Projeto e Construção de um Muro de Solo Reforçado com
Geossintético sobre Solos Muito Moles
Lucas de Melo, Geosyntec Consultants, Washington D.C., Estados Unidos,
[email protected]
R. David Espinoza, Geosyntec Consultants, Washington D.C., Estados Unidos,
[email protected]
RESUMO: O número de casos de construção de muros de solo reforçado com geossintético sobre
solos moles, tais como os solos presentes em áreas de depósito de materiais dragados, é limitado
por razões óbvias: é difícil construir tais muros sem colocar em risco a estabilidade dos solos de
fundação. O propósito deste artigo é descrever os desafios de projetar e construir muros de solo
reforçado sobre solos muito moles por meio do uso de técnicas inovadoras. O estudo de caso
relatado neste artigo localiza-se em Wilmington, Delaware, onde foi finalizado, em Julho de 2010,
um muro de solo reforçado com 2.400 metros de extensão e 21 metros de altura. A conclusão desta
obra, a qual utilizou 1.5 milhões de metros cúbicos de solo importado e sofreu um recalque de mais
de 4.5 metros, representa uma conquista significante da engenharia, considerando-se o tamanho da
estrutura e a espessura da camada de material dragado/solos aluviares que serve como fundação.
Esta camada de solos moles estende-se por 30 metros abaixo da superfície e apresenta uma
resistência ao cisalhamento não-drenado de aproximadamente 10kPa. Recentemente, o projeto foi
selecionado pela American Association of Civil Engineering (ASCE) entre os cinco finalistas do
Outstanding Civil Engineering Achievement Award 2012, prêmio que reconhece os projetos mais
marcantes na área de engenaria civil.
PALAVRAS-CHAVE: Aterros sobre solos moles, Muros reforçados, Metodologia HDU para
design de ateros sobre solos moles
1.
INTRODUÇÃO
Este artigo apresenta o projeto de muro de
solo reforçado com geossintético que foi
construído sobre solos extremamente moles. A
importância deste estudo de caso é que as
técnicas de design e construção desenvolvidas
para este projeto são aplicáveis à maioria das
técnicas de gerenciamento de solos dragados,
diques, e a muitas outras estruturas de terra
erguidas próximas à orla marítima ou margens
de rios e lagos. O Aterro Sanitário Cherry
Island (CIL), localizado em Wilmington,
Delaware, nos Estados Unidos, foi construído
sobre uma área que havia sido parcialmente
recuperada do Rio Delaware, no início do
século XX (ver Figura 1), e que havia sido
usada por muitos anos como um espaço para
gerenciamento de material dragado pelo Corpo
de Engenheiros do Exército dos Estados Unidos
(USACE). O USACE dispôs o material dragado
em células construídas a partir do nível do mar
até elevações variando entre 6 e 12 metros
acima do nível do mar. Imediatamente abaixo
da camada de material dragdo há um depósito
de solos aluviares com características físicas e
de resistêcia ao cisalhamento similares às da
camada de material dragado. Como resultado, o
subsolo é composto por uma camada de solos
moles com espessura variando entre 18 e 30
metros, a qual apresenta uma baixa
permeabilidade, alta compressibilidade, além
de uma resistência ao cisalhamento nãodrenado de 10 kPa. Seguindo-se a esta camada
de solos aluviares encontram-se, de cima para
baixo, (i) Formação Columbia, um depósito de
12 a 15 metros de espessura composto de areia
com granulometria variando entre média e
grossa e densidade variando entre média e
densa; (ii) a Formação Potomac, um depósito e
argila bastante consolidada; e (iii) rocha
decomposta. Para a maioria dos projetos de
construção,
o
engenheiro
geotécnico
consideraria a Formação Columbia como a
camada que mais contribuiria à capacidade de
carga dos solos, pois, devido à espessura da
camada de material dragado/solos aluviares e à
sua baixa permeabilidade, estimou-se que a
dissipação do excesso de poro-pressão na
camada de solos moles levaria mais de 30 anos.
Para atender às crescentes demandas de
descarte de resíduos sólidos, a Delaware Solid
Waste Authority (DSWA) avaliou que a
expansão vertical das instalações existentes do
aterro CIL somente seria viável se
proporcionasse, no mínimo, um adicional de 17
milhões de metros cúbicos de capacidade para o
descarte de resíduos sólidos (i.e., 20 vezes a
capacidade existente na época). Devido às
condições do subsolo, o aterro sanitário previa
uma disposição final com um gradiente de
8 Horizontal:1 Vertical (8H:1V) e uma elevação
máxima de 52 metros acima do nível do mar. O
volume adicional requerido para satisfazer as
necessidades do aterro sanitário não poderia ser
obtido simplesmente aumentando o declive
lateral ou a altura do aterro sem comprometer a
estabilidade das fundações do aterro de CIL. A
viabilidade desta expansão vertical dependia da
superação de obstáculos relacionados à
construção sobre solos muito moles. Devido à
proximidade com os rios (o lugar está
localizado na confluência dos Rios Delaware e
Christina, ver Figura 1), o potencial para uma
expansão horizontal era limitado; portanto, a
principal alternativa para obter capacidade
adicional era expandir o aterro verticalmente.
Para obter a capacidade requerida, a única
opção disponível que proporcionaria esse
volume de despejo adicional seria construir um
muro de solo reforçado ao longo do perímetro
do aterro, com uma extensão de de 2.400
metros e uma altura de 21 metros. Desta forma,
resíduos sólidos seriam depositados atrás desta
estrutura. O estudo preliminar sobre a
viabilidade do projeto de expansão vertical
indicou que, para construir um muro com 21
metros de altura, a resistência ao cisalhamento
não-drenado deveria ser aumentada, no mínimo,
de 10kPa para 160kPa. Preliminarmente, a
solução sugerida para obter este ganho na
resistência ao cisalhamento seria usar deep soil
mixing - DSM, uma técnica que consiste em
misturar, in-situ, solo com cimento. Devido à
profundidade, extensão, e largura dos solos
moles que necessitavam de melhorias, o volume
de solo que precisava ser tratado foi estimado
em 2.5 mmc. Na época da realização da
construção, que iniciou-se em 2006, os preços
do cimento estavam significativamente
elevados devido à demanda global, então o
custo estimado para a opção de reforçar o solo
utilizando-se DSM foi calculado em torno de
US$150 milhões.
N
Margem do Rio Delaware em 1942
Muro
Reforçado
CIL - Aterro
Figura 1 – Localização do Aterro CIL
2. ESTUDO DE VIABILIDADE DE
DRENOS VERTICAIS PRÉ-FABRICADOS
A instalação de drenos verticais préfabricados (PVDs) é uma técnica comum que
apresenta uma boa relação custo-benefício,
principalmente quando os custos de reforço do
subsolo são elevados. Em geral, PVDs são
instalados em solos moles para melhorar as
características de drenagem destes e assim
dissipar mais rapidamente o excesso de poro
pressão que é gerado durante os estágios da
construção do muro de solo reforçado (i.e.,
depois da colocação de uma camada de solo, a
camada subsequente somente é construída após
a dissipação das poro pressões geradas durante
a construção da camada anterior). Piezômetros
são instalados em locais estratégicos para
monitorar a dissipação das pressão dos poros. O
tempo que a poro pressão leva para dissipar-se
depende da permeabilidade dos solos moles e
do espaçamento entre os PVDs e isto pode ser
estimado usando as tão conhecidas equações de
fluxo radial (e.g., Harbro)
Inicialmente, o uso de PVDs para aumentar
capacidade de carga da fundação parecia
inviável devido ao elevado peso do muro de
solo de 21 metros de altura que era
imprescindível para atingir o volume requerido.
Geralmente, a altura máxima de um muro
reforçado sobre solos moles é ditada pela
resistência ao cisalhamento não-drenado das
camadas inferiores. No aterro Cherry Island, a
altura máxima que poderia ter sido construída
usando as técnicas usuais de design seria em
torno de 7.5 metros (i.e., 13.5 metros menor que
o necessário para atingir o volume pretendido
de 17 milhões de metros cúbicos).
As técnicas de design comumente utilizadas
assumem que quando PVDs são instalados em
solos moles: (i) o excesso de poro pressões
gerado entre PVDs durante o carregamento é
uniforme; e (ii) somente a resistência ao
cisalhamento não-drenado é mobilizada durante
o carregamento. O excesso máximo de poro
pressões (Umax) gerado depois da instalação de
uma camada (e.g., de espessura igual a 3m para
o projeto do aterro de CIL) é estimado tendo
por base a assertiva de que a camada de solo é
construida de uma vez e isso ocasiona o
surgimento de excesso de poro pressões
aproximadamente igual ao peso da camada de
solo construida. Embora seja reconhecido que o
excesso de poro pressões no PVD é nulo e este
excesso aumenta a medida que a distância do
PVD aumenta (Figura 2), acredita-se,
tradicionalmente, que o excesso de pressões nos
poros entre PVDs são uniformes e iguais a Umax.
Entretanto, essa assertiva conservadora
concebida para facilitar o dimensionamento não
somente negligencia o fato de que o excesso de
poro pressão não é uniforme, como também não
leva em consideração como os PVDs afetam a
reação dos solos moles ao carregamento. Na
teoria, parâmetros drenados poderiam ser
usados para representar a resistência ao
cisalhamento de solos moles com PVDs se os
carregamentos aplicados (i.e., construção do
muro de solo reforçado) fossem impostos
lentamente, de forma a permitir que o excesso
de poro pressão dissipasse-se durante o
carregamento. Na prática, isso não poderia ser
implementado porque o ritmo do carregamento
necessitaria ser muito lento para que esta
alternativa fosse viável.
Figura 2 – Modelo de Distribuição de Poro Pressão
3. ESTACAS VIRTUAIS DE AREIA:
MODELO
HÍBRIDO
DRENADO–NÃO
DRENADOS
O aspecto mais importante do design
inovador deste muro de solo reforçado de 21
metros de altura foi o melhoramento dos solos
de fundação por meio de ‘estacas virtuais de
areia’ (virtual sand piles) juntamente com
250,000 metros quadrados de geotêxteis de alta
resistência. Drenos verticais pré-fabricados
foram empregados para criar estacas virtuais de
areia dentro da camada de 30 metros de
espessura de solos moles, a qual é
precariamente consolidada. Um importante
avanço para o design e construção de projetos
geotécnicos advindos deste projeto inclui o
desenvolvimento de modelos para predizer,
com acurácia, o desempenho destas estacas
virtuais de areia durante a construção do aterro.
O conceito de estaca virtual de areia está
ilustrado na Figura 2. Como exposto nesta
figura, quanto mais próxima um ponto está do
PVD, menor será o excesso de poro pressão
gerado e mais rápido ele será dissipado.
Portanto, dependendo da velocidade da
construção, podemos assegurar que há duas
zonas distintas com características diferentes de
resistência ao cisalhamento durante o
carregamento: uma zona drenada, próxima aos
PVDs, e uma zona não-drenada, mais afastada
dos PVDs. Então pode-se imaginar que a
instalação de PVDs faz com que os solos moles
ao redor dos PVDs ajam como estacas de areia
durante o carregamento. Esse conceito,
denominado Modelo Híbrido Drenado-Não
Drenado (HDU), constitui uma importante
opção de design em solos moles utilizando-se
PVDs. O desenvolvimento da metodologia
inovadora de design HDU para o melhoramento
de solos usando PVDs, e sua utilização para
analisar a capacidade de carga dos solos de
fundação durante a construção, tornou possível
e viável o uso de PVDs para o Projeto CIL.
Subsequentemente, um modelo mais realista
foi desenvolvido para considerar que: (i) os
solos localizados nas proximidades dos PVDs
dissipam o excesso de poro pressão que foi
gerado durante a construção do muro (ou o
futuro despejo de resíduos sólidos) mais
rapidamente que os solos mais distantes dos
PVDs (Figura 2); e (ii) o ritmo de construção
influencia o máximo de excesso de poro pressão
que pode ser gerado (i.e., poro pressão
dissipam-se tão logo a camada de solo é
construída). Para simplificar o desenvolvimento
do modelo, o ritmo da construção do muro foi
denominada Rc. Para cada camada de solo,
admitiu-se que o excesso de poro pressão
começa a dissipar-se logo após a construção da
mesma (ver Figura 2). Assumindo uma queda
exponencial, a equação do excesso de poro
pressão resultante em função do tempo pode ser
descrita como:
u(t ) =
[1− e ]
α
Rc
−α t
for
t ≤ tp
(1)
em que tp é o tempo que leva para realizar o
carregamento e α é um parâmetro que está
relacionado às Equações de Barron (1948),
desenvolvidas para drenos de areia:
α=
2
Fn
Fn =
n=
ri
re
⎛ cv ⎞
⎜ 2⎟
⎜r ⎟
⎝ i ⎠
n2
3n 2 − 1
ln(
n
)
−
n2 −1
4n 2
(2)
(3)
(4)
E cv é o coeficiente de consolidação; ri é o
raio da influência dos PVDs; e re é o rádio
equivalente ao PVD. A poro pressão máxima
acontece em t = tp. Consequentemente, depois
da cosntrução da camada de solo, pressupõe-se
que o excesso de poro pressão é dissipado de
acordo com a Equação (1), então:
u(t ) =
[1 − e ]e
α
Rc
−α t p
−α (t −t p )
for
t >tp
4. SELEÇÃO
DO
DIÂMETRO
ESTACA VIRTUAL DE AREIA
(5)
DA
As Equações (1) a (5) foram usadas para
selecionar o espaçamento apropriado entre os
PVDs juntamente com o ritmo de construção
correspondente para que os solos próximos aos
PVDs gerassem poro pressões significamente
menores, o que possibilitou modelar os solos
moles em torno do PVD como uma estaca
virtual de areia. Isso significa que esses solos
podem ser considerados como drenados durante
o carregamento. O procedimento modificado
consiste em selecionar a quantidade de excesso
de poro pressão que tenha um efeito
insignificante na estabilidade do aterro e então
retro-calcular a distância entre PVDs que
corresponde a este valor. Como resultado, o
material dragado/solos aluviares melhorados
com os PVDs puderam ser visualizados (e
analisados) como uma camada de solo mole
reforçada com estacas virtuais de areia. Em
outras palavras, as colunas de solo ao redor dos
PVDs (i.e., estacas virtuais de areia) apresentam
uma resistência ao cisalhamento drenado
durante o carregamento, enquanto o solo fora
dos limites das estacas virtuais de areia
apresenta uma resposta não-drenada à
resistência ao cisalhamento.
Para
o
ritmo
da
construção
(aproximadamente 1 metro de espessura por
semana) e os tipos de solo presentes em CIL
(cv = 0.0022
cm2/s),
aproximadamente
1,8 milhões de metros de drenos verticais préfabricados (PVDs) foram instalados com um
espaçamento de 1,5 metros para possibilitar a
dissipação de 90% do excesso de poro pressão
gerado durante a construção do muro de solo
reforçado, em aproximadamente 90 dias. As
especificações técnicas previam a construção de
camadas de 3 metros de altura em um ritmo de
1 metro por semana a cada 90 dias (ou seja, um
intervalo de 90 dias entre a construção de cada
camada de 3 metros de espessura).
Considerando-se o peso específico dos solos
usados na construção do muro como
19.7kN/m³, a poro pressão inicial máxima foi
calculada como 60 kPa (i.e., 6.1 metros de
água). Tomando tais condições por base,
admitiu-se que, se a poro pressão média gerada
a uma determinada distância do PVD fosse em
torno de 15% do valor máximo estimado, então
o material poderia ser considerado como
drenado. Com base nessas explicações, foi
estimado que os materiais dragados/solos
aluviares presentes a uma distância radial de
46 cm
dos
PVDs
apresentariam
um
comportamento drenado durante cada estágio da
construção do muro de solo reforçado.
5.
ANÁLISE DE ESTABILIDADE
O principal objetivo da metodologia proposta
é possibilitar à comunidade geotécnica o uso de
ferramentas típicas para análise de estabilidade
(i.e., métodos de análise baseados no equilíbrio
limite). A implementação da metodologia HDU
foi bastante simplificada, pois as análises de
estabilidade foram realizadas utilizando-se
métodos convencionais de equilíbrio limite,
com o diferencial de que as resistências ao
cisalhamento dos solos nas zonas drenadas e
não-drenadas foram levadas em consideração.
Consequentemente, na análise da estabilidade
do talude usando métodos de equilíbrio limite,
os materias dragados/solos aluviares próximos
aos PVDs foram considerados como drenados
com parâmetros de tensão efetiva dados por
φ´ = 34º (obtidos através de testes triaxiais em
amostras consolidadas), enquanto em áreas
mais distantes dos PVDs os materiais foram
considerados não-drenados com parâmetros de
normalizados pela sobrecarga efetiva dado por
Su/σ´ = 0.29 (parâmetros obtidos a partir de
ensaios de cone de penetração e ensaio de
palheta – vane shear test). A Figura 3 mostra a
estratigrafia do solo durante a construção.
Como pode ser visto na figura, a camada de
material dragado/solos aluviares é modelada
como colunas verticais com parâmetros
intercalados (drenados e não-drenados) para
representar o modelo HDU. Como mostrado no
modelo, a largura das colunas de solo não
necessariamente representa a largura da estaca
virtual de areia (i.e., 0,92 m), pois apenas a
razão entre áreas drenadas e não-drenadas
precisa ser considerada. Isso pode ser estimado
por:
⎛ 2r
Ar = ⎜ s
⎜D
⎝ pvd
2
⎞
⎟ × 100
⎟
⎠
(6)
onde Dpvd é a distância entre os PVDs e rs é o
raio da estaca virtual de areia (1,5 m e 0,46 m
para este projeto, respectivamente). Por
conseguinte, a porcentagem de área drenada é:
2
⎛ 0.92 ⎞
Ar = ⎜
⎟ × 100 = 38%
⎝ 1.5 ⎠
(7)
Então, ao modelar fazendo uso de métodos
de equilíbrio limite, desde que as colunas
verticais (material drenado) representem
aproximadamente 38% da área total com os
PVDs, a largura real das colunas verticais é
irrelevante. Entretanto, o número de colunas
verticais deve ser selecionado de forma que a
distribuição não influencie o mecanismo de
ruptura. Por exemplo, não seria apropriado usar
duas tiras verticais. Além disso, para aumentar a
estabilidade do muro de solo reforçado durante
a construção, mais de 200.000 m2 de geotêxtil
de alta resistência foram instalados na base do
muro. A resistência do geotêxtil de alta
resistência especificada para este projeto foi de
1.170 kN/m, e à epóca da construção
representava um dos mais resistentes geotêxteis
já manufaturados nos Estados Unidos.
Uma outra notória vantagem do modelo
HDU reside no fato de que os PVDs fora da
área carregada contribuem positivamente para a
estabilidade do muro, pois parte do material
dragado/solos aluviares pode ser modelada
utilizando-se parâmetros drenados, aumentando,
portanto, a resistência ao cisalhamento ao longo
de potenciais superfícies de rupturas. Como
exibido na Figura 3, a zona com os PVDs
extendeu-se além dos limites do muro reforçado
com o intuito de aumentar o fator
segurança contra deslizamentos durante a
construção.
A solução proposta foi significativamente
mais barata que a DSM. O custo total de
instalação dos PVDs, acrescido dos geotêxteis
Material dragado/solos aluviares
(em baixo do aterro)
Material dragado/solos aluviares
(PVDs)
Material dragado/solos aluviares
(Sem PVDs)
Formação Columbia
Figura 3 –Modelo de Equilíbrio Limite de Dragas
Melhoradas com PVDs
6. MONITORAMENTO E MODELAGEM
DURANTE A CONSTRUÇÃO
Ao contrário da maioria das obras
geotécnicas,
as
especificações
técnicas
indicaram que o muro reforçado não poderia ser
construído tão rápido quanto a logística
possibilitasse, mas, ao invés disso, requereria
uma construção dividida em fases, com
demandas de desempenho específicas e
autorização de engenheiros geotécnicos em
cada estágio da construção. Para evitar o
desenvolvimento de altas poro pressões, cada
estágio da construção do muro foi limitado a
camadas com 3 metros de espessura, seguida de
uma período de 3 meses para a dissipação da
pressão nos poros. Para monitorar o
desempenho dos solos de fundação durante os
estágios de construção, dados foram coletados
de 85 instrumentos de monitoramento de
subsolo instalados estrategicamente ao longo de
17 linhas, aproximadamente 150 metros entre
si. Instrumentos monitorados incluíam 51
piezômetros para medir as poro pressões
geradas na camada de material dragado/solos
aluviares durante o carregamento em três
profundidades diferentes, 17 sensores de
recalque utilizados para medir a adensamento
(i.e., deslocamento vertical), e 17 inclinômetros
instalados na base do muro para obter um perfil
de deslocamento horizontal com profundidade
durante o carregamento.
Embora o uso de análises de estabilidade de
talude utilizando equilíbrio limite seja
geralmente apropriado durante a etapa de
design, quando dezenas de seções são
estudadas, deformações medidas em campo
(horizontal e vertical) não podem ser utilizadas
conjuntamente com o método de equilíbrio
limite. Consequentemente, para modelar a
construção, vários modelos de elementos finitos
(FEM) foram desenvolvidos usando PLAXIS
para predizer consolidação, deslocamentos
horizontais, e poro pressões desenvolvidas
durante cada cada estágio da construção do
muro reforçado. Depois da construção de cada
estágio (i.e., camda de 3 metros de espessura),
os valores preditos foram comparados aos
valores medidos em determinadas seções
transversais para verificar se o muro reforçado e
os solos de fundação estavam apresentando o
desempenho esperado.
Dados obtidos durante a construção da
primeira camada foram usados para calibrar os
parâmetros utilizados nas análises de FEM de
forma que a construção da muro reforçado
pudesse ser monitorada de perto durante todo o
período de construção. Além disso, dado que
todos os materiais utilizados na construção
foram importados e porque a base do muro iria
recalcar durante a construção, uma estimativa
confiável do adensamento era necessária para
acompanhar, com acurácia, o verdadeiro
volume de solo importado, e subsequentemente
a medição e pagamento.
A Figura 4 mostra um exemplo de
comparação entre as poro pressões medidas e as
estimadas utilizando-se FEM.
40.00
2nd Lift
4th Lift
3rd Lift
35.00
Comp.
Berm
1st Lift
5th Lift
FS=1.39
FS=1.45
Excess Pore Water Pressure (ft)
de alta resistência, foi de aproximadamente $11
milhões, resultando, portanto, em uma
economia significante em comparação ao
design inicial (custo de implantação menor que
10% do projeto inicial).
6th Lift
(5 baskets)
FS=1.33
FS=1.55
FS=1.30
30.00
25.00
FS=1.87
FS=1.51
FS=1.41
FS=1.63
20.00
FS=1.80
FS=2.05
15.00
10.00
FS=2.21
FEM Prediction
FS=2.23
5.00
Corrected Mornitoring
Data
0.00
0
100
200
300
400
500
600
700
800
900
Time (days)
Figura 4 – Comparação entre Poro Pressões medidas
em campo e preditas por FEM
1000
Embora o calendário da construção tenha
sido inicialmente estabelecido com base no
ritmo de dissipação da poro pressão usando o
modelo simplificado de drenagem descrito
acima, o calendário foi constantemente ajustado
durante a construção, tão logo as leituras dos
instrumentos geotécnicos de monitoração
instalados ao longo das 17 seções transversais
eram coletadas. Em áreas de construção ativa, a
leitura dos dados era realizada diariamente.
Com base no coeficiente de consolidação
estimado, assentamentos da ordem de 4 metros
eram esperados durante a construção. Os
deslocamentos máximos vertical e horizontal
registrados foram de aproximadamente 4,6 m e
1,8 m, respectivamente.
7. ASPECTOS
GERAIS
DA
CONSTRUÇÃO DO MURO REFORÇADO
Uma íntima interação entre o projetista, o
empreiteiro, e o cliente possibilitou que a
interpretação geotécnica dos dados, o
compartilhamento de informações, e o ajuste no
calendário de construção ocorressem com
fluidez. Ao proporcionar claramente a todas as
partes envolvidas no projeto quando a próxima
camada poderia ser construída, foi possível
gerenciar a obra com flexibilidade e minimizar
os impactos no calendário geral da construção.
A construção do muro reforçado começou em
Agosto de 2007. Após à construção de duas
camadas de solo sobre cada um dos três lados
do muro, tornou-se aparente que o ritmo de
dissipação de poro pressão era diferente para
cada lado. No lado adjacente ao Rio Christina, o
excesso de poro pressão dissipava-se
consistentemente em três meses. Entretanto, o
excesso de poro pressão do lado referente ao
Rio Delaware dissipava-se mais rapidamente,
em aproximadamente 45 dias. A explicação
para este comportamento diferenciado deve-se à
existência de lentes de areia, as quais haviam
sido um problema durante a instalação do PVD,
foram vistas como um benefício durante a
construção do muro. Essas lentes de areia eram
significamente mais permeáveis que os solos
finos em seu entorno e, como resultado, elas
tornaram-se um meio para o transporte rápido
de água dos poros para os PVDs. No lado
Norte, no entanto, a dissipação da poro pressão
observada demorou mais que o tempo previsto,
aproximadamente cinco meses, provavelmente
devido à presença de solos menos permeáveis e
da ausência de PVDs ao longo de um corredor
destinado à instalação de tubulação de gás
metano.
Como resultado, foi necessário que o
empreiteiro alterasse significativamente a
sequência original de construção. Ao invés de
continuar com um ritmo regular em todos os
2.400 metros de extensão do muro, as condições
de poro pressão demandaram que o empreiteiro
alternasse o trabalho continuamente entre os
lados dos rios Christina e Delaware e o lado
Norte. Com análises diárias dos dados
geotécnicos e revisão frequente dos resultados
das análises tensão-deformação utilizando
elementos finitos, foi possível identificar o
momento em que cada áreas de construção
estava pronta para receber carregamento
adicional, dessa forma a empreiteira pôde
continuar seu trabalho ininterruptamente.
Eventualmente, o plano original de construir
camadas de 3 metros de espessura com 800 a
1.000 metros de comprimento a cada 90 dias
evoluiu para a construção de camadas de 3
metros de espessura em trechos variando entre
100 e 800 metros de extensão. A habilidade da
empreiteira em reorganizar seus esforços para
construir
várias
seções
do
muro
simultaneamente, com base em um feedback
semanal do projetista, tornou-se uma peça
fundamental para o sucesso do projeto. Dessa
forma, em Julho de 2010, 36 meses após o
início, a construção do muro reforçado foi
concluída.
8. GERENCIAMENTO
PLUVIAIS
DAS
ÁGUAS
Um dos desafios mais significativos do
projeto foi o design e a construção de um
sistema de gerenciamento das águas pluviais
para o aterro. O escoamento das águas pluviais
do aterro vai seguir para o topo do muro, e para
evitar problemas de erosão e estabilidade, elas
serão conduzidas por meio de “drop inlets” (ver
Figura 5) verticalmente para a base exterior do
muro e eventualmente serão despejadas nos rios
Delaware e Christina após uma queda vertical
de aproximadamente 30 metros. Para
administrar o escoamento do esperado volume
de água pluvial, o design demandou tubos
concretos com 2 metros de diâmetro. Devido à
sobrecarga resultante do peso do muro, tubos de
concretos reforçados (RCP) de Classe V foram
utilizados. Entretanto, devido ao fato de ser
esperado um recalque superior a 4 metros,
manter a integridade do RCP rígido dentro do
muro era uma questão preocupante.
engenharia, considerando o tamanho do aterro e
a espessura e resistência da camada de solos
moles sobre a qual ele foi construído. O design
e a construção bem-sucedidos deste projeto,
utilizando técnicas inovadoras de design e
construção abre oportunidades para as
construções mais agressivas sobre material
dragado e solos moles.
O uso de PVDs neste local, que foi mostrado
como um material possível de ser utilizado
através do uso da metodologia HDU, resultou
na economia de mais de 150 milhões de dólares
quando comparado às técnicas convencionais de
melhoria do solo como a mistura de solos
profundos ou de colunas de agregado.
Figura 5 – Desenho esquemático do sistema de
gerenciamento de águas pluviais
Para acomodar este nível de recalque, foi
definida uma estratégia de conectar os tubos de
RCP por meio de juntas flexíveis e articuladas.
Cada junta possibilita uma pequena rotação sem
danos nas tubulações, de forma que todas as
rotações das juntas seriam capazes de
compensar o recalque diferencial esperado.
Cada um dos tubos foi modelado com o uso de
avançadas técnicas de elemntos finitos para
estimar o recalque diferencial e a rotação
esperada entre as seções de RCP. A análise
indicou que as juntas RCP acomodariam as
rotações esperadas e os recalques diferenciais.
Uma laje de concreto armado foi instalada
abaixo da tubulação, dentro do muro reforçado.
A armação de aço para a laje foi projetada para
ser descontinuada em cada junta, fazendo com
que o recalque diferencial se manifestasse nas
juntas. Após a construção do muro reforçado,
uma inspeção detalhada da tubulação das águas
pluviais foi realizada, indicando que os tubos de
RCP tiveram o desempenho esperado.
9.
CONCLUSÕES
A finalização deste projeto (Figura 6)
representa uma conquista significativa para a
Figura 6 – Vista do muro reforçado finalizado
REFERÊNCIAS
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Soils by Drain Wells”. ASCE Trans, paper 2346, V.
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