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 Barron, R.A. (1948). “Consolidation of Fined-Grained Soils by Drain Wells”. ASCE Trans, paper 2346, V. 113, 718-724. Espinoza R.D., Houlihan M.F. and Ramsey, T.B. Design of High Soil Berms over Soft Soils. Geo-Strata, March-April 2011, pp. 52-54. Hales, L. Accomplishments of the Corps of Engineers Dredging Research Program. Journal of Costal Research, Vol. 11, No. 1, pp. 68-88, Fort Lauderdale, Florida.