Documento técnico: Estrutura para projeto otimizado de aterros de proteção contra queda de rochas reforçados com geossintéticos, parte 2

Por Pietro Rimoldi, consultor independente de engenharia civil, e Nicola Brusa, engenheiro civil independente da Tailor Engineering

A parte mais crítica do procedimento de dimensionamento, e a mais subdesenvolvida, diz respeito à análise dinâmica do impacto do dimensionamento, com a avaliação da profundidade de penetração na encosta e do comprimento de extrusão no lado do vale.

Referindo-se às seções anteriores sobre os testes em escala real disponíveis, modelos numéricos e métodos de projeto existentes (ruins) (GE janeiro/fevereiro de 2023), os autores propõem a seguinte estrutura para o projeto otimizado de aterros de proteção contra queda de rochas de solo reforçado (RS-RPEs ) por meio da modelagem dinâmica de impacto.

A estrutura é baseada nas seguintes evidências:

Tal evidência se traduz nas seguintes suposições racionais:

E0 = ½ Vm · (γm / g) · vb2 (1)

onde Vm é o volume da pedra (assumida como uma esfera de diâmetro D ou um cubo com tamanho D), γm é o peso unitário da pedra, vb é a velocidade de impacto projetada da pedra e g é a aceleração da gravidade .

As seguintes suposições são feitas para a zona comprimida na face a montante:

Os valores do ângulo de espalhamento de carga α e do coeficiente de faceamento Cg devem ser avaliados a partir dos resultados de ensaios de impacto em escala real em RS-RPE de configuração semelhante à que está sendo considerada.

Outra maneira de definir α e Cg é realizar um cálculo retroativo de um impacto conhecido no sistema específico em consideração, usando a estrutura aqui apresentada, onde os parâmetros são modificados por tentativa e erro a partir de valores iniciais realistas.

Se não houver testes específicos em escala real ou eventos de impacto conhecidos, são propostos os valores padrão nas Tabelas 1 e 2: na Tabela 1, o ângulo de distribuição de carga α varia em função do layout do reforço (RPE sem reforço, RS-RPE com reforço transversal apenas, ou com armadura transversal e longitudinal), do número NG de camadas de reforço na altura D do cone de difusão (ver Figura 10 (a)) e do tipo de reforço (com malha aberta permitindo o bloqueio do solo como geogrelhas e malhas de arame de aço ou sem malha aberta como geotêxteis tecidos ou geostrips). Na Tabela 2 o coeficiente de faceamento Cg varia em função da capacidade de amortecimento do sistema de faceamento, onde se assume o sistema de faceamento simples wrap around com Cg = 1,0.

Nota: Se houver evidência experimental para o valor do ângulo de espalhamento α ou para os valores do coeficiente de face Cf , então os valores padrão nas Tabelas 1 e 2 podem ser modificados.

Levando em consideração as hipóteses listadas anteriormente, a profundidade de penetração na face de montante pode ser calculada de acordo com o método apresentado por Carotti et al. (2000), baseado na teoria do impacto totalmente anelástico, através do modelo de massa concentrada composto por um oscilador de 1-DOF (um grau de liberdade), caracterizado por um amortecedor viscoso e uma mola (Figura 12), que sofre um processo deformativo ciclo com frequência angular, ω. A massa concentrada, m, do oscilador 1-DOF é a massa ms do solo contido no cone conforme identificado anteriormente (ver Figura 10 (a) e (b)) mais a massa do pedregulho mm. As massas ms e mm são iguais aos respectivos pesos Ws e Wm divididos pela aceleração da gravidade, g. As equações para cálculo da energia absorvida pela deformação do solo no lado ascendente, Ep, e da energia transmitida, Es (que produz a extrusão descendente), conforme mostrado na Figura 10 (a), são as seguintes:

E0 = Ep + Es = Ep + E0 · Es / E0 (2)

Es / E0 = mm / (mm + ms) = Wm / (Wm + Ws) (3)

Enquanto o peso Wm é um dado de entrada da análise de risco, o peso Ws pode ser facilmente calculado a partir da geometria do problema (ver Figura 10 (a) e (b)).