EVOLUÇÃO NO TEMPO DAS DEFORMAÇÕES INDUZIDAS
PELA ESCAVAÇÃO DE UM TÚNEL SUPERFICIAL
Paulo Venda de Oliveira1; Mafalda Lopes2 & Jorge Almeida e Sousa3
Resumo - Apresenta-se neste artigo alguns resultados de uma análise paramétrica efectuada com o objectivo de avaliar
a forma como o alívio das tensões permitido no contorno da abertura, o tipo de solo (sua resistência e sua história de
tensões) e a permeabilidade do suporte afectam a evolução temporal dos deslocamentos induzidos no maciço
envolvente de um túnel circular. Nos cálculos utilizou-se um programa plano de elementos finitos que incorpora o
modelo elasto-plástico “MIT-E3”, capaz de reproduzir as principais características do comportamento mecânico de
argilas normalmente consolidadas ou moderadamente sobreconsolidadas (OCR<8).
Abstract - The paper presents some results of a parametric study performed to evaluate the influence of the stress
release, the soil type (its strength and stress path) and the permeability of the support on the evolution in time of soil
displacements. The construction of a circular tunnel is analysed. The analysis was performed using a two-dimensional
finite-element mesh with an elasto-plastic “MIT-E3” reological model. The model is able to accurately simulate the
mechanical behaviour of normally consolidated and moderately overconsolidated clays (OCR<8).
Palavras-Chave: túneis, MIT-E3, pressões intersticiais
INTRODUÇÃO
A presença de água num maciço envolvente de um túnel afecta não só as cargas actuantes na estrutura de suporte
como também as condições de estabilidade na frente de escavação e a grandeza e a distribuição dos assentamentos
induzidos, particularmente à superfície do terreno. Enquanto que nos solos de natureza granular estes efeitos são
imediatos, nos solos finos eles são diferidos no tempo, estando associados às variações das pressões de água nos poros.
Estas variações da pressão intersticial dependem dos excessos de pressões neutras gerados a curto prazo pela construção
do túnel e da permeabilidade do suporte [1].
A grandeza e a distribuição dos excessos de pressões intersticiais gerados a curto prazo pela construção do túnel
são em larga medida dependentes do método construtivo empregue.
Nas modernas tuneladoras com confinamento líquido ou por contra-pressão de terras são frequentemente gerados
excessos positivos de pressão de água nos poros como consequência da aplicação de pressões de suporte na frente
superiores ás tensões in situ e (ou) ao emprego de excessivas pressões de injecção de argamassa e de calda de cimento
para o preenchimento do vazio que é continuamente criado entre o suporte e a superfície do terreno escavado à medida
que o escudo avança [2].
Noutros métodos construtivos em que a escavação da frente se processa sob pressões inferiores às tensões in situ,
nomeadamente nos métodos de construção sequencial, resultados de análises teóricas [3] e [4], de ensaios sobre
modelos reduzidos [5] e de observação de obras reais [6], evidenciam a dependência da grandeza e da distribuição dos
excessos de pressões intersticiais gerados a curto prazo pela construção do alívio das tensões permitido no contorno da
abertura e do tipo de solo (sua resistência e sua história de tensões).
No caso de argilas sobreconsolidadas, em consequência da dilatância positiva exibida por estes solos, a
conjugação do decréscimo da tensão normal média com o aumento das tensões de corte associados ao alívio das tensões
(ocasionado pela escavação) são responsáveis pela diminuição das pressões de água nos poros do maciço envolvente.
Naturalmente que esta diminuição será tanto mais acentuada quanto maiores forem os graus de sobreconsolidação da
argila e o alívio das tensões permitido no contorno.
Em argilas normalmente consolidadas ou levemente sobreconsolidadas (solos com dilatância negativa) o
problema é mais complexo. Na realidade, o decréscimo da tensão normal média e o aumento das tensões de corte no
maciço envolvente do túnel têm efeitos contraditórios sobre os excessos de pressão de água gerados, pelo que estes, de
acordo com a importância relativa daquelas variações, podem ser positivos ou negativos.
Qualquer que seja os excessos de pressões intersticiais gerados a curto prazo, se a permeabilidade do suporte não
for muito inferior a do maciço envolvente, como é frequente no caso de solos argilosos [7], o túnel funciona como um
“dreno”. Em tais situações, o estabelecimento de um fluxo de água para dentro da cavidade criada origina uma redução
das pressões de agua nos poros em redor do túnel com a consequente consolidação do maciço envolvente [3]. Em caso
de impermeabilização do suporte, as pressões de água nos poros no maciço envolvente do túnel evoluem no tempo de
acordo com os excessos de pressões intersticiais gerados a curto prazo pela construção, restabelecendo-se a longo prazo
as condições correspondentes ao equilíbrio hidrostático.
1
Faculdade de Ciências e Tecnologia, Universidade de Coimbra, [email protected]
Esc. Sup. de Tecnologia e Gestão, Inst. Pol. de Viana do Castelo, [email protected]
3
Faculdade de Ciências e Tecnologia, Universidade de Coimbra, [email protected]
2
Incluído num estudo, recentemente iniciado, sobre o comportamento de túneis construídos em maciços de
natureza argilosa, efectuou-se uma análise comparada dos efeitos que, sobre a evolução no tempo dos deslocamentos
induzidos, em particular à superfície do terreno, têm o tipo de solo, o alívio das tensões permitido no contorno da
abertura e a permeabilidade do suporte.
Para a prossecução de tal objectivo foi utilizado um programa plano de elementos finitos desenvolvido na
FCTUC [8], que permite a realização de análises elasto-plásticas com consolidação acoplada, tendo-se considerado o
modelo “MIT-E3” para simular o comportamento mecânico dos solos argilosos.
Neste artigo apresenta-se alguns dos resultados preliminares daquela análise paramétrica.
O MODELO “MIT-E3”
Preâmbulo
O modelo “MIT-E3”, constituindo uma evolução dos modelos “MIT-E1” e MIT-E1(R2)”, permite simular com
algum rigor o comportamento de argilas saturadas normalmente consolidadas ou moderadamente sobreconsolidadas
(OCR<8) [9].
Pretendendo incorporar algumas das principais características do comportamento de solos sobreconsolidados, o
modelo “MIT-E3” associa o modelo histerético perfeito com a formulação da superfície de plasticidade limite e com um
modelo elasto-plástico que descreve as propriedades anisotrópicas de argilas normalmente consolidadas em condições
“K0”.
Modelação do comportamento normalmente consolidado
A descrição do comportamento do solo normalmente consolidado é feita através de um modelo elasto-plástico,
com o qual é possível reproduzir o comportamento anisotrópico em condições “K0” e a sua evolução com os
carregamentos subsequentes e, ainda, o fenómeno de amolecimento que é observado experimentalmente para certos
modos de deformação.
Como em qualquer outro modelo elasto-plástico, também neste o incremento total das deformações é composto
por uma parcela elástica e outra plástica.
A componente elástica é dependente do incremento da tensão efectiva e calculada através da lei de Hooke
generalizada. A componente plástica é determinada recorrendo à teoria incremental da plasticidade, o que exige a
definição de uma função de cedência, de leis de endurecimento do material, de um critério de rotura e de uma função de
potencial plástico. A função de cedência, cuja representação no espaço das tensões definido por seis dimensões tem a
forma de um elipsóide inicialmente orientado segundo a direcção de consolidação (Fig. 1), é expressa pela equação:
5
F = −c 2 p' (2α '− p') + ∑ ({si }− p' {bi })2 = 0
(1)
i =1
representando:
c o coeficiente dos semi-eixos do elipsóide, que é um parâmetro do material;
α’ a variável que controla o tamanho da superfície de cedência;
p’ a tensão normal média efectiva;
{si} o vector das tensões desviatórias, expresso em termos de variáveis transformadas;
{bi} o vector que descreve a orientação da superfície de cedência.
A evolução da superfície de cedência com o escoamento plástico é controlada por duas leis de endurecimento,
expressas em termos de extensões volumétricas plásticas. Uma das leis permite descrever a variação do tamanho e a
outra a variação da orientação da superfície de cedência.
O critério de rotura subjacente ao modelo, coincidente com o critério do estado crítico, é definido no espaço
das tensões generalizadas por uma superfície cónica anisotrópica com o vértice localizado na origem (Fig. 1), cuja
expressão matemática é:
5
h = − k 2 p ' 2 + ∑ ({si }− p ' {ξ i })2
(2)
i =1
representando k uma constante do material e {ξi} um vector que define a anisotropia do critério de rotura e cuja
orientação é estabelecida pelos valores dos ângulos de atrito em compressão e extensão triaxial.
O modelo utiliza uma lei de fluxo não associada que permite satisfazer as condições “K0” e as condições do
Estado Crítico, segundo as quais, quando o estado de tensão se aproxima do cone de rotura, a energia dissipada é
inteiramente consumida pela deformação de corte, sendo nula a deformação volumétrica [10].
R : Estado de tensao corrente (sobreconsolidado)
V : Estado de tensão para uma situação normalmente consolidada
I : Ponto imagem
X
Cone do estado crítico
{s}
s
Rc
Superfície de cedência limite, f
I
V(2α' , 2α'{b})
R
=
{β}
}
+ {I
{ b}
Rx
R
C
C
O'
O
O
p'
2α'o
2α'
Superfície de cedência interior, fo
X'
Figura 1 – Superfícies de cedência e de rotura do modelo “MIT-E3”
Modelação do comportamento sobreconsolidado
λ
1
B
Índice de vazios, e
Índice de vazios, e
Estudos laboratoriais sobre o comportamento de argilas evidenciam que em ciclos de descarga-recarga em
corte drenado ou em compressão hidrostática se verifica [9]: i) uma resposta muito mais rígida do que a obtida na curva
de carga primária; ii) um comportamento tensão-deformação histerético; iii) a existência de deformações plásticas no
fim do ciclo. Para a simulação destas características do comportamento das argilas sobreconsolidadas, o modelo “MITE3” incorpora o modelo histerético perfeito [11] e o modelo da superfície de plasticidade limite [12]
Com o primeiro dos modelos simula-se o comportamento não linear (mesmo para pequenos níveis de
deformação) de uma argila sobreconsolidada num ciclo de descarga-recarga (Fig. 2 a) através da variação gradual da
rigidez entre os pontos reversíveis (A e B). Na formulação do modelo é necessária a identificação do ponto de
reversibilidade da carga e o estabelecimento de expressões para o cálculo da rigidez tangencial, cujo valor será função
do afastamento do estado de tensão corrente do correspondente ao ponto reversível.
LC
V
A
p'B
p'A
(a)
ln p'
λ LCV
1
B
B'
A
∆ε
p
C
p'B
p'A
p'C ln p'
(b)
Figura 2 – Modelação de um ciclo de descarga-recarga em compressão hidrostática:
a) modelo histerético perfeito; b) modelo “MIT-E3”
Com o segundo dos modelos consegue-se simular o desenvolvimento de deformações plásticas em argilas
sobreconsolidadas (Fig. 2b), o que possibilita o acoplamento entre o comportamento volumétrico e o distorcional e a
existência de uma transição suave entre um estado sobreconsolidado e uma situação normalmente consolidada. Na
formulação do modelo, a superfície de plasticidade limite corresponde à superfície de cedência descrita pela Equação 1
e o comportamento plástico para estados de tensão sobreconsolidados, R, é associado ao comportamento plástico de um
ponto imagem, I, situado naquela superfície (Fig. 1). Esta situação corresponde à definição de uma superfície de carga f0
que passa pelo ponto representativo do estado de tensão sobreconsolidado, homotética à superfície limite f, com um
coeficiente de forma α0’/α’.
Parâmetros que caracterizam o modelo
O modelo “MIT-E3” necessita de 15 parâmetros para a sua caracterização completa, sendo uns determinados
directamente de ensaios e outros ajustados a partir de análises paramétricas.
Nas análises numéricas apresentadas neste artigo utilizaram-se os parâmetros da argila de Boston – “Boston
nc
Blue Clay” : eo = 1,12, λ = 0,184, C = 22,0, n = 1,6, h = 0,2, Ko = 0,48, ν = 0,277, φ 'TC = 33,4º, φ 'TE = 45,9º,
c = 0,86, St = 4,5, w = 0,07, γ = 0,5, κo = 0,001, ψo =100,0.
ESTUDO PARAMÉTRICO
Metodologia e cálculos efectuados
O caso de estudo escolhido, propositadamente simples, diz respeito à escavação de um túnel circular de 10m de
diâmetro aberto a uma profundidade de 20m (H/D=2,0) num estrato de argila subjacente a uma formação arenosa com
uma espessura de 5m. O nível freático admite-se localizado à superfície do terreno. A estrutura de suporte é constituída
por um anel contínuo de betão de 0,30m de espessura e admitida em contacto perfeito com o maciço envolvente.
A malha de elementos finitos empregue, representada na Figura 3, compreende 961 pontos nodais e 308
elementos quadrangulares “híbridos” (com interpolação quadrática e linear para os deslocamentos e pressões
intersticiais, respectivamente). Nas fronteiras laterais da malha, uma coincidente com o eixo de simetria e outra
localizada a uma distância deste de 225 metros, foram impedidos os deslocamentos segundo a horizontal. A fronteira
inferior da malha, na qual foram impedidos quaisquer deslocamentos, foi situada a uma profundidade de 60m.
Figura 3 – Malha de elementos finitos utilizada no estudo paramétrico
No que concerne às condições hidráulicas, foram admitidas as seguintes hipóteses: i) a pressão de água nos poros
na camada superficial arenosa, definida pelo nível freático, é constante; ii) as fronteiras lateral coincidente com o eixo
do túnel e inferior da malha são impermeáveis; iii) a fronteira lateral a 225 metros do eixo do túnel é permeável; iv) a
formação argilosa é considerada isotrópica em termos de permeabilidade, sendo caracterizada por k = 5x10-9m/s.
O estado de tensão inicial foi admitido como geostático. Para a sua determinação foi adoptado para ambas as
formações um valor do peso volúmico de 20kN/m3. Para a formação arenosa foi considerado em todos os cálculos um
valor do coeficiente de impulso em repouso de 0,5.
Para a formação arenosa (E’ = 40MPa; ν’ = 0,3) e para o suporte (E = 30GPa; ν = 0,2) admitiu-se um
comportamento elástico, linear e isotrópico. Na caracterização através do modelo “MIT-E3” do comportamento do solo
de natureza argilosa foram adoptados os valores dos parâmetros indicados no ponto anterior.
Os efeitos da tridimensionalidade do problema foram simulados em deformação plana recorrendo ao método de
convergência-confinamento. A simulação da escavação foi assim feita em duas fases. Na primeira fase, procurando
simular as deformações que ocorrem antes da instalação do suporte, libertou-se apenas uma determinada parcela das
forças nodais equivalentes ao estado de tensão inicial, α. Na segunda fase, uma vez instalado o suporte, aliviou-se as
forças nodais remanescentes. Nestas duas fases foram admitidas condições não drenadas. Nas outras dez fases de
cálculo simulou-se o processo de consolidação subsequente à escavação.
Foram realizados sete cálculos, com as características que se resumem no Quadro 1. Com os quatro primeiros
cálculos procurou-se avaliar a influência do tipo de solo e do alívio de tensões permitido no contorno na resposta
diferida do maciço. É de notar que os valores dos factores de alívio nos cálculos C e D foram definidos por forma a que
os deslocamentos verticais no coroamento do túnel fossem idênticos aos determinados nos cálculos A e B,
respectivamente. Como os três últimos cálculos pretendeu-se avaliar a influência da permeabilidade do suporte.
Quadro 1 – Cálculos efectuados
OCR
K0
α
Coef. de
permeabilidade do
suporte (m/s)
A
B
C
D
1,1
1,1
6,0
6,0
0,50
0,50
0,85
0,85
0,28
0,32
0,40
0,63
0,0
0,0
0,0
0,0
E
F
6,0
6,0
0,85
0,85
0,40
0,63
5x10-11
5x10-11
G
6,0
0,85
0,40
5x10-10
Cálculos
Tipo de solo
Factor de alívio
Excessos de pressão de água nos poros gerados
A influência do tipo de solo e do alívio das tensões permitido no contorno da abertura nos excessos de pressão
de água nos poros gerados pela escavação é ilustrada na Figura 4.
Figura 4 – Distribuição dos excessos de pressão de água nos poros gerados a curto-prazo pela construção:
a) cálculo A; b) cálculo B; c) cálculo C; d) cálculo D
Como a observação da figura evidencia, em todos os cálculos verificou-se que no maciço localizado abaixo do
túnel foram gerados importantes excessos negativos de pressão de água nos poros. Estas variações de pressão da água
intersticial negativas estão, essencialmente, associadas à acentuada diminuição da tensão normal média que aí ocorre
quando da instalação do suporte e da libertação das forças nodais remanescentes.
Nas zonas junto dos hasteais e do coroamento do túnel a situação é diferente. Como se pode facilmente
constatar, nestas zonas os excessos de pressão de água nos poros gerados pela construção dependem significativamente
do tipo de solo.
Com efeito, nos cálculos A e B, em que a argila envolvente do túnel é, praticamente, normalmente consolidada
(OCR=1,1), os excessos de tensão neutra gerados são positivos em consequência da dilatância negativa exibida por
aquele solo. Os valores mais elevados ocorrem entre o hasteal e o coroamento por ser aí que são máximas as variações
das tensões de corte associadas ao alívio de tensões ocasionado pela escavação.
Com o aumento do grau de sobreconsolidação da argila, em consequência da dilatância positiva que esta passa
a exibir, as variações das tensões de corte passam a ser responsáveis pela diminuição da pressão de água nos poros, pelo
que as zonas de sucção em redor da abertura tendem a aumentar. Os resultados dos cálculos C e D, correspondentes a
uma argila com OCR=6,0 ilustram claramente isso. Praticamente, em todo o maciço envolvente do túnel são gerados
excessos negativos da pressão de água intersticial.
O exame da figura anterior mostra ainda que, para os valores do factor de alívio considerados, não são muito
significativas as diferenças nos excessos de tensão neutra gerados nos cálculos A e B. O mesmo não acontece nos
cálculos C e D. Nestes casos, uma vez que tanto o decréscimo da tensão normal média como o aumento das tensões de
corte associados ao alívio das tensões são responsáveis pela diminuição da pressão de água nos poros, esta será tanto
maior quanto maior for o factor de alívio considerado.
Deslocamentos induzidos no maciço envolvente
Nas Figuras 5 e 6 inclui-se os assentamentos à superfície do terreno e os deslocamentos verticais de pontos
situados acima do túnel sobre o eixo de simetria obtidos nos quatro primeiros cálculos numéricos no fim da construção
e no fim do processo de consolidação subsequente, em que as pressões de água nos poros tenderam para a condição de
equilíbrio inicial. Na Figura 5 compara-se os resultados obtidos nos cálculos A e B, enquanto que na Figura 6 são
comparados os resultados decorrentes dos cálculos C e D.
0
-10
0
20
5
Profundidade (m)
Assentamento (mm)
2.5
10
30
40
50
7.5
10
60
0
10
20
30
40
50
60
70
x (m)
12.5
Alfa=0,28 ; t = 0
Alfa=0,28 ; t. final
Alfa=0,32 ; t = 0
Alfa=0,32 ; t. final
15
0
10
20
30
40
50
60
70
Assentamento (mm)
Figura 5 – Deslocamentos induzidos no maciço envolvente - solo normalmente consolidado.
0
-5
2.5
5
5
Profundidade (m)
Assentamento (mm)
0
10
15
7.5
10
20
0
10
20
30
40
50
x (m)
Alfa=0,40 ; t = 0
Alfa=0,40 ; t. final
Alfa=0,63 ; t = 0
Alfa=0,63 ; t. final
60
70
12.5
15
0
10
20
30
40
50
60
70
Assentamento (mm)
Figura 6 – Deslocamentos induzidos no maciço envolvente - solo sobreconsolidado e suporte impermeável.
A comparação das duas figuras permite avaliar a forma como o tipo de solo influencia os deslocamentos
induzidos pela escavação. O aumento da sobreconsolidação é responsável por uma acentuada atenuação dos
deslocamentos com a distância à periferia, pelo que, sendo iguais os assentamentos no tecto do túnel, à superfície do
terreno os assentamentos máximos são tanto mais pequenos quanto maior é o grau de sobreconsolidação da argila.
Também a forma da bacia de subsidência é distinta. Quanto menor é o OCR mais profunda e estreita é a bacia de
subsidência.
Do exame de Figura 5, pode concluir-se que, para o caso de argilas normalmente consolidadas, o processo de
consolidação subsequente à escavação do túnel é responsável por um aumento dos assentamentos à superfície do
terreno. Uma vez que os valores máximos dos excessos positivos da pressão de água nos poros ocorrem na lateral e não
sobre o túnel, os assentamentos associados à consolidação originam um ligeiro alargamento da bacia de subsidência,
pelo que não há variação significativa das distorções angulares induzidas à superfície.
No que concerne aos deslocamentos verticais acima do túnel, verifica-se nos pontos mais perto da periferia
uma muito ligeira diminuição, consequência da dissipação dos excessos de tensão neutra negativos gerados abaixo do
túnel, ao contrário do que acontece nos pontos mais afastados. Esta evolução dos deslocamentos verticais acima do
túnel é responsável pelo aumento com o tempo da razão entre o deslocamento à superfície e o deslocamento no tecto.
A Figura 6 permite verificar que, ao contrário do que acontece nos cálculos A e B, nos cálculos C e D a
dissipação dos excessos de pressão de água nos poros gerados pela construção – negativos, na grande maioria do
maciço - provoca a expansão da argila com a subida do terrapleno e a diminuição da grandeza dos assentamentos
superficiais inicialmente verificados. Esta diminuição é tanto mais acentuada quanto maior é o alívio das tensões
permitido no contorno da abertura.
Relativamente aos deslocamentos verticais acima do túnel, verifica-se uma diminuição com o tempo
praticamente uniforme em profundidade, pelo que a razão entre o deslocamento à superfície e o deslocamento no tecto
tende neste caso a diminuir.
Na Figura 7 inclui-se os deslocamentos decorrentes das análises (E e F) em que se admitiu para a
permeabilidade do suporte um valor duas ordens de grandeza inferior à do solo. Em dissonância com o constatado nas
análises (C e D) em que se admitiu o suporte impermeável, observa-se agora que os assentamentos superficiais
aumentam com o tempo. Tal facto está associado aos acréscimos das tensões efectivas no maciço envolvente resultantes
do funcionamento do túnel como um dreno. Como os acréscimos das tensões efectivas durante o processo de
consolidação são tanto maiores quanto maiores forem as pressões de água nos poros iniciais, verifica-se que são
superiores os assentamentos diferidos no cálculo (F) em que se considerou um maior alívio das tensões no contorno da
escavação, uma vez que foram maiores os excessos negativos de pressões intersticiais gerados a curto prazo pela
construção.
A Figura 7 também permite observar que os acréscimos dos deslocamentos verticais são um pouco maiores à
superfície do que junto à abertura, pelo que a razão entre o deslocamento à superfície e o deslocamento no tecto do
túnel tende a aumentar com o tempo, ao contrário do que acontecia nos cálculos em que se admitiu o suporte
impermeável.
A influência da permeabilidade do suporte nos assentamentos induzidos no maciço é ilustrada na Figura 8. Os
resultados salientam a forte dependência dos assentamentos obtidos a longo prazo em relação às características de
permeabilidade dos materiais atravessados, estando o incremento dos assentamentos e da largura da bacia de
subsidência associados a uma maior descida das isolinhas das pressões intersticiais, em resultado do aumento da
permeabilidade do suporte.
0
5
2.5
10
Profundidade (m)
Assentamento (mm)
0
15
20
25
0
10
20
30
40
x (m)
50
60
Alfa=0,40 ; t = 0 (caso E)
Alfa=0,40 ; t. final (caso E)
Alfa=0,63 ; t = 0 (caso F)
Alfa=0,63 ; t. final (caso F)
5
7.5
10
70
12.5
15
0
20
40
60
80
Assentamento (mm)
Figura 7 – Deslocamentos induzidos no maciço envolvente - solo sobreconsolidado e suporte permeável (casos E e F).
CONCLUSÕES
Dos resultados das análises numéricas bidimensionais efectuadas considerando o modelo “MIT-E3” para
simular o comportamento mecânico dos solos, confirmou-se que o comportamento diferido no tempo de túneis
superficiais abertos em maciços de natureza argilosa, e em que a escavação se processa sob pressões inferiores às
tensões in situ, é dependente do tipo de solo, do alívio das tensões permitido no contorno da abertura e da
permeabilidade do suporte.
Em relação ao tipo de solo, foi possível constatar a sua influência nos excessos de pressão de água intersticial
gerados a curto prazo pela construção. No caso de solos sobreconsolidados, em praticamente todo o maciço envolvente
aqueles excessos são negativos, sendo tanto maiores quanto maior for o alívio das tensões permitido no contorno. Se o
solo é normalmente consolidado, na lateral e acima do túnel podem ser gerados excessos positivos da pressão
intersticial. Para os factores de alívio considerados, não se detectou para este caso grande variação nos excessos de
pressão gerados.
A evolução dos assentamentos com o tempo é grandemente influenciada pela permeabilidade do suporte. No
caso deste ser impermeável, as pressões de água nos poros tendem para a condição de equilíbrio inicial, pelo que os
assentamentos aumentam ou diminuem de acordo com os excessos de pressão intersticial gerados a curto prazo pela
construção: aumentam no caso de serem gerados excessos positivos e diminuem no caso contrário. Se o suporte é
permeável, o escoamento de água para o interior da cavidade origina uma redução das pressões de água nos poros, tanto
maior quanto mais permeável aquele for, com a consequente consolidação do maciço envolvente e o aumento dos
assentamentos.
0
10
2.5
20
Profundidade (m)
Assentamento (mm)
0
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40
50
0
10
20
30
40
x (m)
50
60
Alfa=0,40 ; t = 0
Alfa=0,40 ; t. final ; Caso E
Alfa=0,40 ; t. final ; Caso G
5
7.5
10
70
12.5
15
0
20
40
60
Assentamento (mm)
Figura 8 – Influência da permeabilidade do suporte nos deslocamentos induzidos no maciço envolvente –
- solo sobreconsolidado e suporte permeável (casos E e G).
REFERÊNCIAS
[1]
[2]
[3]
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