Interferência De Parede Diafragma Na Hidrologia

Transcript

INTERFERÊNCIA DE PAREDE DIAFRAGMA NA HIDROLOGIA DE UM TERRENO Reno Reine Castello, Ph.D.1; Kátia Vanessa Bicalho, Ph.D.1; Rômulo Castello Henriques Ribeiro, M.Sc.2; e Uberescilas Fernandes Polido, M.Sc.1 Resumo: Construiu-se numa encosta um prédio com subsolos aprofundando-se até cerca de 15 metros no terreno. Havia fluxo d’água subterrâneo no local e paredes diafragma que se aprofundaram até cerca de 12 metros abaixo do nível d’água freático médio. A parede obstruiu o fluxo d’água subterrâneo e provocou elevação do N.A., e por conseqüência nas pressões hidráulicas sobre a parede diafragma. Acompanharam-se as variações do N.A., na obra e no terreno vizinho acima da parede diafragma, por cerca de um ano caracterizando um ciclo quase completo de chuvas. O N.A. externo e à “montante” da obra subiu até cerca de 5 metros acima do original. Executaram-se drenos subhorizontais profundos na parede diafragma de montante cujas vazões foram erráticas, mas eficientes, pois reduziram o nível d’água de montante para a cota adotada no projeto ou até cerca de 3 metros abaixo. O trabalho apresenta os detalhes do terreno, as vazões dos drenos sub-horizontais profundos, os níveis d’água medidos, e uma análise qualitativa dos dados bem como sugestões para novas pesquisas e medições do fenômeno. Abstract: On a hill a building was built with basements up to 15 meters deep. There was groundwater flow and diaphragm walls, going down to 12 meters below groundwater that would act as barriers to flow. As a consequence the phreatic water level could rise and the water pressure on the diaphragm wall increase. The groundwater level was monitored, both under the building area as on the uphill neighbor, for about a whole year covering an almost complete season. The uphill phreatic water level rose about 5 meters above design level. Immediately horizontal drains were perforated in the diaphragm wall. The rate of water flow at different drains were erratic but efficient once the phreatic dropped down to up to 3 meter below design level. This work presents ground data, rate of flow of horizontal drains, groundwater levels, and a qualitative analysis of data as well suggestion for new research e phenomenon measurement. Palavras-Chave: lençol d’água subterrâneo, parede diafragma, empuxos. 1. INTRODUÇÃO A posição do lençol d’água subterrâneo é um dado necessário na análise de muitos problemas de fundação. Geralmente esta informação é obtida a partir de sondagens de simples reconhecimento. No entanto, como já observado por Hvorslev (1949)[1], esta informação não é confiável. Falta confiabilidade tanto pela presença de solos pouco permeáveis que demandam muito tempo para estabilização do nível d’água (N.A.) no furo como pelas suas variações sazonais e outras. Um procedimento rotineiro que demanda conhecimento do nível d’água é o arrasamento de estacas de madeira não tratada. Por exemplo Taylor (1948)[2] indicava que as estacas de madeira não tratada “para serem permanentes devem ser cortadas abaixo do nível permanente do lençol d’água subterrâneo”. Embora, pelo menos desde a década de 60 (por exemplo Chellis, (1961)[3]) não se encontre mais na literatura especializada critérios estabelecendo qual a profundidade a se arrasar a estaca abaixo do lençol d’água subterrâneo, uma prática cuja origem se perdeu nos tempos é a de arrasar a estaca cerca de 70 centímetros abaixo, no instante do arrasamento. Isto faz supor que a hipótese adotada é que o nível d’água subterrâneo tenha uma variação máxima natural de cerca de 70 centímetros, salvo situações inusitadas ou intervenções humanas. Baver (1948)[4] cita que num silte arenoso pouco orgânico o rebaixamento do lençol d’água subterrâneo por evaporação ao longo de 6 a 7 meses foi, num experimento, de 85 centímetros. Krynine e Judd (1957)[5] falam em flutuações sazonais que podem alcançar “vários pés” num dado ano, o que soa como um extremo máximo. Finalmente Gusmão Filho et al. (1987)[6] mostram as medições do lençol d’água subterrâneo em três locais de Olinda, Pernambuco, que durante o ano de 1985 variou de cerca de 1,5 metros até cerca de 3 metros. Estas variações, acima de 1 metro, são extremamente elevadas e não parece que são consideradas nos projetos usuais. O trabalho apresenta os detalhes de um terreno no centro da cidade de São Paulo e os níveis d’água medidos ao longo de um ano quase inteiro. A obra em análise é um hotel composto de dois subsolos com cerca de 2.500 m2 cada, dois pavimentos térreos (sendo um semienterrado) com cerca de 1.900 m2 cada, um pavimento intermediário de cerca de 550 m2 e mais doze pavimentos com cerca de 750 m2 cada, uma casa de máquinas e um terraço, perfazendo um total de dezoito tetos. Situa-se na esquina da Av. Brigadeiro Luís Antônio com a Rua Tutóia, no bairro Jardim Paulista, em São Paulo, São Paulo, Brasil. Os subsolos ocupam todo o terreno, com exceção de um recuo de 5 metros na divisa com a Av. Brigadeiro Luís Antônio.Os subsolos aprofundam-se nas argilas vermelha e variegada, típicas do local. Como o terreno fica situado numa encosta a profundidade do subsolo varia de cerca de 15 metros (parte mais alta do terreno) a cerca de 6 metros (parte mais baixa do terreno). A Figura 1 mostra a situação do terreno com cotas de suas quinas e localização das sondagens de simples reconhecimento executadas. Observa-se que o terreno original mergulhava no sentido da Rua Tutóia da cota 109,13 m para a cota 99,50 m num desnível de quase dez metros. A Figura 2 mostra cortes esquemáticos do terreno com a disposição de camadas de terreno, o número de golpes SPT típico de cada camada, NSPT, as cotas de piso de cada . 1 Professores da Universidade Federal do Espírito Santo, Centro Tecnológico, D.E.E., C.Postal 01.9011, Vitória, E.S. CEP 29060-970, E-Mail [email protected] 2 Engenheiro da SOLO - Fundações e Geotecnia e Professor da UNIVIX, Rua das Palmeiras, 795, sala 905, Vitória, E.S. CEP 29047-550, E-Mail [email protected] pavimento, a cota de assentamento das fundações em sapatas (cota 92,40 m) e as paredes diafragma que serviram de contenção das escavações (apoio na cota 87,90 m).As Figuras 3 e 4 apresentam dois perfis típicos de sondagens do local da obra. Como o nível de piso do subsolo mais profundo está na cota 93,90 m o terreno de fundação do prédio está abaixo da profundidade de 10 metros. Na sondagem SP-1 o terreno de fundação é argila dura mostrando uma pequena tendência de aumento da consistência com a profundidade. Como mostrado na sondagem SP-11 (Figura 4) no entorno da cota 92,4 m aparecem esporadicamente laminações ou bolsões de areia argilosa pouco compacta com espessura da ordem de 1 m. Embora a descrição de amostras de sondagem indique o solo como de cor variegada, a cor predominante no todo é vermelha. A Bacia de São Paulo é descrita como formada de solos sedimentares do período terciário (Rocha e Celestino, 1992[7] e Kupper et al., 1985[8]). Massad et al., (1985)[9] diz que os sedimentos que preencheram a bacia sofreram um processo de intemperização que deixaram marcas como mosqueados e pré-adensamento por secagem, dando-lhes características “sui generis”. Figura 1. Planta de situação do hotel com locação de sondagens SPT e cotas do terreno. Figura 2. Cortes esquemáticos do terreno. 2. DESCRIÇÃO DO PROJETO GEOTÉCNICO A escavação da obra foi contida por paredes diafragma, com 40 centímetros de espessura, aprofundando-se até a cota 87,90 m (6 metros abaixo do piso do subsolo mais profundo). A parede diafragma foi suportada durante a escavação por tirantes provisórios e depois pela própria estrutura (lajes) da obra. Os tirantes foram desativados através de desincorporação de cargas e retirada de “cabeças de ancoragem” após o prédio estar praticamente terminado. Devido ao solo ser argiloso e praticamente impermeável o rebaixamento do lençol d’água foi feito por bombeamento direto em cavas para onde drenava a água emanada do terreno. Da mesma forma, como é comum na cidade de São Paulo em tais situações, executou-se um tapete drenante sob a laje de piso mais profunda que encaminhava as águas subterrâneas para poços donde são bombeadas para a rua. Não se executou laje de subpressão. As fundações foram executadas em sapatas transmitindo ao terreno uma tensão máxima de 0,49 MPa (5 kgf/cm2), dimensão mínima em planta de 1 metro e assentes em geral na cota 92,4 m (1,5 metros abaixo do piso mais profundo). A profundidade do nível d’água (N.A.) freático, como indicada nas sondagens de simples reconhecimento, variava em até ± 1 metro em torno da média que se situava no entorno da cota 100 m. Ao se tomar a profundidade média dos N.A.’s, o terreno nas partes mais baixas estaria inundado, o que não é verdade. Depreendeu-se daí que provavelmente o N.A. também apresentasse declividade, o que foi confirmado pelas sondagens, mas que não foi completamente identificado a princípio. O comportamento singular do lençol freático na região foi confirmado posteriormente pelo aparecimento de um pequeno “olho” d’água no meio do terreno, a cerca de 2 ou 3 metros mais alto do que a parte mais baixa do terreno. Como haveria a construção de uma parede diafragma que se aprofundaria cerca de 12 metros abaixo do nível d’água freático médio suspeitou-se que sua execução poderia interferir no regime de escoamento d’água subterrâneo causando elevação do N.A., e por conseqüência nas pressões hidráulicas sobre a parede diafragma. Por este motivo acompanhou-se as variações de cotas do N.A. na obra e no terreno vizinho acima da parede diafragma, através de medidores de nível d’água (N.A.). Este acompanhamento durou quase um ano, o que também praticamente caracterizou um ciclo completo de chuvas. Figura 3. Perfil geotécnico típico SP-1. Figura 4. Perfil geotécnico típico SP-11. 3. O COMPORTAMENTO DA OBRA Logo na limpeza do terreno observou-se um “olho d’água” com cerca de um centímetro de diâmetro e vazão em seção “cheia”. Esta observação e mais a variação dos níveis d’água nas sondagens já prenunciaram a necessidade de uso de indicadores de nível d’água. Como se suspeitava que as paredes diafragma poderiam interferir no fluxo d’água subterrâneo, o primeiro pano de parede a ser construído foi ao longo da Rua Tutóia, que é mais baixa e represaria as águas dentro da obra. As suspeitas eram fundadas e o nível d’água subiu dentro da obra. Enquanto promovia-se a execução de indicadores (medidores) de nível d’água as obras prosseguiam e fechou-se a parede diafragma da divisa oposta à Rua Tutóia. A Foto 1 mostra água transbordando por cima da parede diafragma à montante e por conseguinte um represamento maior do fluxo d’água e uma elevação bem maior do nível do lençol d’água. Enquanto acelerava-se a execução dos indicadores de nível d'água (I.N.A.) também se iniciou a execução de drenos sub-horizontais profundos (D.H.P.) na parede diafragma na divisa oposta à Rua Tutóia, para se retornar o lençol d’água às condições de projeto e não inundar o terreno vizinho. A Foto 2 mostra o sistema de medição de vazão de dreno típica (uma lata de volume conhecido) e um dreno que inicialmente teve uma vazão de cerca de 4.000 litros por hora. A vazão nesse dreno em cerca de três dias caiu para 50 litros por hora e em um mês apenas pingava sem vazão significativa. Os drenos sub-horizontais têm um diâmetro de três polegadas, um comprimento de 12 metros e um ângulo ascendente de 5°. No princípio todos os drenos seriam executados na cota 101,8 m (aterro ou solo poroso permeáveis), mas depois, dependendo das vazões do trecho outros drenos, em outras cotas mais baixas, foram acrescidos. Foto 1 – Transbordamento de Água por sobre Parede Diafragma Paralela à Rua Tutóia Foto 4 – Medição de Vazão Típica A Figura 5 mostra a locação dos drenos sub-horizontais profundos, dos medidores de nível d‘água (INA) e sondagens. Foram executados cerca de onze medidores de nível d’água do tipo Casagrande (PIEZ 5 também é medidor do nível d’água – INA) e cerca de trinta drenos sub-horizontais profundos (DHP). Os grandes sucessos foram atribuídos aos drenos profundos DHP13 e DHP13A que propiciaram uma vazão imediata de até 4.200 litros por hora, com um esguicho que atingia até o meio da obra. Na semana seguinte a vazão tinha caído para 50 litros por hora e a partir daí as vazões se tornaram compatíveis com ao dos demais drenos. Vários drenos foram ineficazes (vazões nulas) mas o sucesso da operação foi confirmado pela redução do nível do lençol freático. As Figuras 6 e 7 mostram, respectivamente, as cotas internas e externas dos níveis d’água do lençol freático. Os medidores dos níveis d’água internos tiveram seus fundos assentados na cota 91,0 m. No início o nível d’água interno máximo era no máximo (em INA3A e INA34A) de 97,4 m e não havia efluência de água nos poços. Conforme a escavação interna avançava os medidores também tinham seus topos cortados e a cota interna do nível d’água era mantida por esgotamento direto por bombas. A parede diafragma cortava a argila, dura, e os níveis d’água externos e internos ficavam praticamente isolados. Isto sugere que a elevação do lençol d’água externo não influiu, durante o período observado, no nível d’água interno. Os medidores (INAs) de nível d’água externos tiveram seus fundos especificados em projeto na cota 87 m mas parece que foram executados em uma cota mais rasa. De qualquer forma, em instante algum, ficaram secos. A figura 7 mostra o INA2 com o nível de Figura 5. Posição dos Medidores de Nível d’Água (INA) água freático mais alto desde o início e assim permaneDrenos Sub-horizontais Profundos (DHP). ceu até o final das medições. Foi um comportamento anômalo, talvez provocado por algum vazamento no vizinho, mas como estava dentro das condições de projeto não houve maior pesquisa. Nos demais medidores de nível d’água iniciaram-se as medições com um máximo também no entorno da cota 105 m que, com o uso de drenos subhorizontais profundos, tenderam a se estabilizar no entorno da cota 97,5 m. Observa-se que a estabilização permaneceu independente da estação do ano, a não ser alguns picos em medidores isolados em Dezembro de 1995. Os valores finais estabilizados ficaram abaixo dos detectados nas sondagens. INA1A INA4A 105 INA2A INA5A 110 INA3A Cotas (m) Cotas (m) 110 100 95 90 0 50 100 150 200 250 300 Tempo (dias) Período - 22/5/94 a 10/04/95 Figura 6. Medidores de Níveis d’Água Internos à Obra 105 INA2 INA5 INA3 PIEZ-S 100 95 0 350 INA1 INA4 50 100 150 200 250 300 Tempo (dias) Período -22/5/94 a 10/04/95 350 Figura 7. Medidores de Níveis d’Água Externos à Obra. A Figura 8 mostra as vazões dos drenos sub-horizontais profundos (DHP). A princípio as medições de vazões era individual para cada dreno, mas depois de algum tempo as vazões caíram bastante e as medições passaram a englobar a contribuição de vários drenos. Como já dito anteriormente as grandes estrelas de drenagem foram os drenos DHP13 e DHP13A (na quina interna do terreno) que tiveram grandes vazões iniciais mas depois se homogeneizaram com os demais drenos. Diferentemente dos INAs o conjunto de todos os DHPs teve vazão acompanhando o ritmo pluvial das estações do ano. No princípio, em junho, houve aumento de vazão total (um máximo de 3.211 litros/hora) devido ao aumento de número de drenos. Depois houve decréscimo de vazão total até um mínimo de 1.684 litros por hora em 15 de Julho de 1994. Daí para frente a vazão total de todos os drenos voltou a subir gradativamente até chegar a um máximo de 5.292 litros/hora em 08 de Fevereiro de 1995. A última leitura foi feita em abril de 1995, com as vazões decrescendo. 3.000 DHP4a8 DHP33a35/37/38 Vazões (litros/hora) 2.500 DHP20 DHP9a12/15a17 DHP25a32/36 DHP39/41 2.000 1.500 1.000 500 0 0 50 100 150 200 Tempo (dias) Período (01/06/94 a 2/04/95) 250 300 350 Figura 8. Vazões dos Drenos Sub-Horizontais Profundos (DHP) 3. A INFLUÊNCIA DO NÍVEL D’ÁGUA NO EMPUXO E NA OBRA. O empuxo horizontal do terreno sobre obras enterradas, principalmente em solos coesivos, sempre desperta alguma dúvida sobre seu valor real, principalmente pela possibilidade de variação da coesão com o tempo e a possibilidade de fissuras no terreno. Por exemplo o Geotechnical Control Office,1990[10] cita Peck , 1969[11] que recomenda uma tensão horizontal máxima de 0,2 a 0, 4 γH (onde γH é a tensão vertical do solo devido à peso próprio) para argilas rijas fissuradas em escavações multi-escoradas e também cita Massad et al., 1985[12] que recomendam para solos intemperizados sedimentares lateríticos (provavelmente de São Paulo) o valor de 0,08 γH. No entanto quanto a empuxo de água não existe dúvida sobre sua grande importância, que muitas vezes suplanta a influência da fase sólida do solo. Ainda aí, nos casos cinéticos como o atual, em solos heterogêneos a construção da rede de fluxo apropriada (mesmo para uma situação final ideal e estabilizada) não é tarefa fácil, e parece apropriado se usar de conservadorismo no projeto. De qualquer forma, apenas para se ter uma noção da ordem de grandeza, usou-se o mesmo Geotechnical Control Office,1990[10] que cita Padfield e Mair, 1984[13] para se obter o diagrama de empuxo d’água num muro de arrimo enterrado (ou uma parede diafragma) num solo homogêneo para a situação de regime estacionário. A Figura 9 mostra os princípios básicos do método. Para uma situação de H = 21 m; i = 0,7 m; d= 6 m e j variando de 9 m (N.A. externo na cota 100 m) a 5 m (N.A. externo na cota 105 m) o acréscimo de empuxo horizontal d’água seria de cerca de 256 kN por metro linear de parede diafragma. O problema de represamento do fluxo d’água subterrâneo e sua conseqüente elevação e inundação dos terrenos vizinhos é um problema simplesmente inadmissível. a) Rede de Fluxo b) Diagrama de Tensões Resultantes Figura 9. Empuxo d’Água em Parede Enterrada sob Percolação em Regime Estacionário em Solo Homogêneo O problema de estufamento ou até explosão de fundo não foi analisado com maior profundidade no presente caso pois antes que ele viesse a acontecer o problema já havia sido resolvido com os drenos sub-horizontais profundos. De qualquer forma a elevação do nível d’água externo não parece ter tido tempo de se fazer sentir na escavação. As argilas rijas penetradas pela parede diafragma não apresentaram detalhes de macro-estrutura que a tornassem mais permeável e barraram a percolação d’água por sob a parede diafragma. É de se supor que as variações sazonais do nível d’água nas camadas superficiais porosas não afetem as poro-pressões d’água nas camadas mais profundas. 4. CONCLUSÕES Construiu-se uma parede diafragma num terreno em encosta, constituído de solos do Período Terciário da cidade de São Paulo. A parede aprofundou-se até cerca de 15 metros no terreno e até cerca de 12 metros abaixo do nível do lençol d’água freático do terreno. O solo atravessado constituía-se basicamente de uma camada superficial com cerca de 8 metros de espessura de solos porosos e aterro, com bolsões esporádicos mais arenosos. Daí para baixo o solo era constituído por argila arenosa dura (apresentando certa tendência de aumento de consistência com a profundidade) com bolsões de areia argilosa. A parede diafragma funcionou como cortina de vedação (“cut-off”) e interceptou o fluxo d’água subterrâneo. Antes que se executassem drenos sub-horizontais profundos para rebaixamento do nível d’água (que controlaram os níveis d’água na situação de projeto) este nível já havia subido cerca de 5 metros acima do nível original com a tendência de aflorar no terreno vizinho a montante. Este problema é inusitado para os autores e parece ser raro (pelo menos na literatura pesquisada). É um assunto novo que requer atenção dos especialistas na hora de se considerar a posição do lençol d’água freático. Mesmo em baixadas litorâneas como na Barra da Tijuca, Rio de Janeiro já havia se desconfiado de tal problema (sub-solos funcionando como cortinas de vedação) mas a ordem de grandeza do problema não justificou pesquisas mais detalhadas. É interessante observar-se que se o problema fosse de fluxo permanente e estabilizado, teoricamente, o subsolo sem laje de sub-pressão e com drenagem da água do fundo, funcionaria como um grande poço de rebaixamento do lençol d’água, o que não aconteceu. Como este assunto, mesmo teoricamente simples, é de grande importância para obras enterradas sugere-se que em todos os campi experimentais, pelo menos no Brasil, mantenham medidores d’água em observação constante e publiquem tais dados acompanhados de medições pluviométricas correspondentes à área. 5.REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS 1-Hvorslev, M.J., 1949, “Subsurface Exploration and Sampling of Soils for Civil Engineering Purposes”, American Society of Civil Engineers, E.U.A. 2-Taylor, D.J., 1948, “Fundamentals of Soil Mechanics”, John Wiley & Sons, E.U.A. 3-Chellis, R. D., 1961, “Pile Foundations”, 2ª edição, McGraw-Hill Book Company, E.U.A. 4-Baver, L. D., 1948”Soil Physics”, 2ª edição, John Wiley & Sons, E.U.A. 5-Krynine, D. P. e W. R. Judd, 1957, “Principles of Engineering Geology and Geotechnics”, McGraw-Hill Book Co., E.U.A. 6-Gusmão Filho, J. A., J.F.T. Jucá e J.M.Justino da Silva, 1987, “Groundwater Effects in Moving Mechanisms in the Hills of Olinda", 9ª Conferência Européia de Mecânica dos Solos e Engenharia de Fundações, vol. 1, p. 431-434, Dublin, Irlanda, e reproduzido em Solos e Rochas, São Pulo, vol. 16, Nº2, Agosto de 1993. 7-Rocha, H.C. e T.B. Celestino, 1992, “Conhecimentos Recentes sobre a Bacia de São Paulo e o Projeto e Construção de Túneis”, Seminário sobre Problemas Geológicos e Geotécnicos na Região Metropolitana de São Paulo, ABAS/ABGE/SBG, p. 97-113, São Paulo. 8- Kupper, A.A.G.; L.M. Costa Filho e F.S.Antunes, 1985, “Geotechnical Characterization of the São Paulo Red Clay”, 1st International Conference on Geomechanics and Saprolitic Soils, vol.1, p. 403-415, ABMS, Brasília. 9- Massad, F.; V. Samara; e J.M.C. Barros, 1985, “Engineering Properties of Two Layers of Lateritic Soils from São Paulo City, Brazil”, 1st International Conference on Geomechanics and Saprolitic Soils, vol.1, p. 331-343, ABMS, Brasília. 10- Geotechnical Control Office, 1990 “Review of Design Methods for Excavations”, GCO Publication Nº 1/90, Cibil Engineering Services Department, Hong Kong, 11- Peck, R.B., 1969, “Deep Excavations and Tunneling in Soft Ground”, Anais do VI ICSMFE, State of the Art volume, p. 225-290, México 12- Massad, F., H. Nakao, J. Marziona, J.A.B.A. Pedrosa, J.G. Gehring, M.C.R.Martions, M.M.Soares, e U.R.Alonso, 1985, “Excavations in Tropical and Lateritic and Saprolitic Soils, publicação Peculiarities of Geotechnical Behavior of Tropical Lateritic and Saprolitic Soils – Progress Report 1982-1985, Committee on Tropical Soils of the ISSMFE, p. 405-409. 13- Padfield, C.J., e R.J. Mair, 1984, “Design of Retaining Walls Embedded in Stiff Clay”, Construction Industry Research & Information Association, Report nº 104, 145 p., Londres, Inglaterra.