga), deslocamento (fornecido

pelos LVDTs) e deformação (fornecidos pelos strain gages) foram monitoradas de

forma automática, pelo sistema de aquisição de dados, durante a realização dos ensaios

de arrancamento. A Figura 4.29 apresenta o esquema de funcionamento do sistema de

aquisição de dados.

Figura 4.29 – Esquema de funcionamento do sistema de aquisição de dados.

Cada um dos strain gages, colados às barras de aço dos grampos, transmitiam

sinais de variação de resistência elétrica através dos seus cabos, que foram ligados a

uma caixa de passagem, especialmente construída para este tipo de instrumentação. Esta

caixa de passagem, contendo as pontes completas de Wheatstone, também dispunha de

dois canais para a conexão dos dois medidores elétricos de deslocamento (LVDTs) e um

canal para a conexão da célula de carga.

A caixa de passagem foi conectada a um dispositivo com uma placa de aquisição

de dados e a uma fonte de eletricidade, alimentada com 10 Volts e ligada a um

estabilizador. A fonte alimentava os strain gages, a célula de carga e os medidores de

deslocamento. A placa de aquisição de dados foi conectada a um computador, sendo

ambos também ligados ao mesmo estabilizador.

Durante a realização dos ensaios, os sinais elétricos provenientes dos strain

gages, dos medidores elétricos de deslocamento (LVDTs) e da célula de carga eram

enviados para a placa de aquisição de dados que fazia a decodificação das leituras de

voltagem e as enviava para o computador ao qual estava conectada. Este computador

continha um programa de aquisição de dados que compilava todas as informações. Ao

111

término de cada ensaio, os dados eram armazenados em unidades de voltagem para

posteriormente serem transformados em unidades de deformação, de deslocamento e de

carga.

O sistema de aplicação de carga do ensaio de arrancamento foi instalado no

trecho inicial de cada barra de aço, externa ao talude. A sequência de instalação dos

equipamentos sobre a barra de aço é: (i) placa de aço de reação apoiada na face do

muro, (ii) placa(s) de ajuste devido à inclinação do talude, (iii) macaco hidráulico, (iv)

célula de carga centralizada entre duas placas, e (v) duas porcas para fixação (Figura

4.30).

Figura 4.30 – Sistema de aplicação de carga do ensaio de arrancamento.

Os dois medidores elétricos de deslocamento (LVDTs) tinham suas hastes em

contato à última placa do conjunto. Esta placa foi fixada entre as duas porcas e a célula

de carga no grampo a ser ensaiado. Os apoios dos medidores de deslocamento foram

fixados em um suporte composto por uma barra de aço rosqueável embutida em um

bloco de concreto, com uma placa de suporte e duas porcas. Estas porcas se

encontravam abaixo e acima da placa suporte, possibilitando o seu ajuste de altura para

que os medidores de deslocamento fossem posicionados na altura do grampo a ser

ensaiado.

Durante a montagem dos equipamentos, sobre a barra de aço de cada grampo,

foi tomado o devido cuidado para que os eixos dos mesmos estivessem o mais paralelo

possível em relação ao eixo do grampo. Também foram verificadas as hastes dos

Placas

Célula Macaco

Porcas LVDTs

Suportes LVDTs

AÇÃO REAÇÃO

112

medidores de deslocamento, depois de posicionadas, assegurando que as mesmas

estivessem paralelas ao eixo de grampo.

O ensaio de arrancamento era iniciado após a estabilização das leituras da célula

de carga, dos medidores de deslocamento e dos strain gages. As cargas foram aplicadas

em incrementos de 0,98 MPa (10 kgf/cm²). Os deslocamentos lidos pelos LVDTs e as

leituras da célula de carga, bem como dos strain gages eram acompanhados e

registrados no computador durante o ensaio. Entre cada estágio de carregamento, era

aguardado um período de tempo de, aproximadamente, 1 minuto para a estabilização

das leituras.

Ao ser atingida a condição de ruptura, definida por uma ruptura plástica

(deslocamentos crescentes sem incremento de carga) ou frágil (com a presença de pico),

iniciava-se o descarregamento e a finalização do ensaio.

Depois de realizados todos os ensaios de arrancamento nos grampos

convencionais, os furos no muro de concreto foram fechados com pasta de cimento.

Este procedimento visou dar maior rigidez às barras de aço, visto que posteriormente

estas barras seriam utilizadas para suporte e fixação de uma viga de reação utilizada

para o ensaio de empurramento nos grampos não convencionais.

4.6.2 Ensaio de empurramento

Foram realizados ensaios de empurramento nos seis grampos não convencionais,

compostos por argamassa com fibras de polipropileno, sendo quatro grampos com

2,0 m de comprimento, denominados: GP 2-1, GP 2-2, GP 2-3, GP 2-4, e dois grampos

com 1,0 m de comprimento, denominados: GP 1-1 e GP1-2. O período de cura de todos

os grampos foi de aproximadamente cinquenta e cinco dias.

Os equipamentos utilizados para o ensaio de empurramento foram os mesmos

utilizados para o ensaio de arrancamento, sendo eles: dois medidores elétricos de

deslocamento da GEFRAN (LVDTs); uma célula de carga com capacidade de 600 kN

(60 toneladas); um conjunto macaco hidráulico-bomba-manômetro da ENERPAC com

manômetro; porcas; placas; e um sistema de aquisição de dados ligado.

Além desses equipamentos, foi utilizada uma viga de reação apoiada e fixada às

barras dos grampos convencionais (GC), já ensaiados, externos à linha de grampos não

convencionais (GP), conforme ilustra a Figura 4.31.

113

Figura 4.31 – Viga de reação utilizada nos ensaios de empurramento dos grampos com fibras.

Também foi utilizado um tubo metálico prolongador (Figura 4.32), para que o

macaco hidráulico transmitisse a carga diretamente na cabeça do grampo, pois a mesma

situava-se após a capa de concreto, no interior do talude.

Figura 4.32 – Tubo metálico prolongador utilizado nos ensaios de empurramento.

A viga de reação, bem com o tubo metálico prolongador foram fabricados

especialmente para possibilitar a realização do ensaio de empurramento. A configuração

do tubo metálico foi de 100 mm de diâmetro e 0,90 m de comprimento entre topo e

base.

Ligação com a

cabeça do grampo

Ligação com o

macaco hidráulico

GC GC

GP

Base do tubo Topo do tubo

114

O topo do tubo prolongador e o início do seu tronco foram providos de uma

abertura para permitir a passagem dos cabos dos strain gages (Figura 4.33). A base do

tubo possuía uma entrada para encaixe da barra de aço, utilizada para suporte dos

equipamentos necessários ao ensaio de empurramento. (Figura 4.34)

Figuras 4.33 – Abertura no topo do tubo prolongador e no início do seu tronco para a passagem

dos cabos dos strain gages.

Figuras 4.34 – Abertura na base do tubo prolongador para encaixe da barra de aço.

A sequência da montagem dos equipamentos para a realização do ensaio de

empurramento (Figuras 4.35 e 4.36) consistiu: (i) posicionamento da viga de reação e

Cabos dos

strain gages

Topo do tubo

prolongador

Base do tubo

prolongador

Abertura para encaixe

da barra de aço

115

fixação da mesma, com auxílio de placas e porcas nos grampos convencionais (GC)

externos aos grampos não convencionais (GP); (ii) colocação do prolongador encaixado

na cabeça do grampo já com os cabos dos strain gages devidamente orientados para

fora do furo; (iii) posicionamento da célula de carga entre duas placas, e posterior

posicionamento do macaco com a placa de encaixe, apoiados sobre a barra de aço

suporte, sendo esta barra apoiada à viga de reação e encaixada ao tubo metálico

prolongador.

Figura 4.35 – Início da montagem dos equipamentos para o ensaio de empurramento.

Figura 4.36 – Equipamentos montados para o ensaio de empurramento.

Viga de reação

Célula

de carga

Placas

Tubo prolongador

Barra de aço suporte

Macaco Célula

de carga

LVDTs

GC

GC

GP

AÇÃO REAÇÃO

Tubo

prolongador

Placa de

encaixe

Viga

116

As hastes dos dois medidores elétricos de deslocamento (LVDTs) foram

colocadas em contato a uma madeira, fixada entre as duas placas externas a célula de

carga. Os apoios dos medidores de deslocamento foram fixados ao macaco hidráulico.

Da mesma forma que no ensaio de arrancamento, durante a montagem dos

equipamentos foi tomado o devido cuidado para que os eixos dos mesmos estivessem o

mais paralelo possível em relação ao eixo do grampo não convencional. Também foram

verificadas as hastes dos medidores de deslocamento, depois de posicionadas,

assegurando que as mesmas estivessem paralelas ao eixo de grampo.

O procedimento seguido para a execução do ensaio de empurramento foi o

mesmo adotado para o ensaio de arrancamento. Os incrementos de carga foram iguais a

0,98 MPa (10kgf/cm²) e as medidas de força, deslocamento e deformação foram

monitoradas de forma automática pelo sistema de aquisição de dados. Ao ser atingida a

condição de ruptura, definida por uma ruptura frágil (pico) ou uma ruptura plástica

(deslocamentos crescentes sem incremento de carga), iniciava-se o descarregamento e a

finalização do ensaio.

O conjunto macaco-bomba-manômetro da ENERPAC, com capacidade de

600 kN (60 toneladas), e manômetro da Famabras foi utilizado para os ensaios dos

grampos GP 2-1, GP 1-1 e GP 2-2. Para os grampos GP 2-3, GP 1-2, e GP 2-4 foi

empregado outro conjunto macaco-bomba-manômetro, com capacidade de 1000 kN

(100 toneladas), e manômetro da Nuova Fima, sendo o mesmo utilizado nos ensaios de

arrancamento dos grampos convencionais. O motivo da utilização de dois conjuntos

distintos foi à disponibilidade dos mesmos na obra.

Os cabos dos strain gages dos grampos foram danificados e rompidos durante a

execução dos ensaios de empurramento, sendo esmagados pelo topo do tubo

prolongador, devido ao modo sinuoso como os mesmos se conformaram após o

endurecimento da argamassa com fibras injetada nos furos.

4.7 Exumação dos grampos

O processo de exumação consiste na escavação do talude até a cota de instalação

dos grampos para análise tanto do maciço de solo quanto do grampo, sendo a última

atividade realizada em campo. Foi tomado como base o procedimento realizado por

Magalhães (2005) e Springer (2006).

117

4.7.1 Escavação do talude

A parte superior do talude, onde os grampos foram instalados e ensaiados, foi

escavada e removida através de um corte vertical e contida com a execução de solo

grampeado no seu lado esquerdo e cortina atirantada no seu lado direto, como mostra a

Figura 4.37.

Figura 4.37 – Área escavada para a exumação dos grampos (GC e GP).

Para o desmonte do talude, inicialmente foi retirado o muro de concreto

(Figura 4.38 a), seguido da retirada do solo em excesso no entorno dos grampos, sendo

utilizada para isso uma retroescavadeira (Figura 4.38 b). Em seguida, próximo aos

grampos, foi realizada uma escavação foi manual com a utilização de enxadas,

cavadeiras, picaretas, colheres de pedreiro e escovas de aço (Figura 4.38 c). Foi

necessária a utilização de martelete, em alguns casos, para facilitar a retirada dos

grampos, devido à grande resistência do solo no entorno dos mesmos (Figura 4.38 d).

Solo grampeado Cortina atirantada

GC e GP

GC e GP

118

Figura 4.38 – Sequência de desmonte do talude para exumação dos grampos: (a) retirada o muro

de concreto, (b) retirada do solo em excesso, (c) escavação manual e limpeza dos grampos e

(d) utilização de martelete em solo de transição para alteração de rocha.

Os grampos foram cuidadosamente expostos, medidos e marcados a cada 0,50

m, analisados e fotografados. Somente depois de realizadas estas atividades, os grampos

foram retirados do talude (Figura 4.39 a) e transportados (Figura 4.39 b) para o local de

armazenamento.

Figura 4.39 – Retirada dos grampos exumados: (a) remoção e (b) transporte.

(a) (b)

(d) (c)

(a) (b)

119

Os grampos foram lavados com água e escovados utilizando uma escova de aço,

de modo a retirar o máximo possível de material fixado a eles. Após a limpeza, os

mesmos foram minuciosamente examinados e fotografados, sendo verificadas as

fissuras presentes ao longo de sua extensão e as suas imperfeições de conformação. Os

comprimentos e os diâmetros a cada 0,50 m foram novamente verificados. No total

foram necessários sete dias de trabalho para a realização de todas as etapas que

compunham o processo de exumação dos grampos.

Ao exumar os grampos foi possível visualizar o solo circundante e suas

variações ao longo da extensão de cada grampo. A exumação também possibilitou a

inspeção da geometria, integridade e homogeneidade dos grampos. Durante as

escavações, foi realizada a coleta de amostras indeformadas e deformadas de solo para a

posterior realização de ensaios de laboratório.

4.7.2 Exumação dos grampos convencionais

Foram exumados três dos seis grampos convencionais, sendo os denominados

GC-4, GC-5 e GC-6. As Figuras 4.40, 4.41 e 4.42 apresentam a exumação realizada

nesses grampos, os quais se localizavam no lado direito do talude.

A partir das Figuras 4.40, 4.41 e 4.42 observa-se que:

� Os grampos GC-4, GC-5 e GC-6 encontravam-se envoltos por solo residual jovem

até seus primeiros 3,0 m de comprimento, aproximadamente, sendo o restante

envolto por material de transição para alteração de rocha;

� O grampo GC-4 atravessou três descontinuidades do maciço, sendo a primeira a

35 cm, seguida de outra a 1,25 m e a última a 1,60 m da cabeça do grampo;

� O grampo GC-5 atravessou uma descontinuidade do maciço, situada a 40 cm da

cabeça do grampo;

� O grampo GC-6 atravessou transversalmente três descontinuidades do maciço,

localizadas a 2,3 m, 3,5 m e 4,0 m da cabeça do grampo.

Foi denominada falha uma descontinuidade de estrutura geológica qualquer presente

no maciço reliquiar da rocha mãe, apresentando pouca espessura e uma coloração

marrom-avermelhada dada pela oxidação do material.

120

Figura 4.40 – Exumação do grampo convencional GC-4.



GC-4

GC-5

GC-6

121

� Nos últimos 30 cm de espuma do grampo GC-4 foram observados blocos fixados,

provindos da composição do maciço naquele trecho. Logo após o término da

espuma havia uma região com deficiência de pasta de cimento, provavelmente

devido à pressão insuficiente de injeção, apresentando 35 cm de extensão, com um

vazio entre a parede do furo e a barra de aço (Figura 4.43);

Figura 4.43 – Detalhe do grampo convencional GC-4.

� No grampo GC-6 também foi constatada uma região com deficiência de pasta de

cimento, logo após o término da espuma que compunha o primeiro metro do

mesmo, com 50 cm de extensão. Esta deficiência foi devida, provavelmente à

pressão insuficiente de injeção, apresentando um vazio entre a parede do furo e a

barra de aço (Figura 4.44);

122

Figura 4.44 – Detalhe do grampo convencional GC-6.

� Os grampos convencionais GC-4 e GC-6 foram executados com 4,00 m. Já o

grampo convencional GC-5 foi executado com 4,16 m de comprimento;

� Os diâmetros medidos ao longo do grampo GC-4 sofreram variações consideráveis.

Já o grampo GC-5 mostrou diâmetros mais uniformes ao longo do seu comprimento,

com apenas pequenas variações. O grampo GC-6 também sofreu variações

consideráveis de diâmetro, aumentado sensivelmente de diâmetro ao atravessar a

primeira e posteriormente a segunda falha do maciço (Figura 4.45).

Figura 4.45 – Aumento do diâmetro do grampo convencional GC-6 em região de falha.

123

Na Tabela 4.6 são apresentados os diâmetros medidos a cada 0,50 m de

comprimento dos grampos convencionais GC-4, GC-5 e GC-6.

Tabela 4.6 – Diâmetros medidos ao longo dos grampos convencionais.

Grampo Comprimento (m) 0,00 0,50 1,00 1,50 2,00 2,50 3,00 3,50 4,00

GC-4

Diâmetro (mm)

160 160 230 140 145 130 130 130 130

GC-5 150 135 130 135 130 130 125 115 125

GC-6 140 145 165 195 210 170 185 140 140

As variações de diâmetro acentuadas ao longo dos grampos podem ser

relacionadas com a presença de falhas, as mudanças no material que compõe o talude,

sendo solo residual e material de transição para alteração de rocha, a presença de raízes

de plantas como árvores e blocos de rocha mais intemperizados.

Nesses locais o solo apresenta-se mais intemperizado e consequentemente

menos resistente, sendo mais suscetíveis ao aumento de diâmetro durante a injeção da

pasta de cimento, devido à pressão de injeção que remove os grãos de solo e os

incorpora ao grampo.

A perfuração executada no talude para a instalação dos grampos foi realizada

com diâmetro aproximado de 101,6 mm (4 polegadas). No entanto, os grampos

convencionais mostraram um aumento de diâmetro inerente ao processo de perfuração,

no qual o diâmetro perfurado é maior que o da perfuratriz. Assim, pode-se inferir que o

aumento do diâmetro também esta ligado ao processo de execução do furo.

4.7.3 Exumação dos grampos não convencionais:

As Figuras 4.46 a 4.51 apresentam, respectivamente, uma visão geral da

exumação dos grampos não convencionais GP 2-1, GP 1-1e GP 2-2 situados no lado

esquerdo do talude e dos grampos GP 2-3, GP 1-2 e GP 2-4 situados no lado direito do

talude.

124

Figura 4.46 – Exumação do grampo não convencional GP 2-1.



GP 2-1

GP 1-1

GP 2-2

125




GP 2-3

GP 1-2

GP 2-4

126

A partir das Figuras 4.46 a 3.51 verifica-se que:

� Os grampos GP 2-1, GP 2-2, GP 2-3 e GP 2-4 encontravam-se, em sua totalidade,

envoltos por solo residual jovem, estando apenas as suas espumas inseridas em

material de transição para alteração de rocha;

� Os grampos GP 1-1 e GP 1-2 encontravam-se, em sua totalidade, envoltos por solo

residual jovem, incluindo as suas espumas;

� Não foi possível visualizar falhas transversais do maciço as quais os grampos

GP 2-1, GP 1-1, GP 2-2, GP 2-3 e GP 1-2 tenham atravessado;

� Apenas no grampo GP 2-4 foi possível visualizar uma falha transversal no maciço a

2,50 m da sua cabeça, onde neste trecho já se encontrava a espuma;

� O isopor e a espuma presentes no fundo dos furos de todos os grampos não

convencionais foram envoltos por argamassa e/ou pasta de cimento da reinjeção nos

seus trechos iniciais, mostrando que o sistema proposto de vedação (isopor) não foi

totalmente eficaz;

� Os trechos iniciais dos grampos GP 2-1 e GP 2-3, cerca de 30 cm, apresentaram

grande concentração de fissuras longitudinais, e concentrações mais reduzidas nos

10 cm seguintes, com pouquíssimas fissuras transversais, totalizando 40 cm de

grampo com a presença de fissuras longitudinais relevantes (Figura 4.52 a e b);

Figura 4.52 – Fissuras na cabeça dos grampos: (a) GP 2-1 e (b) GP 2-3.

� Os grampos GP 2-2 e GP 2-4 também apresentaram concentrações elevadas de

fissuras longitudinais nos primeiros 20 cm, e concentrações reduzidas de fissuras

nos 20 cm seguintes, com pouquíssimas fissuras transversais, totalizando 40 cm de

grampo com a presença de fissuras longitudinais acentuadas (Figura 4.53 a e b);

(a) (b)

127


� Os grampos GP 1-1 e GP 1-2 apresentaram concentrações elevadas de fissuras

longitudinais ao longo dos 20 cm iniciais, e concentrações mais reduzidas de

fissuras nos 10 cm seguintes, com pouquíssimas fissuras transversais, totalizando

30 cm de grampo com a presença de fissuras longitudinais (Figura 4.54 a e b);


� Pode-se deduzir que as fissuras longitudinais intensas e predominantes, presentes

nas cabeças dos grampos não convencionais, foram muito provavelmente

provocadas pelo ensaio de empurramento;

� Ao longo do comprimento restante dos grampos GP 2-1, GP 2-2, GP 1-1 e GP 1-2

foi verificada a presença de vazios localizados no topo, provavelmente devida à

pressão insuficiente imposta durante o processo de reinjeção para completar o furo

em sua plenitude (Figura 4.55 a, b, c e d);

(a) (b)

(a) (b)

128

Figura 4.55 – Imperfeições localizadas ao longo do topo dos grampos: (a) GP 2-1;

(b) GP 2-2; (c) GP 1-1 e (d) GP 1-2.

� Os grampos GP 2-3 e GP 2-4 encontraram-se íntegros e plenamente preenchidos;

� Os grampos com fibras apresentaram pequenas variações dimensionais ao longo do

seu comprimento. Porém, os diâmetros medidos foram superiores ao diâmetro da

perfuração, igual a 101,6 mm (4 polegadas).

As características geométricas dos grampos não convencionais são apresentadas na

Tabela 4.7 e 4.8.

(a) (b)

(c) (d)

129

Tabela 4.7 – Comprimentos dos grampos não convencionais.

Grampo Comprimento (m)

Somente grampo

Comprimento total (m)

Grampo + isopor + espuma

GP 2-1 2,00 2,70

GP 1-1 1,10 1,85

GP 2-2 2,10 2.85

GP 2-3 2,20 3,00

GP 1-2 1,15 1,95

GP 2-4 2,20 2,90

Tabela 4.8 – Diâmetros medidos ao longo dos grampos não convencionais.

Grampo Comprimento (m) 0,00 0,50 1,00 1,50 2,00 2,50 3,00

GP 2-1

Diâmetro (mm)

140 130 130 130 135 - -

GP 1-1 140 130 130 130 - - -

GP 2-2 140 135 135 130 130 - -

GP 2-3 130 130 130 130 130 - -

GP 1-2 135 135 130 - - - -

GP 2-4 140 130 130 130 130 125 130

O aumento do diâmetro pode estar associado ao processo de execução do furo e

ao material que compõem o talude. Esta suposição pode ser confirmada através das

medidas de diâmetro realizadas nas espumas dos grampos não convencionais, as quais

foram envoltas por argamassa e/ou pasta de cimento da reinjeção e apresentaram o

mesmo diâmetro do restante do corpo dos grampos.

4.8 Ensaios de laboratório

Foram realizados ensaios de caracterização (análise granulométrica, limites de

liquidez e de plasticidade, umidade higroscópica e massa específica real dos grãos de

solo) e ensaios de cisalhamento direto nas amostras de solo retiradas do talude dos

grampos. Também foram realizados ensaios de compressão uniaxial e diametral com a

pasta de cimento e a argamassa de fibras utilizadas na composição dos grampos

convencionais e com fibras, respectivamente.

130

4.8.1 Ensaios em solo

Para permitir a realização dos ensaios de caracterização e cisalhamento direto

foram coletadas amostras de solo representativas de dois tipos de materiais presentes no

maciço próximo aos grampos. Foram amostrados os materiais denominados de SRJ,

Solo Residual Jovem a 1,0 m da face do talude, e TAR, material de Transição para

Alteração de Rocha (Figura 4.56) a 3,5 m da face do talude e próximo aos grampos

GP 2-4 e GC-6. A coleta das amostras ocorreu durante o processo de exumação dos

grampos.

Figura 4.56 – Coleta de amostras do material de transição para alteração de rocha.

Ensaios de caracterização

Os ensaios de caracterização foram realizados de acordo com as normas

NBR 7181/84: Análise granulométrica de solos, NBR 6459/84: determinação do limite

de liquidez, NBR 7180/84: determinação do limite de plasticidade e NBR 6508/84:

determinação da massa específica aparente.

Tomaram-se os cuidados necessários com relação à granulometria e

sedimentação com defloculante. Sendo assim, a partir das amostras deformadas foram

realizados: limites de liquidez (LL) e de plasticidade (LP), umidade higroscópica,

umidade natural (w), densidade real dos grãos (Gs), peso específico aparente seco (γd) e

índice de vazios (e).

131

Os resultados são apresentados na Tabela 4.9, onde os materiais SRJ e TAR,

denominados de solo residual jovem e material de transição para alteração de rocha,

respectivamente, apresentam-se não plásticos (NP). O solo residual jovem (SRJ)

apresenta densidade real dos grãos (Gs) de 2,621, peso específico seco (γd) de

17,69 kN/m³ e índice de vazios (e) de 0,445. Já o material de transição para alteração de

rocha (TAR) apresenta densidade real dos grãos (Gs) de 2,629, peso específico seco (γd)

de 19,54 kN/m3 e índice de vazios (e) de 0,320.

Tabela 4.9 – Resultados dos ensaios de caracterização.

Material SRJ TAR

Ponto da coleta em relação a face do talude (m) 1,0 3,5

Limite de Liquidez LL (%) Não Plástico - NP Não Plástico - NP

Limite de Plasticidade LP (%) Não Plástico - NP Não Plástico - NP

Umidade Higroscópica (%) 0,140 0,101

Umidade natural w (%) 7,64 5,35

Densidade Real dos Grãos (Gs) 2,621 2,629

Peso específico aparente seco (γd) kN/m3 17,69 19,56

Índice de vazios (e) 0,445 0,320

As curvas de distribuição granulométrica dos dois materiais coletados são

apresentadas nas Figuras 4.57 e 4.58. Tais curvas indicam solos bem graduados, sendo o

material SRJ desuniforme e o material TAR mediamente uniforme. O material SRJ

apresenta 77 % de areia, 19% de silte e 4% de argila. E material TAR apresenta 85% de

areia, 13% de silte e 2% de argila. Os dois materiais são classificados como areia

siltosa.

Figura 4.57 –

Figura 4.58 – Curva granulométrica

Curva granulométrica – Solo residual jovem (SRJ)

Curva granulométrica – Material de transição para alteração de rocha

132

(SRJ).

para alteração de rocha (TAR).

133

Ensaios de cisalhamento direto

Os ensaios de cisalhamento direto foram executados em uma presa da marca

Wykeham Farrance, contendo um sistema de aquisição de dados automatizado, no

Laboratório de Geotecnia da COPPE/UFRJ. Os corpos-de-prova utilizados nos ensaios

de cisalhamento direto possuíam: 6,0 cm de lado e 2,5 cm de altura. As tensões normais

utilizadas para os ensaios foram iguais a 25, 50, 100, 200 e 300 kPa e a velocidade de

deslocamento controlada adotada para o ensaio foi de 0,045 mm/min.

As amostras indeformadas foram inundadas/submersas para a realização dos

ensaios de cisalhamento direto. As curvas tensão cisalhante-deslocamento horizontal e

deslocamento vertical-deslocamento horizontal, obtidas através dos ensaios realizados

para cada material, são apresentadas nas Figuras 4.59 e 4.60, e as suas respectivas

envoltórias de resistência são apresentadas nas Figuras 4.61 e 4.62.

134

(a) Tensão cisalhante-deslocamento horizontal

(b) Deslocamento vertical-deslocamento horizontal

Figura 4.59 – Curvas do ensaio de cisalhamento direto – SRJ.

135

(a) Tensão cisalhante-deslocamento horizontal

(b) Deslocamento vertical-deslocamento horizontal

Figura 4.60 – Curvas do ensaio de cisalhamento direto – TAR.

136

Figura 4.61 – Envoltórias de resistência do SRJ.

Figura 4.62 – Envoltórias de resistência do TAR.

137

Comparando-se as curvas obtidas, a partir do ensaio de cisalhamento direito,

para os materiais SRJ e TAR, observa-se que o material de transição para alteração de

rocha (TAR) apresenta picos acentuados de resistência em relação ao solo residual

jovem (SRJ), demonstrando ser um solo mais compacto. Através das envoltórias de

resistência foram calculados os ângulos de atrito iguais a 37º para o SRJ e 54º para o

TAR, no estado submerso.

4.8.2 Ensaios em pasta de cimento e argamassa com fibras

Os corpos-de-prova dos ensaios de compressão uniaxial e diametral em foram

preparados através do corte dos tubos de PVC preenchidos em obra com argamassa

reforçada com fibras de polipropileno e com pasta de cimento.

O processo de corte dos corpos-de-prova constituiu nas seguintes etapas: corte

das extremidades (100 mm) de cada lado dos tubos de PVC com o material para

descarte, corte longitudinal das extremidades descartadas para visualização da

conformação dos materiais, corte dos tubos nas alturas adotadas para os corpos-de-

prova (Figura 4.63 a), retirada dos moldes de PVC com a utilização de uma serra

manual (Figura 4.63 b), faceamento dos corpos-de-prova através do polimento com

pastilha diamantada (Figura 4.63 c) e verificação da perpendicularidade das faces em

relação ao seu eixo longitudinal (Figura 4.63 d). Os cortes foram realizados por uma

serra elétrica com sistema de molhagem com água.

Foram preparados 8 corpos-de-prova com 100 mm de altura e 50 mm de

diâmetro para os ensaios de compressão uniaxial e 28 corpos-de-prova com 25 mm de

altura e 50 mm de diâmetro para os ensaios de compressão diametral.

Magalhães (2005) também realizou os ensaios de compressão uniaxial e

diametral em sua dissertação de mestrado, em corpos-de-prova de pasta de cimento e

argamassa com fibras, que compunham seus grampos convencionais e não

convencionais. Devido a problemas que inviabilizaram a utilização dos corpos-de-prova

moldados em obra, uma nova moldagem em condições controladas em laboratório foi

realizada pelo autor.

138

Figura 4.63 – Preparação dos corpos-de-prova para os ensaios de laboratório: (a) corte dos

tubos, (b) retirada dos moldes de PVC, (c) faceamento dos corpos-de-prova e (d) verificação da

perpendicularidade das faces em relação ao eixo longitudinal.

Ensaios de compressão uniaxial

Os ensaios de compressão uniaxial obedeceram a Norma NBR 5739/07:

Concretos – Ensaios de compressão de corpos-de-prova cilíndricos. O ensaio teve como

objetivo a determinação das cargas de ruptura (Fmáx) e as resistências à compressão (σc)

dos corpos-de-prova moldados com pasta de cimento e argamassa com fibras, como

também o módulo de elasticidade (E) para as duas misturas.

Os ensaios foram realizados em uma prensa do Laboratório de Estruturas da

COPPE/UFRJ, com sistema próprio de aquisição de dados, onde os valores da carga

aplicada eram registrados, bem como os deslocamentos do pistão e os deslocamentos do

corpo-de-prova através de dois medidores elétricos de deslocamento (LVDT) instalados

diretamente na amostra (Figura 4.64).

(a)

(c)

(b)

(d)

139

Figura 4.64 – Ensaio de compressão uniaxial com medidas diretas de deformação axial.

A prensa utilizada é Shimadzu, modelo UH-F1000KNI. É uma maquina

universal hidráulica servo-controlada com capacidade de 1000 kN (100 toneladas)

automatizada (Figura 4.65 a e b).

Figura 4.65 – Equipamentos utilizados nos ensaios de laboratório: (a) prensa de 1000 kN

e (b) caixa de comando para controle de carga.

(a) (b)

140

As dimensões nominais dos corpos-de-prova para os ensaios de compressão

uniaxial foram de 100 mm de altura e 50 mm de diâmetro, satisfazendo a relação H/D

igual a 2,0.

A taxa de carregamento adotada para a realização do ensaio em corpos-de-prova

de pasta de cimento foi de 0,005 mm/min (0,1%/FS/min), a qual é costumeiramente

empregada pelo laboratório. Contudo, a taxa de carregamento aplicada no ensaio

realizado em corpos-de-prova de argamassa com fibras foi de 0,01 mm/min

(0,2%/FS/min), tornando o ensaio mais rápido e permitindo o monitoramento do

comportamento pré e pós-pico dos corpos-de-prova.

No total foram executados 8 ensaios de compressão uniaxial com medida de

módulo, sendo 3 corpos-de-prova de pasta de cimento (CUPC) e 5 corpos-de-prova de

argamassa com fibras de polipropileno (CUAP).

A Tabela 4.10 apresenta as características dos corpos-de-prova ensaiados à

compressão uniaxial.

Tabela 4.10 – Características dos corpos-de-prova ensaiados à compressão uniaxial.

CP D1 (mm) D2 (mm) H1 (mm) H2 (mm) D (mm) H (mm) H/D

CUPC-1 47,20 47,30 103,20 103,15 47,25 103,18 2,18

CUPC-2 47,50 47,30 102,45 102,40 47,40 102,43 2,16

CUPC-3 47,00 47,35 103,00 103,10 47,18 103,05 2,18

CUAP-1 47,35 47,15 103,40 103,50 47,25 103,45 2,19

CUAP-2 47,40 47,20 103,70 103,50 47,30 103,60 2,19

CUAP-3 47,20 47,45 103,50 103,40 47,33 103,45 2,19

CUAP-4 47,20 47,50 102,85 102,95 47,35 102,90 2,17

CUAP-5 47,20 47,50 103,55 103,70 47,35 103,63 2,19

D1,2: diâmetros medidos; D: valor médio dos diâmetros medidos; H1,2: alturas medidas; e

H: valor médio das alturas medidas.

A Figura 4.66 apresenta os corpos-de-prova de (a) pasta de cimento e (b)

argamassa com fibras após o ensaio de compressão uniaxial. Os corpos-de-prova de

pasta de cimento ao romperem se fragmentavam. Entretanto, os corpos-de-prova de

argamassa com fibras ao romperem não se fragmentavam, apenas apresentaram fissuras

141

no material compósito, apontando para a atuação das fibras de polipropileno, conforme

estudado no Capitulo 3.

Figura 4.66 – Corpo-de-prova de (a) pasta de cimento e (b) argamassa com fibras

após o ensaio de compressão uniaxial.

Tabela 4.11 apresenta os resultados dos corpos-de-prova ensaiados à compressão

uniaxial.

Tabela 4.11 – Resultados dos ensaios de compressão uniaxial.

CP Fmáx (kN) σc (MPa) E (GPa)

CUPC-1 83,8 47,8 28,7

CUPC-2 92,6 52,5 21,0

CUPC-3 88,8 50,8 25,0

CUAP-1 51,6 29,4 19,7

CUAP-2 63,2 35,9 21,8

CUAP-3 57,3 32,6 18,5

CUAP-4 56,6 32,2 22,9

CUAP-5 58,9 33,4 19,8

(a) (b)

142

A resistência à compressão dos corpos-de-prova de pasta de cimento variou de

46,8 a 52,5 MPa, com valor de σcmédio de 50,4 MPa, desvio padrão amostral de 2,4 MPa

e coeficiente de variação de 5%. Já resistência à compressão dos corpos-de-prova de

argamassa com fibras variou de 29,4 a 35,9 MPa, com valor de σcmédio de 32,7 MPa,

desvio padrão amostral de 2,4 MPa e coeficiente de variação de 7%.

Os resultados de resistência à compressão são superiores aos apresentados por

Magalhães (2005) para pasta de cimento (10,70 MPa), com traço em peso de

1,0:0,65:0,006 (cimento, água e aditivo) e para a argamassa com fibras (18,70 MPa),

com traço de 1,0:0,65:0,10:0,005:0,006 (cimento, água, areia, fibras e aditivo).

Sendo também superiores aos apresentados por Patrício e Barros (2005), os

quais ensaiaram argamassas de cimento, cal e areia, em duas diferentes proporções

(1:1:6 e 1:2:9) com fibras de polipropileno de 5 mm de comprimento. Os resultados de

resistência à compressão foram de 4,0 MPa e 2,1 MPa para os dois traços de argamassa

empregados, com volume de fibras de 0,5%.

Porém quando comparados com os valores resistência à compressão

apresentados por Puertas et al. (2005), verifica-se que os valores oscilaram dependendo

do tipo de cimento empregado em argamassas compostas por cimento e areia, com

fibras de polipropileno de 12 mm de comprimento, em fração volumétrica de 0,5%.

Utilizando cimento Portland com escória obtiveram 90,0 MPa, cimento Portland

48,2 MPa, cimento Portland com cinza volante 35,8 MPa e cimento Portland com

escória e cinza volante 31,2 MPa de resistência à compressão.

O módulo de elasticidade (E) foi obtido de acordo com a Norma NBR 8522/03:

Determinação dos módulos estáticos de elasticidade e de deformação e da curva tensão-

deformação.

Os corpos-de-prova de pasta de cimento apresentaram módulo de elasticidade

variando entre 21,0 e 28,7 GPa e valor médio igual a 24,9 GPa, desvio padrão amostral

de 3,9 GPa e coeficiente de variação de 15%. O módulo de elasticidade dos corpos-de-

prova de argamassa com fibras variou de 18,5 a 22,9 Gpa, com Emédio de 20,6 GPa,

desvio padrão amostral de 1,8 GPa e coeficiente de variação de 9%.

Figura 4.67 apresenta as curvas típicas de tensão-deformação geradas a partir da

realização dos ensaios de compressão uniaxial em corpos-de-prova de pasta de cimento

e argamassa com fibras.

143

Figura 4.67 – Curvas tensão-deformação típicas dos ensaios de compressão uniaxial para

corpos-de-prova de pasta de cimento (CUPC) e argamassa com fibras de polipropileno (CUAP).

Na Figura 4.67 observa-se que os corpos-de-prova de pasta de cimento

romperam de maneira brusca, com a fragmentação do mesmo, ao contrário dos corpos-

de-prova de argamassa com fibras de polipropileno. Com o aparecimento da superfície

de ruptura, ocorre um decréscimo da resistência do material compósito, após o pico no

gráfico tensão-deformação. O material compósito apresenta resistência residual

decrescente com o aumento da deformação.

De acordo com a revisão bibliográfica realizada sobre materiais compósitos no

Capítulo 3, as fibras promoveram a distribuição dos esforços internos pelo corpo-de-

prova, proporcionam a sustentação de resistência e aumentaram a sua capacidade de

deformação, retardando o colapso, melhorando as propriedades pós-pico.

Ensaios de compressão diametral

Os ensaios de compressão diametral (Ensaio Brasileiro) foram realizados na

mesma prensa utilizada para os ensaios de compressão uniaxial, no Laboratório de

Estruturas da COPPE/UFRJ, seguindo as recomendações da Norma NBR 7222/94:

144

Argamassa e concreto – Determinação da resistência a tração por compressão diametral

de corpos-de-prova cilíndricos.

O objetivo do ensaio foi a determinação das cargas de ruptura (Fmáx) e as

resistências à tração (σt,b) dos corpos-de-prova moldados com pasta de cimento e

argamassa com fibras.

Os corpos-de-prova utilizados apresentavam dimensões nominais de 25 mm de

altura e 50 mm de diâmetro, satisfazendo a relação H/D igual a 0,50. A taxa de

carregamento dos ensaios de compressão diametral foi igual a 0,5 mm/min. Para se

obter uma transferência uniformemente distribuída do carregamento ao longo da área

lateral do corpo-de-prova foram utilizados mordentes curvos de aço (Figura 4.68).

Figura 4.68 – Ensaio de compressão diametral com uso de mordentes curvos de aço.

No total foram executados 28 ensaios de compressão diametral, sendo

11 corpos-de-prova de pasta de cimento (CDPC) e 17 corpos-de-prova de argamassa

com fibras de polipropileno (CDAP).

A Tabela 4.12 apresenta as características dos corpos-de-prova ensaiados à

compressão diametral.

145

Tabela 4.12 – Características dos corpos-de-prova ensaiados à compressão diametral.

CP D1 (mm) D2 (mm) H1 (mm) H2 (mm) D (mm) H (mm) H/D

CDPC-1 47,35 47,35 25,55 25,50 47,35 25,53 0,54

CDPC-2 47,40 47,10 25,80 25,85 47,25 25,83 0,55

CDPC-3 47,50 47,40 25,30 25,60 47,45 25,45 0,54

CDPC-4 47,15 47,35 24,20 25,15 47,25 24,68 0,52

CDPC-5 47,15 47,40 24,30 24,40 47,28 24,35 0,52

CDPC-6 47,20 47,20 24,90 24,85 47,20 24,88 0,53

CDPC-7 47,10 47,40 25,50 25,35 47,25 25,43 0,54

CDPC-8 47,20 47,40 26,10 26,05 47,30 26,08 0,55

CDPC-9 47,20 47,40 25,50 25,70 47,30 25,60 0,54

CDPC-10 47,10 47,35 24,90 25,00 47,23 24,95 0,53

CDPC-11 47,15 47,20 25,60 25,65 47,18 25,63 0,54

CDAP-1 47,30 47,35 25,50 24,80 47,33 25,15 0,53

CDAP-2 47,50 47,30 25,30 25,35 47,40 25,33 0,53

CDAP-3 47,20 47,50 25,25 25,40 47,35 25,33 0,53

CDAP-4 47,40 47,35 25,60 25,50 47,38 25,55 0,54

CDAP-5 47,40 47,20 25,25 25,30 47,30 25,28 0,53

CDAP-6 47,30 47,40 25,40 25,45 47,35 25,43 0,54

CDAP-7 47,20 47,40 25,40 25,30 47,30 25,35 0,54

CDAP-8 47,35 47,25 25,35 25,60 47,30 25,48 0,54

CDAP-9 47,35 47,45 26,80 25,35 47,40 26,08 0,55

CDAP-10 47,40 47,20 25,45 25,50 47,30 25,48 0,54

CDAP-11 47,40 47,10 25,65 25,50 47,25 25,58 0,54

CDAP-12 47,10 47,40 25,30 25,25 47,25 25,28 0,53

CDAP-13 47,20 47,40 25,55 25,45 47,30 25,50 0,54

CDAP-14 47,20 47,15 25,55 25,55 47,18 25,55 0,54

CDAP-15 47,50 47,30 25,55 25,20 47,40 25,38 0,54

CDAP-16 47,35 47,00 25,60 25,70 47,18 25,65 0,54

CDAP-17 47,40 47,60 25,60 25,55 47,50 25,58 0,54

D1,2: diâmetros medidos; D: valor médio dos diâmetros medidos; H1,2: alturas medidas; e

H: valor médio das alturas medidas.

A Figura 4.69 apresenta os corpos-de-prova de (a) pasta de cimento e

(b) argamassa com fibras após o ensaio de compressão diametral.

146

Figura 4.69 – Corpo-de-prova de (a) pasta de cimento e (b) argamassa com fibras

após ensaio de compressão diametral.

Os corpos-de-prova de pasta de cimento ao romperem se partiam em duas partes,

as quais apresentavam superfícies lisas. No entanto, os corpos-de-prova de argamassa

com fibras ao romperem não se partiam, mas uma fissura marcante atravessava o

material compósito. Nessa fissura, as fibras eram visíveis, “costurando” e restringindo a

fragmentação do corpo-de-prova, além de distribuírem os esforços internos pelo corpo-

de-prova e aumentarem a sua capacidade de deformação, conforme estudado no

Capitulo 3.

A Tabela 4.13 apresenta os resultados dos corpos-de-prova ensaiados à

compressão diametral.

(a) (b)

147

Tabela 4.13 – Resultados dos ensaios de compressão diametral.

CP Fmáx (kN) σt,b (MPa)

CDPC-1 5,7 3,0

CDPC-2 4,8 2,5

CDPC-3 8,1 4,3

CDPC-4 5,0 2,7

CDPC-5 5,2 2,9

CDPC-6 5,7 3,1

CDPC-7 5,4 2,9

CDPC-8 6,4 3,3

CDPC-9 4,8 2,5

CDPC-10 6,5 3,5

CDPC-11 6,5 3,4

CDAP-1 5,6 3,0

CDAP-2 5,8 3,1

CDAP-3 5,8 3,1

CDAP-4 5,7 3,0

CDAP-5 5,5 2,9

CDAP-6 7,7 4,1

CDAP-7 5,4 2,8

CDAP-8 4,3 2,3

CDAP-9 5,7 2,9

CDAP-10 4,5 2,4

CDAP-11 5,2 2,7

CDAP-12 5,3 2,8

CDAP-13 5,3 2,8

CDAP-14 6,2 3,3

CDAP-15 5,5 2,9

CDAP-16 4,5 2,4

CDAP-17 4,5 2,3

O valor médio da resistência à tração dos corpos-de-prova de pasta de cimento

foi calculado desconsiderando os corpos-de-prova denominados CDPC-2, CDPC-3 e

CDPC-9. A resistência à tração dos corpos-de-prova considerados variou de 2,7 a 3,5

MPa, com valor de σt,bmédio de 3,1 MPa, desvio padrão amostral de 0,3 MPa e

coeficiente de variação de 9%.

O cálculo do valor médio da resistência à tração dos corpos-de-prova de

argamassa com fibras foi calculado desconsiderando o corpo-de-prova denominado

CDAP-6. A variação da resistência à tração dos corpos-de-prova considerados foi de

148

2,3 a 3,3 MPa, com valor de σt,bmédio de 2,8 MPa, desvio padrão amostral de 0,3 MPa e

coeficiente de variação de 10%.

Os resultados de resistência à tração são superiores aos apresentados por

Magalhães (2005) para pasta de cimento (0,89 MPa), com traço em peso de

1,0:0,65:0,006 (cimento, água e aditivo) e para a argamassa com fibras (1,36 MPa), com

traço de 1,0:0,65:0,10:0,005:0,006 (cimento, água, areia, fibras e aditivo).

Sendo também superiores aos apresentados por Patrício e Barros (2005), os

quais ensaiaram argamassas de cimento, cal e areia, em duas diferentes proporções

(1:1:6 e 1:2:9) com fibras de polipropileno de 5 mm de comprimento. Os resultados de

resistência à tração foram de 0,34 MPa e 0,18 MPa para os dois traços de argamassa

empregados, com volume de fibras de 0,5%.

Do mesmo modo, os resultados de resistência à tração são superiores aos

apresentados por Cortez (1999) para argamassa de cimento, cal e areia, reforçadas com

teor de fibras de 500g/cm³ em três diferentes comprimentos, sendo igual a 0,35 MPa

para fibras de 10 mm, 0,37 MPa para fibras de 20 mm e 0,44 MPa para fibras de

40 mm.

Porém são inferiores aos apresentados por Puertas et al. (2005), os quais

oscilaram dependendo do tipo de cimento empregado em argamassas compostas por

cimento e areia, com fibras de polipropileno de 12 mm de comprimento, em fração

volumétrica de 0,5%. Utilizando cimento Portland com escória obteveram 7,6 MPa,

cimento Portland 7,5 MPa, cimento Portland com cinza volante 6,1 MPa e cimento

Portland com escória e cinza volante 4,8 MPa de resistência à tração.

Figura 4.70 apresenta as curvas carga-deslocamento do pistão típicas do ensaio

de compressão diametral, para corpos-de-prova de pasta de cimento e argamassa com

fibras de polipropileno.

149

Figura 4.70 – Curvas típicas carga-deslocamento do pistão dos ensaios de compressão diametral

para pasta de cimento (CDPC) e argamassa com fibras de polipropileno (CDAP).

Na Figura 4.70 constata-se que os corpos-de-prova de pasta de cimento

romperam de maneira brusca. Entretanto, os corpos-de-prova de argamassa com fibras

não romperam de modo frágil. O material compósito apresentou resistência residual,

indicando a influência das fibras na melhoria das condições pós-pico do corpo-de-prova,

conforme abordado no Capítulo 3.

0,00

1,00

2,00

3,00

4,00

5,00

6,00

7,00

0,00 0,20 0,40 0,60 0,80 1,00 1,20 1,40

Ca

rga

(k

N)

Deslocamento do pistão (mm)

CDPC

CDAP

150

Capítulo 5 APRESENTAÇÃO E ANÁLISE

DOS RESULTADOS


Neste capítulo, inicialmente, são apresentadas algumas informações, as quais são

relevantes para permitir a obtenção dos parâmetros de resistência dos grampos e

distribuição dos carregamentos a partir dos ensaios de campo, bem como suas análises.

Posteriormente, são expostos os resultados dos ensaios de campo, sendo eles:

ensaios de arrancamento em grampos convencionais e ensaios de empurramento em

grampos não convencionais. São apresentadas as curvas carga-deslocamento desses

ensaios e são destacados aspectos de comportamento e problemas ocorridos durante a

sua realização. Os valores de resistência (qs) obtidos a partir dessas curvas são

apresentados e discutidos, comparados entre si e com outros resultados presentes na

literatura para grampos executados em solo residual jovem e em alteração de rocha

gnaisse.

Em seguida, são apresentadas e analisadas as curvas de distribuição de carga ao

longo do comprimento dos grampos, obtidas a partir dos ensaios de campo, através do

monitoramento com strain gages. As constatações apresentadas por outros autores,

quanto à distribuição do carregamento em grampos instrumentados, são apresentadas e

confrontadas com os resultados obtidos.

Por fim, é realizada uma análise da exumação dos grampos convencionais e não

convencionais. As observações de exumações realizadas por distintos autores são

comparadas com as constatações provindas da exumação executada nesta pesquisa.

5.2 Informações relevantes

Para permitir o processamento e as análises dos ensaios de campo é importante

apresentar as características dos grampos convencionais e não convencionais, as

calibrações dos equipamentos utilizados em campo e as equações utilizadas para os

cálculos dos ensaios de campo.

151

Características dos grampos

Os grampos convencionais atravessaram uma primeira camada de solo residual

jovem e atingiram um material de transição para alteração de rocha gnáissica. Os

grampos não convencionais foram executados integralmente em solo residual jovem de

gnaisse.

O comprimento e o diâmetro adotados para os cálculos dos grampos

convencionais foram de 4,0 m e 0,10 m, iguais aos valores nominais de projeto,

independente das variações observadas na exumação.

O comprimento adotado para os cálculos dos grampos não convencionais foi o

real, dado pela exumação dos mesmos, visto que todos foram retirados do talude e

devidamente medidos. O diâmetro adotado foi de 0,10 m, sendo o diâmetro nominal de

projeto, embora tenham sido constatadas variações localizadas durante a exumação.

A Tabela 5.1 apresenta as características dos grampos convencionais (GC) e não

convencionais (GP), as quais são relevantes para os cálculos da resistência dos grampos.

Tabela 5.1 – Características dos grampos convencionais e não convencionais.

Grampo Instrumentado

(strain gages)

Diâmetro

nominal

D (m)

Comprimento

nominal

(m)

Trecho

livre (m)

Trecho

injetado

La (m)

GC-1 e GC-6 Não 0,10 4,00 1,00 3,00

GC-2 a GC-5 Sim 0,10 4,00 1,00 3,00

GP 1-1 Sim 0,10 1,00 - 1,10

GP 1-2 Sim 0,10 1,00 - 1,15

GP 2-1 Sim 0,10 2,00 - 2,00

GP 2-2 Sim 0,10 2,00 - 2,10

GP 2-3 Sim 0,10 2,00 - 2,20

GP 2-4 Sim 0,10 2,00 - 2,20

Calibrações

As calibrações dos equipamentos utilizados em campo encontram-se no Anexo 1

desta dissertação. A Tabela 5.2 apresenta as equações provindas destas calibrações.

152

Tabela 5.2 – Equações provindas das calibrações dos equipamentos.

Equipamento Equação

Conj. Macaco bomba – 1000 kN (M) FM (kN) = ((LeituraM kgf/cm²) . (133,0 cm²)) . 0,0098

Conj. Macaco bomba – 600 kN (M) FM (kN) = ((LeituraM kgf/cm²) . (82,2 cm²)) . 0,0098

Célula de carga (CC) LeituraCC (kN) = ((LeituraCCVolts) . (33,57 kgf/Volts)) . 0,0098

LVDT 1 LeituraLVDT 1 (mm) = -10,321 . (LeituraLVDT1 Volts) + 102,81

LVDT 2 LeituraLVDT 2 (mm) = -10,292 . (LeituraLVDT2 Volts) + 101,89

Strain gage FS = 2,10

Os incrementos de carga fornecidos pelo conjunto macaco hidráulico-bomba-

manômetro, durante a realização dos ensaios de campo eram visualizados em kgf/cm²

no manômetro acoplado à bomba.

As calibrações da célula de carga e dos medidores elétricos de deslocamento

(LVDT) foram realizadas no laboratório de estruturas da COPPE/UFRJ e apresentaram

equações simples. O fator de sensibilidade (FS) dos strain gages utilizados foi fornecido

pelo fabricante.

Durante a execução de todos os ensaios de campo foram registradas, em uma

planilha Excel, as leituras da célula de carga e dos medidores de deslocamento a cada

incremento de carga do macaco hidráulico lido no manômetro da bomba. Esse

procedimento foi adotado para permitir o acompanhamento das curvas carga-

deslocamento de cada grampo convencional e não convencional, e também para

assegurar o registro dos dados, visto que o programa do sistema de aquisição de dados

só permitia a gravação após o termino do ensaio.

Equações

Os dados dos ensaios de campo encontravam-se em unidades voltagem. A partir

das equações apresentadas na Tabela 5.3, as leituras da célula de carga, dos medidores

elétricos de deslocamento (LVDT) e dos strain gages foram transformados em unidades

de carga (kN), deslocamento (mm) e deformação, respectivamente.

153

Tabela 5.3 – Processamento dos ensaios de campo. Equações utilizadas

Car

ga

FCC (kN) = (LeituraCC Volts – LeituraCC inicial Volts) . (Fator CC kgf/Volts)

101,94

FM (KN) = (LeituraM kgf/cm²) . (AM cm²)

101,94

Sendo: AM a área da superfície de atuação do êmbolo do macaco de 1000 kN = 133,0 cm²

AM a área da superfície de atuação do êmbolo do macaco de 600 kN = 82,2 cm²

Des

loca

men

to

LeituraLVTD (mm) = (LeituraLVDT Volts) . (Fator mm/Volts) + (Constante mm)

Média LeituraLVDT (mm) = (LeituraLVDT 1 mm) + (LeituraLVDT 2 mm)

2

Deslocamento (mm) = (Média LeituraLVDT mm) – (Média LeituraLVDT inicial mm)

Deslocamento (mm) = (Deslocamento mm) – (Deslocamento inicial mm)

Def

orm

ação

ε = (4 . ∆L)

(Vexc + 2 . ∆L) . FS

ε = 4 . ((LeituraSG Volts) – (LeituraSG incial Volts))

(10 + 2 . (LeituraSG Volts – LeituraSG incial Volts)) . 2,10

Sendo: Vexc a voltagem de excitação da Ponte de Wheatstone = 10 Volts

FS o fator de sensibilidade do strain gage = 2,10

σ = E . ε

Sendo: EGC o módulo de elasticidade da barra de aço = 210 GPa

EGP o módulo de elasticidade da argamassa com fibras = 20,6 GPa

F = A . E . ε

Sendo: AGC a área da seção transversal da barra de aço = 804 mm²

AGP a área da seção transversal do grampo com fibras = 7854 mm²

5.3 Resultados dos ensaios de arrancamento

Os resultados dos ensaios de arrancamento dos grampos convencionais são aqui

apresentados, bem como as observações e os problemas ocorridos durante a execução

154

dos mesmos. Na sequência, é realizada uma comparação com alguns outros ensaios de

arrancamento disponíveis na literatura, quanto ao comportamento das curvas carga-

deslocamento e valores de resistência ao arrancamento (qs) de grampos em solo residual

jovem e alteração de rocha gnáissica. Todos os grampos foram ensaiados com o

conjunto macaco hidráulico-bomba-manômetro com capacidade de 1000 kN

(100 toneladas).

5.3.1 Curvas carga-deslocamento dos grampos convencionais

Através das curvas carga-deslocamento dos grampos convencionais observa-se

que as cargas atingidas em todos os ensaios de arrancamento foram superiores a

464 kN, sendo mais elevadas que a carga de escoamento (400 kN) e de ruptura (440 kN)

das barras de aço Gewi utilizadas na composição dos grampos convencionais.

Os valores de carga de escoamento e de ruptura para tais barras foram obtidos do

catálogo do fabricante e são apresentados juntamente com outras características no

Capítulo 4. De acordo com as informações do fabricante, as barras teriam escoado e

rompido durante a realização dos ensaios de arrancamento dos grampos convencionais.

Porém as barras aço permaneceram integras e os grampos convencionais também,

conforme verificado na exumação, indicando que a ruptura ocorreu por meio do

arrancamento dos grampos no contato solo-grampo.

Os ensaios de arrancamento dos grampos convencionais GC-1 e GC-2

forneceram resultados que possibilitaram a obtenção de curvas carga-deslocamento,

com estágios de carregamento e descarregamento.

As curvas carga-deslocamento com os valores lidos no manômetro do conjunto

macaco-bomba-manômetro e pela célula de carga apresentaram o mesmo

comportamento para os grampos convencionais GC-1 e GC-2.

As Figuras 5.1 e 5.2 apresentam as curvas carga-deslocamento dos grampos

convencionais GC-1 e GC-2. São apresentadas as curvas carga-deslocamento fornecidas

pelo manômetro do conjunto macaco hidráulico-bomba-manômetro e pela célula de

carga.

155

(a) Carga medida pela célula de carga.

(b) Carga medida pelo manômetro do conjunto macaco-bomba-manômetro.

Figura 5.1 – Curvas carga-deslocamento do GC-1.

0

100

200

300

400

500

600

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45

Ca

rga

(k

N)

Deslocamento (mm)

0

100

200

300

400

500

600

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45

Ca

rga

(k

N)

Deslocamento (mm)

156

(a) Carga medida pela célula de carga.

(b) Carga medida pelo manômetro do conjunto macaco-bomba-manômetro.

Figura 5.2 – Curvas carga-deslocamento do GC-2.

Durante a execução do ensaio de arrancamento do grampo convencional GC-3

houve queda de energia elétrica provinda da rede externa. Com isso, as leituras dos

dados em arquivo de texto (.txt) não foram gravadas pelo sistema de aquisição de dados.

0

100

200

300

400

500

600

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45

Ca

rga

(k

N)

Deslocamento (mm)

0

100

200

300

400

500

600

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45

Ca

rga

(k

N)

Deslocamento (mm)

157

Sendo assim, os cálculos, do ensaio realizado para esse grampo, foram obtidos a partir

de leituras pontuais das unidades de voltagem dos equipamentos instalados, a cada

incremento de carga dado pelo conjunto macaco hidráulico-bomba-manômetro. Tais

leituras foram digitadas em uma planilha Excel, durante a execução do ensaio. A Figura

5.3 apresenta a curva carga-deslocamento do grampo convencional GC-3, obtida através

do ensaio de arrancamento.

Figura 5.3 – Curva carga-deslocamento do GC-3.

O ensaio de arrancamento realizado no grampo convencional GC-4 não foi

finalizado, devido à necessidade de interrupção, dado por um desnível na parede de

concreto, o qual ocasionou a má fixação dos equipamentos. A barra de aço do grampo

sofreu uma flexão no sentido de um vão existente na parede, vindo a causar

interferência no resultado do ensaio do grampo. O ensaio foi interrompido com carga

aplicada de 300 kN, pois a curva apresentou um comportamento fora do padrão, de

200 a 300 kN. Assim, foram utilizadas as leituras iniciais até 200 kN do ensaio e a curva

carga-deslocamento foi extrapolada, com base no comportamento médio dos demais

grampos, com a geração de uma linha de tendência polinomial ajustada à curva inicial

do grampo G-4. A Figura 5.4 apresenta a curva carga-deslocamento do grampo

convencional GC-4.

0

100

200

300

400

500

600

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45

Ca

rga

(k

N)

Deslocamento (mm)

158


Da mesma forma que para o GC-3, durante a execução do ensaio de

arrancamento do grampo convencional GC-5 houve queda de energia elétrica provinda

da rede externa. Com isso, as leituras dos dados em arquivo de texto (.txt) não foram

gravadas pelo sistema de aquisição de dados. Sendo assim, os cálculos do ensaio

realizado para esse grampo foram obtidos a partir de leituras pontuais das unidades de

voltagem dos equipamentos instalados, a cada incremento de carga dado pelo conjunto

macaco hidráulico-bomba-manômetro. Tais leituras foram digitadas em uma planilha

Excel, durante a execução do ensaio. A Figura 5.5 apresenta a curva carga-

deslocamento do grampo convencional GC-5.

Após a realização do ensaio no grampo convencional GC-6 foi constatado que a

célula de carga apresentou problemas durante a realização do ensaio e não registrou a

incorporação de carga dada pelo macaco hidráulico. Sendo assim, a curva carga-

deslocamento, apresentada para esse grampo foi realizada com as leituras registradas

dos medidores de deslocamento para cada incremento de carga lido no manômetro

conjunto macaco hidráulico-bomba-manômetro. A Figura 4.6 apresenta a curva carga-

deslocamento do grampo convencional GC-6.

0

100

200

300

400

500

600

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45

Ca

rga

(k

N)

Deslocamento (mm)

159



As curvas carga-deslocamento dos grampos convencionais apresentam um

comportamento típico, com modo de ruptura dúctil, como mostra a Figura 5.7.

0

100

200

300

400

500

600

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45

Ca

rga

(k

N)

Deslocamento (mm)

0

100

200

300

400

500

600

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45

Ca

rga

(k

N)

Deslocamento (mm)

160

Figura 5.7 – Curvas carga-deslocamento dos grampos convencionais (GC).

Na Figura 5.7 é possível perceber que todas as curvas carga-deslocamento dos

grampos convencionais podem ser divididas em três regiões bem definidas: (i) a

primeira região é aproximadamente retilínea, a qual pode estar associada à mobilização

de resistência por adesão do grampo ao solo; (ii) a segunda região é curva e corresponde

a perda progressiva da adesão e mobilização de resistência por atrito ou embricamento

mecânico; e (iii) a terceira região pode representar a resistência por cisalhamento do

grampo. Apenas os grampos GC-1 e GC-2 apresentam uma quarta região, a qual se

refere ao descarregamento do grampo após atingida a resistência máxima.

A Figura 5.8 apresenta uma curva típica de carga-deslocamento, com as quatro

regiões identificadas, correspondente ao grampo GC-1.

0

100

200

300

400

500

600

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45

Ca

rga

(k

N)

Deslocamento (mm)

GC-1

GC-2

GC-3

GC-4

GC-5

GC-6

161

Figura 5.8 – Regiões típicas da curva carga-deslocamento do GC-1.

O modo de ruptura dúctil também foi constatado por Magalhães (2005) e Leite

(2007). Cada autor realizou dois ensaios de arrancamento em grampos convencionais,

obtendo as curvas carga-deslocamento.

Contudo, Proto Silva (2005) ao realizar oito ensaios de arrancamento de

grampos, obteve sete curvas carga-deslocamento com modo de ruptura frágil (pico) e

um ensaio não finalizado, pois a carga aplicada alcançou valores próximos do limite de

trabalho da célula de carga. Igualmente, França (2007) ao realizar quatorze ensaios de

arrancamento de grampos executados em laboratório obteve curvas carga-deslocamento

com modo de ruptura frágil (pico) para todos os grampos ensaiados.

Entretanto, Springer (2006) ao ensaiar vinte e cinco grampos convencionais ao

arrancamento verificou que alguns grampos apresentaram curvas carga-deslocamento,

com a presença de três a quatro retas bem definidas, e com modo de ruptura dúctil.

Outros grampos apresentaram ruptura brusca, caracterizada como frágil. Alguns ensaios

foram interrompidos por excesso de deslocamento e outros para evitar danos à célula de

carga, dado pelo seu limite de utilização. Feijó (2007) ao executar vinte ensaios de

arrancamento em grampos convencionais, constatou também que alguns grampos

apresentaram curvas com modo de ruptura dúctil, e outros com modo de ruptura frágil

(pico).

0

100

200

300

400

500

600

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45

Ca

rga

(k

N)

Deslocamento (mm)

Região I

Região II

Região III

Região IV

162

Do mesmo modo, Silva et al. (2010) ao ensaiarem dezoito grampos

convencionais ao arrancamento, constataram que alguns grampos apresentaram curvas

carga-deslocamento com modo de ruptura dúctil, e outros com modo de ruptura frágil

(pico).

5.3.2 Resistência ao arrancamento dos grampos convencionais

A resistência ao arrancamento (qs) dos grampos convencionais (GC-1, GC-2,

GC-3, GC-4, GC-5 e GC-6) foi determinada com o valor da força máxima (Fmáx) de

cada ensaio, do diâmetro do grampo (D) e do comprimento ancorado ou trecho injetado

(La), conforme Equação 2.1 apresentada no Capítulo 2. A Tabela 5.4 resume os

resultados dos ensaios de arrancamento para os seis grampos convencionais.

Os valores de força máxima dos seis grampos convencionais foram

determinados a partir das curvas carga-deslocamento, com as leituras de carga lidas no

manômetro do conjunto macaco hidráulico-bomba-manômetro.

Para os grampos GC-1 e GC-2, as curvas carga-deslocamento, com as leituras

fornecidas pela célula de carga, foram utilizadas para a definição dos deslocamentos

relativos ao início do trecho em que esses grampos não incorporaram mais carga

considerável. Com esses deslocamentos foram obtidas as forças máximas nas curvas

carga-deslocamento, com as leituras de carga lidas no manômetro do conjunto macaco

hidráulico-bomba-manômetro.

Para os grampos GC-3, GC-4, GC-5 e GC-6 o valor da força máxima foi obtido

no trecho da curva-deslocamento quando os mesmos deslocavam-se sem que houvesse

um incremento de carga considerável medida pelo manômetro do conjunto macaco

hidráulico-bomba-manômetro.

Tabela 5.4 – Resultados dos ensaios de arrancamento em grampos convencionais.

Grampo

convencional

Fmáx

(kN)

Desl.

(mm)

qs

(kPa)

Modo de

Ruptura

GC-1 478 27,4 507 Dúctil

GC-2 503 26,1 534 Dúctil

GC-3 490 30,9 520 Dúctil

GC-4 480 27,2 509 Dúctil

GC-5 464 30,9 493 Dúctil

GC-6 503 31,6 534 Dúctil

163

A Figura 5.9 apresenta um histograma de valores de resistência ao arrancamento

dos grampos convencionais.

Figura 5.9 – Resistência ao arrancamento dos grampos convencionais.

A partir dos resultados dos ensaios de arrancamento, para os grampos

convencionais, verifica-se que os valores de resistência (qs) variaram de 493 a 534 kPa,

com valor de qsmédio de 516 kPa, desvio padrão amostral de 16 kPa e coeficiente de

variação de 3%.

Os valores de resistência (qs) para os grampos convencionais foram comparados

com outros valores da literatura nacional, executados em diferentes locais, com

presença de solos classificados como residual jovem e rocha alterada de gnaisse. A

Tabela 5.5 resume os resultados dos ensaios de arrancamento de Ortigão et al. (1992),

Azambuja et al. (2001), Soares e Gomes (2003), Proto Silva (2005), Magalhães (2005),

Springer (2006), Feijó (2007) e Silva et al. (2010).

534

493

509

520

534

507

0 100 200 300 400 500 600

Resistência ao arrancamento – qs (kPa)

Gra

mp

os

con

ve

nci

on

ais

(G

C)

GC-1

GC-2

GC-3

GC-4

GC-5

GC-6

164

Tabela 5.5 – Resultados dos ensaios de arrancamento de Ortigão et al. (1992),

Azambuja et al. (2001), Soares e Gomes (2003), Proto Silva (2005), Magalhães (2005),

Springer (2006), Feijó (2007) e Silva et al. (2010).

Autoria Grampo Solo Fmáx (kN) Desl. (mm) qs (kPa)

Ortigão et

al. (1992)

G1 SR

arenoso

- - 250

G2 - - 250

G3 - - 250

Azambuja

et al.

(2001)

G1

SR

paragnaisse

- 6,50 260

G2 - 7,80 264

G3 - 15,76 261

G4 - 9,30 270

G5 - 5,40 210

G6 - 10,73 204

Soares e

Gomes

(2003)

G1

SR

silte arenoso

- - 269

G2 - - 282

G3 - - 374

G4 - - 310

G5 - - 262

G6 - - -

Proto

Silva

(2005)

G1 SR argila arenosa - - -

G2

SR

areia argilosa

117,4 - 166

G3 150,4 - 216

G4 168,2 - 249

G5 190,1 - 269

G6 198,3 - 280

G7 182,8 - 258

G8 185,6 - 263

Magalhães

(2005)

GC 11 SRM-SRJ 102 22,8 123

GC 21 SRJ 206 22,6 250

Springer

(2006)

FV-02

SRJ

152 24 159

FV-03 161 22 168

M1-15 168 32 200

M1-16 194 18 231

M1-17 176 17 211

M1-18 135 28 162

M1-19 AR

173 - 206

M1-20 168 - 200

165

Feijó

(2007)

G1 e G2 SR

silte arenoso de

alta plasticidade

- - 145

G3 e G4 - - 185

G5 e G6 - - 295

G7 e G8 - - 205

G9 e G10

SR

areia siltosa sem

plasticidade

- - 108

G11 e G12 - - 195

G13 e G14 - - 148

G15 e G16 - - 120

G17 e G18 - - 248

G19 e G20 - - 190

Silva et al.

(2010)

G1

AR

silte arenoso

110 14,2 153

G2 152 20,7 212

G3 121 28,5 169

G4 125 18,8 174

G5 148 15,4 206

G6 115 21,6 160

G7 112 24,8 156

G8 127 29,4 177

G9 125 21,8 173

Ortigão et al. (1992) ao executarem três ensaios de arrancamento em grampos,

instalados em solo residual arenoso (SR), em uma encosta localizada no Morro da

Formiga, RJ, encontraram valores de qs ligeiramente superiores a 250 kPa, sendo esse o

valor adotado para projeto. Todos os grampos apresentavam trecho livre de 1,0 m e

trecho injetado de 3,0 m, com inclinação de 20o.

Azambuja et al. (2001) ao realizarem seis ensaios de arrancamento, em solo

residual de paragnaisse (SRP), em pontos com cotas distintas, em um sistema de

contenção em solo grampeado na cidade de Porto Alegre, RS, obtiveram os valores de

qs listados na Tabela 5.5. Todos os grampos ensaiados apresentavam trecho livre e

trecho injetado, porém seus comprimentos não foram divulgados no artigo. As barras de

aço utilizadas para os grampos ensaiados apresentavam menor comprimento do que as

utilizadas na obra, com inclinação de 11 o (5h:1v).

Soares e Gomes (2003), em ensaios de arrancamento de seis grampos situados

em solo residual silto-arenoso (SR), em um talude rodoviário localizado a montante da

Usina Nuclear de Angra dos Reis, RJ, obtiveram os valores de qs apresentados na

Tabela 5.5. Os grampos G1 a G4 apresentavam trecho livre de 3,0 m e trecho injetado

166

de 3,0 m, e os grampos G5 e G6 apresentavam trecho livre de 1,0 m e trecho injetado de

5,0 m, todos com inclinação de 25o.

Proto Silva (2005) ao realizar oito ensaios de arrancamento de grampos em

quatro cotas distintas de um talude de solo residual de gnaisse (SR), sendo os grampos

G1 e G2 situados na cota 35,0 m, em solo residual argilo-arenoso, os grampos G3 e G4

situados na cota 27,0 m, os grampos G5 e G6 situados na cota 21,0 m e os grampos G7

e G8 situados na cota 17,5 m, todos em solo residual areno-argiloso, na cidade de

Niterói, RJ, obteve os valores de qs apresentados na Tabela 5.5. Todos os grampos

apresentavam trecho livre de 1,0 m e trecho injetado de 3,0 m, com inclinação de 11o.

Magalhães (2005) ensaiou dois grampos convencionais ao arrancamento, em

duas cotas diferentes de um talude, sendo o grampo GC11 em transição de solo residual

maduro para jovem (SRM-SRJ) e o grampo GC21 em solo residual jovem de gnaisse

(SRJ), na mesma obra de Proto Silva (2005) em Niterói, RJ, obtendo os valores de qs

dispostos na Tabela 5.5. Os grampos apresentavam trecho livre de 0,5 m e trecho

injetado de 3,5 m, com inclinação de 10o.

Springer (2006), ao realizar ensaios de arrancamento em grampos

convencionais, situados em solo residual jovem de gnaisse (SRJ) e em alteração de

rocha de gnaisse (AR), na cidade de Niterói, RJ, chegou aos valores de qs apresentados

na Tabela 5.5. Os resultados dos ensaios nos grampos FV-02 e FV-03, em SRJ, foram

muito parecidos, as curvas carga-deslocamento foram praticamente coincidentes e as

cargas de ruptura muito próximas. Os grampos M1-15 a M1-18 também em SRJ

apresentam resultados semelhantes entre si. Os grampos M1-19 e M1-20 apresentaram

praticamente os mesmos resultados, as curvas carga-deslocamento foram coincidentes e

as cargas de ruptura muito próximas, sendo estes em alteração de rocha gnaisse (AR).

Todos os grampos apresentavam trecho livre de 1,0 m e trecho injetado de 3,0 m, com

inclinação de 10o.

Feijó (2007) executou vinte ensaios de arrancamento em grampos convencionais

situados em solo residual gnáissico não saturado (SR), no Rio de Janeiro. Os grampos

G1 a G8 encontravam-se em um solo caracterizado como biotita-gnaisse, em

Jacarepaguá, sendo os G1 a G4 situados na cota -1,0 m e os grampos G5 a G8 situados

na cota -2,0 m. Os grampos G9 a G20 encontravam-se em gnaisse-leptinítico, sendo os

grampos G9 a G12 situados na cota -5,0 m, os grampos G13 a G16 situados na cota

-10,0 m e os grampos G17 a G20 situados na cota -15,0 m, todos em Laranjeiras. Os

valores de qsmédio obtidos são apresentados na Tabela 5.5. Os grampos apresentavam

167

trecho livre de 2,0 m e trecho injetado de 3,0 e 6,0 m, com inclinação de 15o. Os

mesmos foram posicionados mantendo-se uma distância mínima horizontal de 2,0 m

entre si.

Silva et al. (2010) realizaram nove ensaios de arrancamento em grampos

situados em um perfil de alteração de gnaisse (AR), na linha L5 e cota -5,0 m, descrito

como sendo um solo silto-arenoso, amarelo e cinza claro, em uma obra em Osasco, SP.

Os valores de qs são apresentados na Tabela 5.5. Todos os grampos foram executados

com trecho livre de 1,0 m e trecho injetado de 3,0 m, com inclinação de 10o e diferentes

metodologias executivas, variando-se o número de injeções (0, 1, 2 e 3) após a execução

da bainha (preenchimento da cavidade escavada).

Os resultados dos ensaios de arrancamento desta pesquisa forneceram valores de

resistência ao arrancamento (qs) superiores aos apresentados na literatura para solos

com denominação semelhante, mas com características distintas.

Os elevados valores de resistência, com qsmédio de 516 kPa, justificam-se devido

ao material do talude, composto por: (i) um solo muito resistente e pouco

intemperizado, com a foliação da rocha preservada, denominado por solo residual

jovem de gnaisse, nos primeiros 3,0 m da face do talude; e (ii) um material de transição

para alteração de rocha gnaisse, a partir de 3,0 m da face do talude. Ambos os materiais

apresentaram altos valores de ângulo de atrito (φ=37o e φ=54o) e coesão próxima de

zero, conforme os resultados obtidos através dos ensaios de laboratório.

A variação dos valores de qs encontrados para os grampos convencionais, de

493 a 534 kPa, deve-se a heterogeneidade do solo que compõe o talude, visivelmente

constatada durante a exumação pela diferença de coloração.

O grampo convencional GC-5 foi o que apresentou o menor valor de

resistência, igual a 493 kPa. A exumação desse grampo não justificou o menor valor de

qs, pois não foi perceptível uma alteração relevante no grampo e no solo.

Todos os contatos solo-grampo mostraram adesão perfeita, com excelente

ligação da pasta de cimento com o solo circundante, corroborada pela exumação dos

grampos. A exumação também confirmou que as barras de aço dos grampos

convencionais não escoaram nem romperam, evidenciando que o arrancamento dos

grampos se deu no contato solo-grampo.

168

A qualidade da adesão solo-grampo e a elevada resistência do solo residual

jovem e de transição são responsáveis pelos altos valores de resistência ao

arrancamento.

5.4 Resultados dos ensaios de empurramento

Os resultados dos ensaios de empurramento realizados em grampos não

convencionais são aqui apresentados, bem como as observações e os problemas

ocorridos durante a execução dos mesmos. Na sequência, é realizada uma comparação

com outros valores de resistência ao arrancamento (qs) obtidos através de ensaios de

arrancamento realizados em grampos com fibras de polipropileno.

O ensaio de empurramento buscou refletir os mesmos princípios do ensaio de

arrancamento, tendo uma das extremidades livre no interior do talude e outra na face,

onde as solicitações são impostas. Adotou-se como hipótese básica que a solicitação por

empurramento é capaz de oferecer uma resistência ao cisalhamento do grampo em

contato com o solo igual à resistência ao arrancamento (qs), determinada pelo ensaio

padrão de arrancamento de grampos, conforme Capítulo 2.

Assim, a resistência obtida com o ensaio de empurramento por meio da

compressão aplicada na cabeça dos grampos com fibras de polipropileno é considerada

a resistência de interface solo-grampo, denominada de resistência ao arrancamento (qs).

Como resultados dos ensaios de empurramento foram obtidas as resistências ao

arrancamento (qs) dos grampos não convencionais e a distribuição do carregamento ao

longo do comprimento dos grampos.

5.4.1 Curvas carga-deslocamento dos grampos não convencionais

Os grampos não convencionais GP 2-1, GP 1-1 e GP 2-2 foram ensaiados com o

conjunto macaco hidráulico-bomba-manômetro com capacidade de 600 kN

(60 toneladas). Já os grampos não convencionais GP 2-3, GP 1-2 e GP 2-4 foram

ensaiados com o conjunto macaco hidráulico-bomba-manômetro com capacidade de

1000 kN (100 toneladas). A troca de equipamento foi devida à disponibilidade do

mesmo na obra.

Após a realização de todos os ensaios de empurramento foi constatado que a

célula de carga apresentou um comportamento anômalo durante a realização dos

169

mesmos e suas leituras foram descartadas. Sendo assim, as curvas carga-deslocamento

consideradas foram as realizadas com as leituras registradas dos medidores de

deslocamento a cada incremento de carga monitorado no manômetro do conjunto

macaco hidráulico-bomba-manômetro.

As Figuras 5.10 e 5.11 apresentam as curvas carga-deslocamento dos grampos

com fibras de polipropileno de 1,0 m de comprimento nominal, obtidas através dos

ensaios de empurramento.

Figura 5.10 – Curva carga-deslocamento do GP 1-1.

0

25

50

75

100

125

150

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45

Ca

rga

(k

N)

Deslocamento (mm)

170


As Figuras 5.12 a 5.15 apresentam as curvas carga-deslocamento dos grampos

com fibras de polipropileno de 2,0 m de comprimento nominal, obtidas através dos

ensaios de empurramento.


0

25

50

75

100

125

150

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45

Ca

rga

(k

N)

Deslocamento (mm)

0

50

100

150

200

250

300

350

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70

Ca

rga

(k

N)

Deslocamento (mm)

171



0

50

100

150

200

250

300

350

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70

Ca

rga

(k

N)

Deslcoamento (mm)

0

25

50

75

100

125

150

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45

Ca

rga

(k

N)

Deslocamento (mm)

172


Todas as curvas carga-deslocamento dos grampos com fibras de polipropileno,

de 1,0 e 2,0 m de comprimento, apresentaram comportamento semelhante, com modo

de ruptura dúctil, como mostra a Figura 5.16.

Figura 5.16 – Curvas carga-deslocamento dos grampos com fibras de polipropileno.

0

50

100

150

200

250

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45

Ca

rga

(k

N)

Deslocamento (mm)

0

50

100

150

200

250

300

350

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70

Ca

rga

(k

N)

Deslocamento (mm)

GP 2-1

GP 1-1

GP 2-2

GP 2-3

GP 1-2

GP 2-4

173

Percebe-se que as curvas carga-deslocamento dos grampos não convencionais

apresentam duas regiões distintas: (i) a primeira região é caracterizada pelo trecho

crescente do gráfico carga-deslocamento; e (ii) a segunda região é marcada pelos

deslocamentos crescentes sem a incorporação de carga. A Figura 5.17 apresenta uma

curva típica de carga-deslocamento, com as duas regiões identificadas, correspondente

ao grampo GP 2-4.

Figura 5.17 – Regiões típicas da curva carga-deslocamento do GP 2-4.

5.4.2 Resistência ao arrancamento dos grampos não convencionais

A resistência ao arrancamento (qs) dos grampos com fibras de polipropileno foi

determinada a partir da força máxima (Fmáx) obtida em cada ensaio, além do diâmetro

do grampo (D) e do comprimento ancorado ou trecho injetado (La). A Tabela 5.6

resume os resultados dos ensaios de empurramento para os seis grampos não

convencionais.

Os valores de força máxima (Fmáx) dos seis grampos não convencionais foram

retirados das curvas carga-deslocamento, considerando o início do trecho da curva em

que não havia incorporação de carga com o acréscimo do deslocamento.

0

50

100

150

200

250

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45

Ca

rga

(k

N)

Deslocamento (mm)

Região I

Região II

174

Tabela 5.6 – Resultados dos ensaios de empurramento em grampos não convencionais.

Grampo não

convencional

Fmáx

(kN)

Desl.

(mm)

qs

(kPa)

Modo de

Ruptura

GP 2-1 298 54,6 475 Dúctil

GP 1-1 137 31,2 397 Dúctil

GP 2-2 218 52,4 330 Dúctil

GP 2-3 97 19,1 140 Dúctil

GP 1-2 97 23,2 268 Dúctil

GP 2-4 200 35,5 289 Dúctil

A Figura 5.18 apresenta um histograma de valores de resistência ao

arrancamento dos grampos não convencionais.

Figura 5.18 – Resistência ao arrancamento dos grampos não convencionais.

A partir dos resultados dos ensaios de empurramento, para os grampos não

convencionais, verifica-se que os valores de qs variaram de 140 a 475 kPa. No cálculo

do valor de qsmédio foram desconsiderados os valores extremos, obtidos para os grampos

GP 2-1 (475 kPa) e GP 2-3 (140 kPa). O valor de qsmédio foi igual a 321 kPa, com desvio

padrão amostral de 57 kPa e coeficiente de variação de 18%.

289

268

140

330

397

475

0 100 200 300 400 500 600

Resistência ao arrancamento – qs (kPa)

Gra

mp

os

nã

o c

on

ve

nci

on

ais

(G

P) GP 2-1

GP 1-1

GP 2-2

GP 2-3

GP 1-2

GP 2-4

175

O grampo não convencional GP 2-1 apresentou o maior valor de qs, igual a

475 kPa. Esse resultado é questionável em função do valor muito elevado.

Provavelmente, o ensaio sofre a influência dos equipamentos destinados ao

empurramento do grampo, como por exemplo a má fixação de uma porca, a qual pode

ter sido ensaiada ao entrar em uma placa durante a realização do ensaio. Com a

exumação não foi possível verificar a presença de solo envolvendo o grampo com

características pontuais relevantes e/ou o grampo com alterações acentuadas que

justificassem o alto valor de qs obtido para esse grampo.

Já o grampo não convencional GP 2-3 apresentou o menor valor de qs, igual a

140 kPa. Esse resultado não foi corroborado pela exumação, pois não foi perceptível

uma anomalia neste grampo. Também não foi observada qualquer alteração no material

do talude nesta região. Os grampos GP 2-3 e GC-5 estavam distantes 0,60 m de eixo a

eixo e o grampo convencional GC-5 também apresentou o menor valor de resistência

entre os grampos convencionais, igual a 493 kPa.

Os valores de resistência ao arrancamento (qs) obtidos através dos ensaios de

empurramento realizados nos grampos com fibras de polipropileno (GP) somente

podem ser comparados com os resultados de outros dois autores: Magalhães (2005) e

Leite (2007), os quais ensaiaram ao arrancamento grampos com fibras de polipropileno,

em diferentes locais, obtendo os valores de resistência ao arrancamento (qs).

Magalhães (2005) realizou dez ensaios de arrancamento em grampos não

convencionais, situados em duas cotas diferentes de um talude no município de Niterói,

RJ. A bateria 1 foi composta por cinco ensaios executados em transição de solo residual

maduro para jovem (SRM-SRJ), e a bateria 2 por cinco ensaios em solo residual jovem

de gnaisse (SRJ), caracterizado como um silte areno argiloso. Os valores de resistência

ao arrancamento (qs) obtidos são apresentados na Tabela 5.7, calculados através de duas

hipóteses consideradas pelo autor. A Hipótese 1 admite que a resistência por atrito

distribui-se de maneira uniforme ao longo de todo o comprimento do grampo, exceto ao

longo do trecho livre, onde a barra de aço não possui qualquer contato com a nata de

cimento circundante. A distribuição da força de tração ao longo do grampo é triangular,

com valor máximo próximo à cabeça do grampo e nulo na extremidade final do mesmo.

Na Hipótese 2 calcula-se a parcela do trecho injetado sem barra para resistir à carga de

arrancamento nos grampos com fibras de polipropileno, descontando-se a contribuição

de carga resistida pelo trecho injetado com barra de aço, adotada igual à do grampo

176

convencional. Os grampos apresentavam trecho livre de 0,5 m e trecho injetado de

3,5 m, sendo 1,0 m com barra de 22 mm e 2,5 m sem barra, com inclinação de 10o.

Leite (2007) ensaiou seis grampos não convencionais ao arrancamento, situados

em solo residual maduro de gnaisse (SRM), no município de Duque de Caixas, RJ,

chegando aos valores de resistência ao arrancamento (qs) dispostos na Tabela 5.7,

calculados através de três hipóteses consideradas pela autora. As Hipóteses 1 e 2 são as

mesmas de Magalhães (2005). A Hipótese 3 considera a distribuição do carregamento

somente ao longo do trecho fissurado dos grampos. Três grampos apresentavam barra

de 10 mm, trecho livre de 0,5 m e trecho injetado de 3,5 m, e três grampos

apresentavam trecho livre de 0,5 m e trecho injetado de 3,5 m, sendo 0,5 m com barra

de 22 mm e 3,0 m sem barra, todos com inclinação de 15o.

Tabela 5.7 – Resultados dos ensaios de arrancamento de grampos com fibras de

polipropileno de Magalhães (2005) e Leite (2007).

Autoria Grampo Solo Fmáx

(kN)

Desl.

(mm)

qs Hip. 1

(kPa)

qs Hip. 2

(kPa)

qs Hip. 3

(kPa)

Magalhães

(2005)

P11

SRM-SRJ

56 53,8 68 46 -

P12 106 42,2 128 130 -

P13 46 70,1 56 29 -

P14 31 8,1 37 - -

P15 50 51,1 60 35 -

P21

SRJ

130 72,8 158 121 -

P22 151 78,6 183 156 -

P23 112 15,2 136 91 -

P24 93 17,1 112 58 -

P25 113 71,9 136 91 -

Leite

(2007)

GP31

SRM

68 92,1 62 - 108

GP32 - - - - -

GP33 - - - - -

GP34 48 46,1 44 23 46

GP35 13 31,8 12 - -

GP36 29 22,6 26 14 27

Os resultados dos ensaios realizados nos grampos não convencionais apresentam

valores de qs superiores aos de Magalhães (2005) e Leite (2007). Ressalta-se que os

177

ensaios realizados por esses autores foram executados com metodologia e solos

distintos da efetuada nesta dissertação.

Os altos valores de resistência ao arrancamento, com qsmédio de 321 kPa, para os

grampos com fibras de polipropileno justificam-se devido ao material constituinte do

talude em que os grampos foram executados. É um solo muito resistente e pouco

intemperizado, denominado de solo residual jovem de gnaisse. Todos os grampos não

convencionais foram executados nesse material, o qual apresenta ângulo de atrito

elevado (φ = 37o) e coesão próxima de zero, obtidos através dos ensaios de laboratório.

A diferença dos valores de qs encontrados para os grampos não convencionais,

deve-se, mais uma vez, a heterogeneidade do solo, visivelmente constatada pela

diferença de coloração averiguada durante a exumação dos grampos.

Todos os grampos de polipropileno apresentaram um excelente contato solo-

grampo, com adesão perfeita do grampo ao solo circundante, constatada pela exumação,

justificando os elevados valores de resistência ao arrancamento (qs).

5.5 Resistência dos grampos convencionais e não convencionais

O objetivo da realização dos ensaios de arrancamento e empurramento foi a

determinação dos valores de resistência ao arrancamento (qs) dos grampos

convencionais e não convencionais a partir das curvas carga-deslocamento.

A Figura 5.19 apresenta as curvas carga-deslocamento dos grampos

convencionais (GC) e dos grampos com fibras de polipropileno (GP). Através delas

obteve-se a rigidez média dos grampos convencionais (kGCmédio) de 28,5 kN/mm e a

rigidez média dos grampos com fibras de polipropileno (kGPmédio) de 4,9 kN/mm.

A resistência ao arrancamento média (qsmédio) obtida para os grampos

convencionais foi de 516 kPa e para os grampos não convencionais foi de 321 kPa. A

Figura 5.20 apresenta um histograma de valores de qsmédio dos grampos convencionais e

não convencionais.

Confrontando os resultados obtidos de qsmédio para os grampos convencionais

com os de grampos não convencionais, verifica-se que os grampos com fibras de

polipropileno apresentaram valores de resistência ao arrancamento média (qsmédio) na

ordem de 62% dos obtidos para os grampos convencionais.

178

Figura 5.19 – Curvas carga-deslocamento dos grampos convencionais e não convencionais.

Figura 5.20 – Resistência ao arrancamento média dos grampos convencionais (GC) e

não convencionais (GP).

0

100

200

300

400

500

600

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70

Ca

rga

(k

N)

Deslocamento (mm)

GC-1

GC-2

GC-3

GC-4

GC-5

GC-6

GP 2-1

GP 1-1

GP 2-2

GP 2-3

GP 1-2

GP 2-4

321

516

0 100 200 300 400 500 600

Resistência ao arrancamento média dos grampos – qsmédio (kPa)

Gra

mp

os

(G

C e

GP

)

GC

GP

179

Esse resultado fortalece as conclusões de Magalhães (2005), o qual apontou que

seus grampos não convencionais (com as mesmas fibras de polipropileno desta

pesquisa) apresentaram cerca de 50% da resistência ao arrancamento obtida para seus

grampos convencionais. Por sua vez, Leite (2007) concluiu que a resistência ao

arrancamento de seus grampos com as mesmas fibras de polipropileno foi 60% da

resistência obtida para seus grampos convencionais.

5.6 Resultados da instrumentação dos grampos

Quatro dos grampos convencionais e os seis grampos não convencionais foram

instrumentados com strain gages para que, durante o ensaio de arrancamento nos


fosse possível verificar a distribuição do carregamento ao longo dos grampos, a partir

das deformações dos extensômetros elétricos.

5.6.1 Distribuição do carregamento ao longo dos grampos convencionais

Os grampos convencionais instrumentados foram os GC-2, GC-3, GC-4 e GC-5.

A instrumentação contou com seis strain gages distribuídos ao longo do trecho injetado.

A denominação adotada foi SG-01, SG-02, SG-03, SG-04, SG-05 e SG-06. O

espaçamento entre os strain gages foi de 0,5 m, sendo o primeiro (SG-01) fixado a

0,5 m do término do trecho livre, conforme ilustrado no Capítulo 4.

Algumas dificuldades ocorreram e impossibilitaram o registro das deformações

dos strain gages durante a realização dos ensaios de arrancamento. Nos grampos GC-3

e GC-5 houve queda de energia elétrica provinda da rede externa. Sendo assim, esses

grampos não possuem os gráficos de distribuição do carregamento ao longo dos

mesmos, pois não houve o registro das leituras dos medidores de deformação.

Igualmente, os grampos GC-2 e GC-4 não apresentaram gráficos de distribuição

do carregamento ao longo dos mesmos, porque após a realização dos ensaios,

constatou-se que as leituras dos strain gages apresentaram problemas, com valores sem

coerência.

Alguns autores da literatura nacional, que instrumentaram e ensaiaram ao

arrancamento seus grampos convencionais, obtiveram distribuições do carregamento de

180

forma decrescente, partindo da cabeça do grampo em direção a extremidade oposta,

como exemplifica a Figura 5.21.

Figura 5.21 – Distribuição típica de carga ao longo do grampo (SPRINGER, 2006).

Proto Silva (2005) ensaiou quatro grampos instrumentados com extensômetros

elétricos (strain gages) ao longo das barras de aço. Cada grampo foi instrumentado com

cinco strain gages ao longo do trecho injetado. Todos os grampos apresentavam trecho

livre de 1,0 m e trecho injetado de 3,0 m, com inclinação de 11o. Os ensaios foram

realizados em cotas distintas de um talude de solo residual de gnaisse, em Niterói, RJ.

Através da análise do comportamento de grampos convencionais em ensaios de

arrancamento, verificou-se que a distribuição do carregamento é do tipo triangular. As

deformações são maiores nas seções próximas à cabeça do grampo, ou seja, na região de

aplicação da carga de ensaio. Nas seções seguintes observa-se que as deformações

diminuem até se anularem junto à extremidade do grampo. Isso se deve à transferência

de carga por atrito do grampo para o solo circundante.

Springer (2006) realizou quatorze ensaios de arrancamento em grampos

convencionais instrumentados com extensômetros elétricos (strain gages) ao longo das

barras de aço. Cada grampo foi instrumentado com cinco strain gages ao longo do

trecho injetado. Todos os grampos apresentavam trecho livre de 1,0 m e trecho injetado

181

de 3,0 m, com inclinação de 10o. Os ensaios foram realizados na cidade de Niterói, RJ.

Com o monitoramento das deformações ao longo do grampo foi possível a obtenção das

curvas de distribuição de carga no grampo.

Notou-se que dois grampos apresentaram uma mudança de padrão das

deformações para cargas superiores à 100 kN, e com a exumação foi constatado que a

mobilização de resistência ocorreu no contato barra-nata, diferentemente do

arrancamento que ocorre no contato grampo-solo. Uma característica comum desses

grampos é a de não apresentar distribuição triangular (decrescente da cabeça em à ponta

do grampo), além da tendência de estabilização da carga ao longo do comprimento do

grampo, principalmente para os três primeiros strain gages, para etapas próximas à

ruptura do ensaio.

Dois grampos foram executados em uma área com a presença de um cupinzeiro,

tornando os ensaios desses grampos bem particulares, e com comportamento diverso.

Em ambos a distribuição de carga ao longo do comprimento do grampo, não foi linear,

porém decrescente da cabeça em direção à extremidade oposta.

Os demais grampos ensaiados apresentaram curvas de distribuição de carga ao

longo do comprimento com mobilização de resistência progressiva, de forma triangular,

até a extremidade de 4,0 m, sendo resultados típicos de ensaios com mobilização da

resistência no contato grampo-solo.

Springer (2006) também relata alguns problemas enfrentados com os medidores

de deformação, devido tanto ao mau funcionamento do mesmo, como também a

inadequação do fator de calibração adotado em relação à real área usinada da barra para

fixação do strain gage. O mau funcionamento de um strain gage em alguns casos afetou

os strain gages adjacentes, pois pertenciam ao mesmo circuito elétrico que alimentava

as pontes de Wheatstone.

Feijó (2007) ensaiou oito grampos convencionais instrumentados, os quais

apresentavam trecho livre de 2,0 m e trecho injetado de 3,0 e 6,0 m, com inclinação de

15o, sendo quatro grampos com cada comprimento. Os grampos foram instrumentados

com extensômetros elétricos (strain gages) ao longo do trecho injetado de cada grampo,

sendo posicionados a uma distância mínima horizontal de 2,0 m entre si. Os ensaios

foram realizados no Rio de Janeiro e os resultados obtidos foram representados na

182

forma normalizada, com as deformações divididas pela resistência ao arrancamento (qs),

para as condições de ruptura e 50% da ruptura.

Não houve diferenças significativas das curvas normalizadas dos grampos de

3,0 m para os de 6,0 m de comprimento. Observou-se que, para um mesmo ponto

ensaiado, uma única curva poderia representar os resultados, independente do nível de

solicitação (100% ou 50% da carga de ruptura), e que as deformações decrescem de

forma linear ao longo do comprimento do grampo. A variação linear de carga indica que

as tensões cisalhantes no contato solo-calda de cimento permanecem constantes ao

longo de todo o grampo. Assim, considerando-se um mesmo tipo de solo, os resultados

de qs obtidos para grampos de 3,0 m podem ser extrapolados, de modo linear, para

grampos de 6,0 m.

França (2007) realizou três ensaios de arrancamento em grampos (protótipos),

instrumentados com quatro extensômetros elétricos (strain gages) ao longo do trecho

injetado de cada grampo, sendo todos executados em laboratório. Com a instrumentação

foi possível verificar a distribuição das forças nos grampos ao longo do ensaio. Os

grampos instrumentados apresentaram comportamentos semelhantes com relação à

mobilização das forças de arrancamento, sendo máxima a força na cabeça do grampo

com redução dos valores ao longo do mesmo. Com os acréscimos de carregamento, um

comprimento maior do grampo era solicitado, sendo quase todo o grampo solicitado

para as cargas próximas a ruptura.

Silva et al. (2010) realizaram dezoito ensaios de arrancamento em grampos,

onde todos foram instrumentados com quatro extensômetros elétricos (strain gages) ao

longo do trecho injetado. Todos os grampos foram executados com trecho livre de

1,0 m e trecho injetado de 3,0 m, com inclinação de 10o, e diferentes metodologias

executivas, variando-se o número de injeções (0, 1, 2 e 3) após a execução da bainha

(preenchimento da cavidade escavada). Os ensaios foram realizados em uma obra em

Osasco, SP. A instrumentação possibilitou a verificação da distribuição dos

carregamentos durante a realização do ensaio, tornando os resultados mais confiáveis e

precisos. Os grampos obtiveram comportamentos similares, apresentando curvas de

distribuição dos carregamentos típicas, para quatro níveis de carregamento em relação à

carga de ruptura (25, 50, 75 e 100%). O arrancamento ocorreu no contato solo-grampo,

e a mobilização da resistência foi gradual, da cabeça em direção à ponta do grampo. A

183

distribuição das cargas ao longo da barra foi triangular e todo o comprimento do

grampo foi mobilizado durante a realização do ensaio.

5.6.2 Distribuição do carregamento ao longo dos grampos não convencionais

Todos os grampos não convencionais foram instrumentados. Os grampos com

1,0 m de comprimento foram instrumentados com três strain gages (SG-01, SG-02 e

SG-03) e os grampos com 2,0 m de comprimento foram instrumentados com cinco

strain gages (SG-01, SG-02, SG-03, SG-04 e SG-05).

Os strain gages foram distribuídos ao longo do comprimento dos grampos. O

espaçamento foi de 0,3 m entre o primeiro (SG-01) e o segundo (SG-02) strain gage e

depois de 0,5 m entre os demais, conforme ilustrado no Capítulo 4.

Os grampos de polipropileno, com 1,0 m de comprimento nominal,

denominados GP 1-1 e GP 1-2, apresentaram a distribuição do carregamento de forma

decrescente e não linear, partindo da cabeça em direção a ponta do grampo, como

mostram as Figuras 5.22 e 5.23.

Os grampos não convencionais, com 2,0 m de comprimento nominal, GP 2-1 e

GP 2-4, também apresentaram a distribuição do carregamento de forma decrescente e

não linear, partindo da cabeça até a outra extremidade do grampo, como mostram as

Figuras 5.24 e 5.25.

Os grampos GP 2-2 e GP 2-3, com fibras de polipropileno, de 2,0 m de

comprimento nominal, não apresentaram gráficos de distribuição do carregamento ao

longo dos mesmos, pois após a realização dos ensaios, constatou-se que as leituras dos

strain gages apresentaram problemas, com valores sem consistência.

184

Figura 5.22 – Distribuição do carregamento ao longo do grampo GP 1-1.


0

20

40

60

80

100

120

140

160

0,0 0,2 0,5 1,0

Ca

rga

(k

N)

Comprimento do grampo (m)

0

20

40

60

80

100

120

140

160

0,0 0,2 0,5 1,0

Ca

rga

(k

N)

Comprimento do grampo(m)

185



A distribuição do carregamento de forma não linear e decrescente para os

grampos GP 1-1, GP 1-2, GP 2-1 e GP 2-4 também foi observada por Leite (2007), a

qual realizou quatro ensaios de arrancamento em grampos não convencionais (com as

mesmas fibras de polipropileno), instrumentados com cinco extensômetros elétricos

0

50

100

150

200

250

300

350

0,0 0,2 0,5 1,0 1,5 2,0

Ca

rga

(k

N)


0

50

100

150

200

250

300

350

0,0 0,2 0,5 1,0 1,5 2,0

Ca

rga

(k

N)


186

(strain gages) ao longo do trecho injetado de cada grampo. Um grampo apresentava

barra com 10 mm de diâmetro, trecho livre de 0,5 m e trecho injetado de 3,5 m, e três

grampos apresentavam trecho livre de 0,5 m e trecho injetado de 3,5 m, sendo 0,5 m

com barra de 22 mm de diâmetro e 3,0 m sem barra, todos com inclinação de 15o.

Os ensaios foram realizados em Duque de Caixas, RJ. Dois grampos tiveram

todos os seus strain gages danificados logo no inicio do ensaio de arrancamento. Assim,

não foi possível obter as curvas de distribuição do carregamento para esses grampos.

Em outros dois grampos, a instrumentação foi bem sucedida, fornecendo dados

consistentes durante todo o ensaio de arrancamento, com apenas um strain gage de um

dos grampos inoperante, pois esse já havia sido perdido durante a fase de injeção.

Observou-se claramente que, para esses grampos, as cargas mobilizadas distribuíram-se

de forma não linear e decrescente da cabeça até a ponta do grampo. Verificou-se

também que no trecho final, a aproximadamente 1,5 m, as deformações foram

praticamente nulas, indicando que não houve mobilização de resistência nessa região.

Sendo essa constatação confirmada através da exumação dos grampos, pois não

apresentam fissuras nesse trecho.

Os resultados da instrumentação dos grampos não convencionais sugerem que a

metodologia adotada para a conformação dos grampos no interior do talude foi

adequada, assim como o procedimento seguido para o ensaio de empurramento

proposto e executado. A idéia de permitir o deslocamento do grampo não convencional

durante o ensaio de empurramento, através de um fundo livre após o termino do mesmo

no interior do talude, foi bem sucedida, tendo em vista a consistência dos resultados

apresentados de resistência ao arrancamento (qs) e distribuição de carga.

5.7 Análise da exumação dos grampos

A exumação de três dos seis grampos convencionais (GC-4, GC-5 e GC-6) e dos

seis grampos não convencionais (GP 2-1, GP 1-1, GP 2-2, GP 2-3, GP 1-2 e GP 2-4) foi

de grande valia, pois permitiu a visualização do solo circundante aos grampos e as suas

variações ao longo da extensão dos mesmos. A exumação também possibilitou a

visualização da forma como os grampos se conformaram no interior do talude e sua

integridade após a realização dos ensaios.

187

Juntamente com a exumação, foi realizada a coleta de amostras de solo para

caracterizar o material do talude. Todos os grampos não convencionais estavam

inseridos em solo residual jovem de gnaisse, com ângulo de atrito de 37º e coesão

próxima de zero. Os grampos convencionais estavam com, aproximadamente, três

quartos dos seus comprimentos iniciais em solo residual jovem (φ = 37º e C ≈ 0) e um

quarto dos seus comprimentos finais em material de transição para alteração de rocha

(φ = 54º e C ≈ 0). Ambos os solos foram caracterizados com área siltosa.

Os elevados valores de resistência ao arrancamento (qs), certamente, estão

associados à grande resistência dos dois tipos de solos, mais resistentes e menos

alterados. Esses materiais promovem um maior atrito do grampo com o solo tanto nos

ensaios de arrancamento dos grampos convencionais, como nos ensaios de

empurramento dos grampos não convencionais.

Os grampos convencionais apresentaram variações dimensionais acentuadas ao

longo dos seus comprimentos, já os grampos não convencionais apresentaram pequenas

variações dimensionais. Todos os grampos apresentaram diâmetros superiores ao

diâmetro nominal de projeto de 100 mm. Esse aumento de diâmetro pode estar

associado ao processo de execução do furo, a heterogeneidade e as estruturas presentes

no maciço de solo que compõe talude.

Com relação aos comprimentos reais dos grampos convencionais e não

convencionais, através da exumação foi constatado que esses foram muito próximos aos

de projeto.

Nos grampos convencionais GC-4 e GC-6 foi verificado, através da exumação,

um trecho com preenchimento deficiente de pasta de cimento, logo após o término da

espuma que compunha o primeiro metro, provavelmente ocasionado pela dificuldade

que a espuma impõe ao preenchimento do furo devido à obstrução da boca do grampo.

Porém, isso não afetou a resistência ao arrancamento dos grampos.

O trecho inicial dos grampos não convencionais apresentou fissuras

longitudinais intensas, ocasionadas pela solicitação aplicada diretamente na cabeça do

grampo através do tubo prolongador, durante a realização do ensaio de empurramento.

Alguns grampos não convencionais apresentaram reentrâncias em seu topo

(GP 2-1, GP 2-2, GP 1-1 e GP 1-2), provavelmente devido à pressão insuficiente

188

imposta durante o processo de reinjeção para completar o furo em sua plenitude.

Contudo, isso não afetou na resistência dos grampos.

As espumas no fundo dos grampos não convencionais foram parcialmente

envoltas pelo material de injeção e/ou reinjeção, apontando que o sistema de vedação

aplicado foi ineficiente. No entanto, o material que vazou e envolveu as espumas não

comprometeu o valor da resistência dos grampos de maneira expressiva, pois (i) não

impediu o deslocamento do grampo durante o ensaio, (ii) não ofereceu resistência de

ponta, e (iii) não acarretou no aumento do comprimento do grampo proporcionado pelo

aumento do comprimento injetado. A espuma foi envolta por uma fina camada de

material, a qual era facilmente desintegrada, não oferecendo resistência.

A Figura 5.26 apresenta um resumo das observações realizadas durante a

exumação dos grampos convencionais e dos grampos não convencionais, bem como os

resultados dos ensaios de campo de arrancamento e empurramento, além dos resultados

dos ensaios de laboratório.

189

GC-6

GC-5

GC-2

GC-3

GC-4

GC-1

GP2-1

GP1-1

GP2-2

GP2-3

GP1-2

GP2-4

qs=507kPaFmax=478kN desl=27,4mm


SOLO RESIDUALJOVEM - SRJ

c~0 o=37°











160 160 230 140 145 130130130

150 135 130 135 130 115125130

140 145 165 195 210 140185170

130

125

140

130 130 130 130 130

135 135 130

140 130 130 130 130 130125

130 130 130 130 135

140 130 130

140 135 135 130 130

130

~ MATERIAL DE TRANSIÇÃO PARA

ALTERAÇÃO DE ROCHA - TAR

c~0 o=54°~

130diâmetro do grampo (mm)

espuma livre

reentrâncias no topo dos grampos

fissuras longitudinais

deficiência de injeção

blocos fixados ao grampo

falhas do solo

trecho injetado do grampo

trecho livre (espuma)

LEGENDA

I Iareia siltosa areia siltosa

RESULTADOS DOS ENSAIOS DE CAMPORESULTADOS DA EXUMAÇÃO

Figura 5.26 – Ilustração dos grampos no talude e resumo dos ensaios de campo e laboratório.

190

Outros autores também realizaram a exumação de ensaiados ao arrancamento.

Magalhães (2005) exumou sete grampos de um total de doze grampos ensaiados ao

arrancamento. Na exumação, o autor verificou que o tipo de solo, bem como suas

variações ao longo dos grampos influenciaram os resultados de resistência ao

arrancamento. Também foi possível verificar o padrão de trincas ao longo dos grampos

com fibras exumados, produzidas pelo carregamento.

Springer (2006) também exumou quatro grampos convencionais, após os

mesmos serem submetidos ao ensaio de arrancamento, e verificou que os diâmetros dos

grampos não foram uniformes, apresentando variações acentuadas ao longo de seus

comprimentos, assim como foi constatado para os grampos convencionais aqui

exumados (GC-4, GC-5 e GC-6). Dois grampos exumados por Springer (2006)

encontravam-se em solo residual jovem (FV-02 e FV-03), e foram executados com

diâmetro nominal de projeto de 100 mm. Outros dois grampos foram executados com

diâmetro nominal de 90 mm, em rocha alterada (M1-19 e M1-20). Todos os grampos

apresentavam trecho livre de 1,0 m e trecho injetado de 3,0 m (Tabela 5.8).

Tabela 5.8 – Diâmetros medidos ao longo dos grampos exumados por Springer (2006).

Grampo Comprimento

(m) 0,00 0,50 1,00 1,50 2,00 2,50 3,00 3,50 4,00

FV-02

Diâmetro

(mm)

100 100 100 - 120 - 200 - 150

FV-03 200 200 100 100 130 - 130 - 130

M1-19 - 88,9 - 108,2 117,8 92,3 87,5 98,7 95,5

M1-20 - 88,9 - 107,6 106,3 100,6 98,0 98,7 97,4

Da mesma forma que os grampos convencionais GC-4 e GC-6, Springer (2006)

ao realizar a exumação dos grampos M1-19 e M1-20 verificou que os mesmos

apresentaram um trecho, com preenchimento ineficiente do furo, logo após o término da

espuma (obturador da pasta de cimento), entre 1,0 m e 1,5 m de comprimento. Apenas a

parte inferior do grampo foi envolta por pasta de cimento (Figura 5.27).

191

Figura 5.27 – Preenchimento do furo ineficiente após a espuma de vedação do trecho livre

do grampo convencional (SPRINGER, 2006).

França (2007) realizou a exumação de quatorze grampos (protótipos) após os

mesmos serem ensaiados ao arrancamento, todos executados em laboratório, permitindo

uma análise qualitativa da redistribuição dos esforços, bem como verificar o estado dos

grampos em relação a sua execução. Todos os grampos apresentaram-se íntegros e dois

deles com alguns vazios na calda de cimento. Esses vazios não afetaram os valores de qs

de maneira perceptível, assim como ocorreu para quatro grampos com fibras de

polipropileno GP 2-1, GP 2-1, GP 1-1 e GP 1-2, nos quais se observou a presença de

reentrâncias no topo.

192

Capítulo 6 CONCLUSÕES E SUGESTÕES


Este capítulo apresenta as conclusões desta dissertação, baseadas no programa

experimental realizado e na análise dos resultados dos ensaios de campos e de

laboratório, além de sugestões para futuras pesquisas.

O programa experimental abrangeu a instalação de seis grampos convencionais

compostos por barra de aço envolta por pasta de cimento e seis grampos não

convencionais compostos por argamassa reforçada com fibras de polipropileno. Todos

os grampos foram executados com ângulo de inclinação de 15º e diâmetro nominal

igual a 100 mm, em um talude pertencente a uma obra localizada na rua Pinheiro

Machado esquina com a rua das Laranjeiras, no bairro Laranjeiras, na cidade do Rio de

Janeiro, RJ.

Foram realizados ensaios de arrancamento em grampos convencionais e

empurramento em grampos não convencionais, com objetivo de determinar a resistência

ao arrancamento dos grampos (qs) e a distribuição do carregamento ao longo do

comprimento dos grampos.

Os grampos ensaiados foram exumados e também foram coletadas amostras de

solo para ensaios de caracterização e cisalhamento direto. Corpos-de-prova de pasta de

cimento e argamassa reforçada com fibras, que compunham os grampos convencionais

e não convencionais, respectivamente, foram moldados e ensaiados a compressão axial

e diametral.

6.2 Conclusões

O programa experimental proposto e executado foi, de modo geral, bem

sucedido. Ele compreendeu a instalação dos grampos convencionais e com fibras de

polipropileno, os ensaios de campo, a exumação dos grampos, coleta de amostras e a

realização dos ensaios de laboratório.

193

Em relação aos ensaios de laboratório, pode-se concluir que:

� Os ensaios de caracterização dos solos da área experimental confirmaram a presença

de dois tipos de solos distintos: (i) solo residual jovem (SRJ) não plástico, com peso

específico seco γd = 17,7 kN/m3, índice de vazios e = 0,445 e umidade natural

w = 7,64 %; e (ii) solo de transição para alteração de rocha (TAR) não plástico, com

γd = 19,6 kN/m3, e = 0,320 e w = 5,35 %. Ambos caracterizados como areia siltosa;

� Os ensaios de cisalhamento direto forneceram coesão próxima de zero para os dois

tipos de solo e ângulos de atrito iguais a 37º para o SRJ e 54º para o TAR, indicando

solos de resistências distintas e elevadas;

� Os ensaios de compressão uniaxial dos corpos-de-prova de pasta de cimento e

argamassa reforçada com fibras, que compunham os grampos convencionais e não

convencionais, respectivamente, forneceram valores médios de resistência à

compressão uniaxial iguais a 50,4 MPa e 32,7 MPa, respectivamente. Os valores

médios do módulo de elasticidade foram iguais a 24,9 GPa para a pasta de cimento e

20,6 GPa para a argamassa com fibras;

� Os ensaios de compressão diametral realizados em corpos-de-prova de pasta de

cimento e argamassa reforçada com fibras forneceram valores médios de

resistências à tração iguais a 3,1 MPa e 2,8 MPa, respectivamente;

� Os ensaios de compressão uniaxial e diametral mostraram que a pasta de cimento

apresenta comportamento frágil e a argamassa com fibras apresenta comportamento

dúctil, devido a atuação das fibras.

Em relação à execução dos grampos não convencionais, podem-se ressaltar as

seguintes conclusões:

� O traço adotado para a composição do grampo com fibras de polipropileno foi

adequado, garantindo a trabalhabilidade da mistura e assegurando uma distribuição

uniforme das fibras ao longo do grampo;

� O recurso do isopor e espuma empregados no fundo dos grampos com fibras, apesar

de não garantir a vedação total do furo durante a injeção da argamassa com fibras,

possibilitou a conservação de um espaço livre apropriado e necessário para o ensaio

de empurramento;

� A dispersão das fibras a sem incorporadas mistura de argamassa, foi realizada

manualmente, demandando muito tempo. Este processo pode ser realizado

194

mecanicamente, através de um equipamento apropriado, que dispersa grande

quantidade de fibras rapidamente;

� O misturador utilizado para a preparação da mistura da argamassa com fibras, assim

como a bomba e as mangueiras de injeção foram às mesmas empregadas na obra

para outros fins, sendo necessária a utilização de misturador, bomba e mangueiras

de injeção adequadas para as misturas de argamassa com fibras;

� Os grampos com fibras de polipropileno por dispensarem as barras de aço, não

possuem um elemento de ligação com a face, assim estes grampos não transmitem

tensões à mesma (To=0). Os grampos não convencionais podem ser utilizados em

casos de taludes suaves e taludes íngremes que dispensam faces estruturalmente

resistentes.

Em relação aos ensaios dos grampos convencionais e dos grampos com fibras de

polipropileno, conclui-se que:

� Os ensaios de arrancamento dos grampos convencionais foram realizados, sem

dificuldades, conforme metodologia estabelecida pelo Grupo de Solo Grampeado da

COPPE-UFRJ e PUC-Rio, fornecendo resultados consistentes;

� Os ensaios de empurramento dos grampos com fibras de polipropileno são mais

complexos que os ensaios de arrancamento e exigiram um sistema de reação de alta

capacidade portante;

� Apesar de inéditos e complexos, os ensaios de empurramento foram bem sucedidos

e forneceram resultados consistentes;

� O ensaio de empurramento buscou refletir os mesmos princípios do ensaio de

arrancamento, tendo uma das extremidades livre no interior do talude e outra na

face, onde as solicitações são impostas. Como hipótese básica assumiu-se que a

solicitação por empurramento oferece uma resistência ao cisalhamento da interface

solo-grampo igual à resistência ao arrancamento (qs), determinada pelo ensaio

padrão de arrancamento de grampos;

� A resistência determinada com os ensaios de empurramento dada pela compressão

da cabeça do grampo com fibras de polipropileno para o interior do talude foi assim

denominada de resistência ao arrancamento (qs);

195

� As curvas carga-deslocamento dos grampos convencionais e com fibras de

polipropileno mostraram comportamento semelhantes e modo de ruptura dúctil em

todos os ensaios;

� Com as curvas carga-deslocamento obtiveram-se os valores de rigidez média igual a

28,5 kN/mm para os grampos convencionais e 4,9 kN/mm para os grampos com

fibras de polipropileno;

� A resistência ao arrancamento média dos grampos convencionais obtida através de

ensaios de arrancamento foi igual a 516 kPa. Este valor elevado se deve aos solos

muito resistentes do talude;

� A resistência ao arrancamento média dos grampos com fibras de polipropileno

obtida através de ensaios de empurramento foi igual a 321 kPa, ou seja, 62 % da

resistência ao arrancamento dos grampos convencionais, ensaiados ao

arrancamento;

� Esse resultado é corroborado pelos resultados de ensaios de arrancamento realizando

em grampos com as mesmas fibras de polipropileno, realizados por

Magalhães (2005) e Leite (2007). Os autores encontraram valores de resistência ao

arrancamento dos grampos com fibras da ordem de 50 % e 60 %, respectivamente,

dos obtidos para os grampos convencionais, também ensaiados ao arrancamento;

� A instrumentação dos grampos convencionais e de alguns não convencionais foi

prejudicada muito provavelmente pelos danos sofridos pelos strain gages no

momento das injeções de pasta de cimento e argamassa com fibras. Além disto, a

fiação dos grampos com fibras sofreu esmagamento pelo pistão de empurramento;

� A distribuição do carregamento ao longo do comprimento de quatro dos seis

grampos não convencionais, sendo dois grampos com 1,0 m e dois grampos com

2,0 m de comprimento nominal, foi triangular (não linear) e decrescente da cabeça

para a ponta do grampo. Este padrão de distribuição confirma a adequação do

método de ensaio por empurramento do grampo com fibras, na obtenção da

resistência ao arrancamento;

� A exumação dos grampos com e sem fibras permitiu verificar a excelente qualidade

de execução dos grampos, além de identificar suas reais características geométricas,

grau de adesão ao solo circundante e os tipos de solos e estruturas geológicas ao

longo do comprimento dos grampos. Além de confirmar que as barras aço dos

grampos convencionais não escoaram e nem romperam, demonstrando que o

arrancamento dos grampos se deu no contato solo-grampo.

196

Finalmente, pode-se concluir que a utilização de grampos com fibras de

polipropileno é viável, uma vez que apresenta vantagens econômicas por dispensar o

emprego das barras de aço, além de sua metodologia executiva rápida, constituída por

apenas duas etapas fundamentais: perfuração e injeção da argamassa com fibras.

6.3 Sugestões para futuras pesquisas

Como sugestões para futuras pesquisas sugerem-se a realização de:

� Ensaios de arrancamento em grampos convencionais e ensaios de empurramento em

grampos não convencionais, em maciços de solos homogêneos ao longo do

comprimento dos grampos, para corroborar as conclusões desta dissertação, no que

se refere à determinação e à comparação dos valores de resistência e ao

comportamento dos grampos;

� Ensaios de arrancamento e empurramento em modelos reduzidos de grampos

convencionais e não convencionais;

� Ensaios de empurramento de grampos com diferentes tipos de fibras para

comparação de eficiência, comportamento e resistência;

� Ensaios de empurramento de grampos convencionais e não convencionais

instrumentados para comparação de comportamento e resistência, além da

adequação do tipo de ensaio;

� Análises numéricas dos ensaios de arrancamento e empurramento de grampos;

� Uma análise detalhada de custo dos grampos convencionais e não convencionais

(com fibras de polipropileno), quanto aos materiais utilizados e a execução.

197

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206

(a) Calibração do conjunto macaco-bomba-manômetro com capacidade 600 kN.

207

(b) Calibração do conjunto macaco-bomba-manômetro com capacidade 600 kN.

208

(c) Calibração do conjunto macaco-bomba-manômetro com capacidade 600 kN.

Figura A.1 – Calibração conjunto macaco-bomba-manômetro C600.

209

(a) Calibração do conjunto macaco-bomba-manômetro com capacidade 1000 kN.

210

(b) Calibração do conjunto macaco-bomba-manômetro com capacidade 1000 kN.

211

(c) Calibração do conjunto macaco-bomba-manômetro com capacidade 1000 kN.

Figura A.2 – Calibração conjunto macaco-bomba-manômetro C1000.

212

Figura A.3 – Calibração do medidor elétrico de deslocamento - LVDT 1.

Figura A.4 – Calibração do medidor elétrico de deslocamento - LVDT 2.

y = -10,32x + 102,8

R² = 1

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

De

slo

cam

en

to (

mm

)

Leitura (Volts)

Calibração do LVDT 1

y = -10,29x + 101,8

R² = 1

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

De

slo

cam

en

to (

mm

)

Leitura (Volts)

Calibração do LVDT 2

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COMPORTAMENTO MECÂNICO DE GRAMPOS COM FIBRAS …objdig.ufrj.br/60/teses/coppe_m/LarissaDeBrumPassini.pdf · COMPORTAMENTO MECÂNICO DE GRAMPOS COM FIBRAS DE POLIPROPILENO Larissa