GIULIA NATALINI

PREVISÃO DE CAPACIDADE DE CARGA LATERAL DE POSTES DE LT EM SOLO MELHORADO COM CIMENTO

NATAL-RN 2017

UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO GRANDE DO NORTE CENTRO DE TECNOLOGIA

DEPARTAMENTO DE ENGENHARIA CIVIL

Giulia Natalini

Previsão de capacidade de carga lateral de postes de LT em solo melhorado com cimento Trabalho de Conclusão de Curso na modalidade Artigo Científico, submetido ao Departamento de Engenharia Civil da Universidade Federal do Rio Grande do Norte como parte dos requisitos necessários para obtenção do Título de Bacharel em Engenharia Civil.

Orientador: Prof. Dr. Yuri Daniel Jatobá Costa

Natal-RN 2017

Universidade Federal do Rio Grande do Norte - UFRN Sistema de Bibliotecas - SISBI

Catalogação de Publicação na Fonte. UFRN - Biblioteca Central Zila Mamede

Natalini, Giulia. Previsão de capacidade de carga lateral de postes de LT em solo melhorado com cimento / Giulia Natalini. - 2017. 19 f.: il. Artigo científico (graduação) - Universidade Federal do Rio Grande do Norte, Centro de Tecnologia, Departamento de Engenharia Civil. Natal, RN, 2017. Orientador: Prof. Dr. Yuri Daniel Jatobá Costa. 1. Engenharia civil - TCC. 2. Prova de carga - TCC. 3. Solo-cimento - TCC. 4. Carregamento lateral - TCC. 5. Poste - TCC. 6. Coeficiente de reação horizontal do solo - TCC. I. Costa, Yuri Daniel Jatobá. II. Título. RN/UF/BCZM CDU 624

Giulia Natalini

Previsão de capacidade de carga lateral de postes de LT em solo melhorado com cimento

Trabalho de conclusão de curso na modalidade Artigo Científico, submetido ao Departamento de Engenharia Civil da Universidade Federal do Rio Grande do Norte como parte dos requisitos necessários para obtenção do título de Bacharel em Engenharia Civil.

Aprovado em 24 de novembro de 2017:

___________________________________________________ Prof. Dr. Yuri Daniel Jatobá Costa – Orientador

___________________________________________________ Profa. Dra. Carina Maia Lins Costa – Examinador interno

___________________________________________________ Eng. Arthur Gomes Dantas de Araújo – Examinador externo

Natal-RN 2017

RESUMO

O presente estudo analisa, através de provas de carga estática horizontal, métodos de previsão de capacidade de carga lateral de estacas. O estudo foi feito em quatro postes de linha de transmissão assentados em depósito arenoso melhorado com cimento em 10% em peso ao longo do comprimento embutido. Foram retroanalisados os valores de coeficiente de reação horizontal do solo-cimento através dos resultados das provas de carga aplicados ao método de Matlock e Reese (1961). Os resultados de capacidade de carga lateral experimentais foram confrontados com resultados previstos pelos métodos de equilíbrio limite de Broms (1964), Brinch Hansen (1961) e um método p-y implementado em um código computacional. Os resultados de capacidade de carga lateral obtidos através dos métodos p-y e de Brinch Hansen (1961) foram significantemente superiores e inferiores aos experimentais, respectivamente. O método de Broms (1964), por outro lado, se revelou o mais adequado para o solo melhorado com cimento. As curvas de carga versus deslocamento horizontal previstas com o método p-y apresentaram-se relativamente próximas às obtidas em campo.

Palavras-chave: Prova de carga; Solo-cimento; Carregamento lateral; Poste; Coeficiente de reação horizontal do solo. ABSTRACT

Predictions of the ultimate lateral load capacity of poles embedded in a compacted sandy soil improved with cement with a 10-% content by weight are assessed in this paper. Analysis included results of tests on four poles in a power station. The coefficients of horizontal soil reaction of the soil-cement mixture were backanalyzed from the method of Matlock and Reese (1961) and the experimental results obtained with the lateral load tests. Results of the ultimate lateral load capacity collected in the field were compared against predictions given by the limit equilibrium methods of Broms (1961) and Brinch Hansen (1961), and a p-y method implemented in a computer program. The ultimate lateral load capacities obtained with the p-y method were significantly larger than the experimental results. Brinch Hansen’s method gave rather underestimated predictions. On the other hand, Broms’ method gave close predictions to the field results. Moreover, the p-y method provided reasonably close lateral load versus lateral displacement relationships, as compared to the curves obtained from the load tests performed in the field. Keywords: Lateral load tests; Soil-cement; Lateral load; Pole, Coefficient of the horizontal soil reaction.

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1. INTRODUÇÃO1

Estações e subestações elétricas são obras de grande porte que contemplam a construção de postes para linhas de transmissão (LT), sendo cruciais para o abastecimento de energia elétrica do país (Jung, 2009). Postes para LT possuem sua base assente no solo, comportando-se como uma estaca e servindo de elemento de fundação para si mesmos. Devido à ação do vento, à altura dessas estruturas e ao peso de cabos e transformadores, suas fundações ficam submetidas à esforços laterais significativos.

O uso de solo-cimento vem a ser um importante recurso, do ponto de vista econômico, em fundações de LT, uma vez que o método tradicional (fundação concretada) vem a ser muito oneroso. Ao diminuir as atividades envolvidas na execução de fundações tradicionais e o uso de materiais necessários à produção de concreto, o custo global da obra diminui significativamente.

De acordo com Murugan et al. (2001), é importante conhecer a resistência lateral das estacas e existem diversos métodos teóricos para prever os valores de capacidade de carga lateral. Atualmente, porém, existe uma lacuna muito grande na literatura de pesquisas relacionadas à aplicação de métodos de previsão de capacidade de carga lateral de fundações imersas em solo-cimento. Os poucos estudos existentes se limitam a uma simples comparação entre os resultados de provas de carga com o solo puro e o solo melhorado. Assim sendo, faltam previsões adequadas da capacidade de carga lateral do sistema solo-estaca. Em contrapartida, existem diversas propostas relacionadas à aplicação desses métodos para fundações em areias ou argilas.

O presente estudo visa ampliar os conhecimentos sobre a aplicação de solo-cimento a fundações de postes de LT, uma vez que é um material econômico, acessível e eficiente. Foram analisados, através de resultados de provas de carga, alguns métodos para previsão da resistência lateral das fundações de quatro postes de uma subestação no estado do Rio Grande do Norte. Valores de coeficiente de reação horizontal do solo (nh) foram propostos para o solo-cimento. Os postes encontram-se assentes em depósito arenoso, típico da região, melhorado com cimento na dosagem de 10% em peso.

2. REVISÃO DA LITERATURA

A procura por um desenvolvimento sustentável e eficaz é um dos desafios que engenheiros enfrentam todos os dias. Esse contexto motiva a busca por novos materiais de alto desempenho, conciliando baixo custo, redução de desperdício e aumento de qualidade. Assim surge a ideia do solo-cimento, uma mistura de solo, cimento e água que resulta em um material aplicável em várias áreas da construção civil.

Contudo, ainda existem poucas pesquisas quanto à viabilidade do uso do solo-cimento em projetos de fundações (Filho et al., 2014), justificando a necessidade de expandir conhecimentos sobre esse método alternativo. De acordo com Magalhães (s.d.) o uso do solo-cimento em fundações de LT é um importante recurso tanto técnico quanto econômico, reduzindo custos e se tornando um elemento controlador na estabilidade do sistema solo-poste.

Segundo Magalhães (s.d.) a função de um reaterro de solo-cimento é reduzir tensões entre o aterro e o solo natural, permitindo que as tensões desenvolvidas entre o contato poste-reaterro sejam transmitidas ao solo natural de forma compatível com sua capacidade de suporte. Assim sendo, seu dimensionamento fica entrelaçado ao dimensionamento geotécnico

*Giulia Natalini, graduanda em Engenharia Civil, UFRN **Yuri Daniel Jatobá Costa, Prof. Dr., Departamento de Engenharia Civil da UFRN

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da fundação, podendo ser realizado por métodos comumente aplicados às fundações de postes.

Em pesquisas realizadas por Mateus e Silva (1997), comparando-se postes com fundações reaterradas em terreno natural e com solo-cimento, notou-se que o mecanismo de transferência de esforços no caso do solo melhorado com cimento se comporta como previsto através de métodos clássicos.

Estudos quanto ao uso de melhoramento com solo-cimento para o caso de postes são raros. Entretanto, existem alguns estudos voltados para a analise dessa técnica aplicada a fundação por estacas. Ferreira et al. (2006) realizaram um estudo para quantificar a capacidade de carga lateral do sistema solo-cimento-estaca através de provas de carga horizontais em uma estaca de 7 metros de comprimento. Os resultados foram confrontados com provas de carga realizadas na mesma estaca executada no solo sem melhoria. O estudo foi realizado em solo arenoso e colapsível. Através da solução apresentada por Matlock e Reese (1960), Ferreira et al. (2006) calcularam o valor do coeficiente de reação horizontal do solo para as duas situações. Os resultados obtidos para o solo cimento foram 30 vezes superiores ao do solo natural.

Posteriores estudos por Ferreira et al. (2010) foram realizados em estacas apiloadas de 4 metros de comprimento, executando-se três provas de carga com o solo original e três com reforço de solo cimento. Essa pesquisa foi desenvolvida em solo colapsível. Os resultados obtidos indicaram que o melhoramento com solo-cimento levou a um aumento de 350% na capacidade de carga, comprovando a eficácia do emprego do reforço para solos submetidos a esforços horizontais.

Faro et al. (2015) também evidenciam a falta de um conhecimento bem estabelecido para avaliar a resistência de estacas carregadas lateralmente imersas em solo melhorado com cimento. Os autores realizaram uma pesquisa em estacas curtas e de topo livre, se movendo como um corpo rígido na direção da aplicação da força lateral. A camada de solo local tratada ao redor da estaca variou entre 2-4 vezes o diâmetro dela e 0,1-0,3 vezes o comprimento da mesma, a partir da superfície. Os resultados obtidos indicaram que o reforço executado próximo à superfície melhora significantemente a performance de estacas curtas submetidas a carregamentos laterais. Além disso, os autores reforçaram que o tratamento do solo com cimento é muito promissor e deveria ser considerado no projeto de fundações de prédios, pontes, portos e linhas de transmissão, entre outros.

Tariq (2014) realizou estudos em modelos reduzidos com estacas metálicas de 25mm de diâmetro e 450mm de comprimento para investigar o efeito do melhoramento com cimento na capacidade de carga lateral das estacas. O melhoramento foi realizado com cimento de cura rápida, em proporção de 30% para areia, e pó de calcário, para aumentar a viscosidade da mistura. As estacas possuíam topo fixo e foram cravadas em uma área de melhoramento de 0,5x0,5x0,45m, sendo realizados testes de carga lateral controlada através do deslocamento.

Foram aplicadas cargas cíclicas até que o deslocamento da estaca fosse 4%, 10%, 20%, 35%, 50%, 75% e 100% o diâmetro da estaca. Os resultados experimentais obtidos para o deslocamento de 35%D foram comparados com métodos de previsão de carga como Broms (1964) e Brinch Hansen (1961), sendo o solo-cimento modelado como solo coesivo. Os resultados foram obtidos em forma de curvas de reação do solo (kN/m) vs. profundidade (m). Os resultados de Tariq (2014) mostraram que o método de Broms (1964) apresentou resultados mais compatíveis com os obtidos experimentalmente, de modo que as curvas apresentaram um mesmo comportamento ao longo da profundidade analisada. Os resultados pelo método de Brinch Hansen (1961), porém, só apresentaram comportamento parecido com o obtido experimentalmente na superfície do solo, se distanciando dos resultados experimentais ao longo da profundidade. Em geral, o método de Brinch Hansen (1961) não apresentou aproximação satisfatória com os experimentos.

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3. METODOLOGIA 3.1. Descrição do subsolo

A partir de sondagens de simples reconhecimento SPT foi possível identificar que o subsolo é composto por camadas de areia fina, pouco argilosa, cuja compacidade é crescente em função da profundidade (pouco compacta a medianamente compacta). Não foi encontrado nível de lençol freático durante o ensaio. A Figura 1 apresenta o perfil típico do subsolo, juntamente com os valores médios de resistência (Nspt) com a profundidade.

Figura 1 – Resultados da sondagem do solo da área próxima ao assentamento dos postes

Fonte: Autor.

3.2 Provas de carga lateral O estudo do presente trabalho é embasado nos resultados de quatro provas de carga estática horizontal (PCEh) realizadas em postes de linha de transmissão. Foram ensaiados dois pares de postes de uma subestação elétrica localizada no Rio Grande do Norte. Os pares (P22 e P24/26) e (P21 e P23/25) foram ensaiados conforme a NBR 12131/06. A geometria da seção transversal dos postes é mostrada na Figura 2.

Figura 2 - Dimensões dos postes em mm: (a) P21 e P22 (b) P23/25 (c) P24/26 (sem escala)

(a) (b) (c)

Fonte: Autor.

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Na região de assentamento dos postes foi realizado um melhoramento no solo local com cimento, na proporção de 10% de cimento por peso. O cimento utilizado foi o CP-V-ARI (Cimento Portland de Alta Resistência Inicial), devido à sua propriedade de cura rápida. A Figura 3 mostra um esquema da disposição dos dois pares de poste e a área de melhoramento de solo-cimento, enquanto que a Figura 4 mostra um corte vertical do terreno indicando a profundidade de melhoramento do solo.

Figura 3 - Locação dos postes: (a) P21 e P23/25 (b) P22 e P24/26 (dimensões em cm, sem escala)

(a) (b)

Fonte: Autor.

Figura 4 - Corte vertical da área de melhoramento com cimento para os postes: (a) P22 e P24/26 (b) P21 e P23/25 (dimensões em mm)

(a) (b)

Fonte: Autor.

A Tabela 1 apresenta os valores de rigidez à flexão e comprimento enterrado (L) dos postes. O módulo de elasticidade do concreto (E) dos postes foi estimado conforme a Equação 1 (NBR 6118, 2014), para uma resistência característica do concreto (fck) igual a 30MPa.

𝐸 = 5600 ∙ 𝑓()[1]

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Tabela 1 – Comprimento enterrado (L) e rigidez flexional (EI) dos postes

Postes L (m) EI (MN*m2) P22 2,9 40

P24/26 2,0 212 P21 2,9 40

P23/25 2,5 279 Fonte: Autor.

As provas de carga foram do tipo rápida, com aplicação de força horizontal a uma

distância de 150mm do solo através de um cilindro hidráulico de 2000kN de capacidade e medidas por meio de uma célula de carga. O sistema foi montado entre os pares de postes, como pode ser observado na Figura 5. Os deslocamentos foram medidos por extensômetros mecânicos com precisão de 0,01mm e capacidade de 50mm. Foram posicionados dois extensômetros por poste, através de bases magnéticas, a uma distância de 0,35 ou 0,7m do ponto de aplicação da força. As bases magnéticas foram fixadas em vigas metálicas rígidas de 3m de comprimento, transversais à aplicação da força.

Figura 5 – Esquema das provas de carga realizadas: (a) P22 e P24/26 (b) P21 e P23/25

(a)

(b)

Fonte: Autor.

A prova de carga para o primeiro par de postes atingiu uma carga máxima de 450kN e para o segundo par foi registrada carga máxima de 490kN. Ao atingirem essas cargas, os

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postes começaram a apresentar fissuras. Dessa forma, definiu-se a carga de ruptura horizontal como a carga limite de serviço de 500kN. A Tabela 2 apresenta os valores máximos de carga e deslocamento horizontal obtidos nas provas de carga. A Figura 6 apresenta as curvas carga (H) versus deslocamento horizontal (yt).

Tabela 2 – Carga e deslocamento horizontal máximo das provas de carga horizontal

Postes Carga Máx. Atingida (kN) Desloc. Horizontal Máx. (mm)

P22 490 4,59 P24/26 490 2,46

P21 450 0,65 P23/25 450 3,04

Fonte: Autor.

Figura 6 - Curva carga vs. deslocamento horizontal dos postes: (a) P22 (b) P24/26 (c) P21 (d) P23/25

(a) (b)

(c) (d) Fonte: Autor. 3.3. Retroanálise do coeficiente de reação horizontal do solo

Foram determinados os valores do coeficiente de reação horizontal do solo (nh) utilizando-se os resultados das provas de carga realizadas no solo-cimento. O método de Matlock e Reese (1961) foi aplicado de forma iterativa, encontrando o valor de coeficiente de rigidez da estaca (T) para o qual as Equações 2 e 3, de cálculo do deslocamento horizontal na superfície do terreno (y0), se igualam:

𝑦/ = 𝑦0 − 𝐴3𝐻𝑇6

𝐸𝐼 + 𝐵3𝐻𝑇𝐸𝐼 ∙ 𝑒 + 𝑒; −

𝐻𝑒<

3𝐸𝐼 −𝐻𝑒6𝑒′2𝐸𝐼 [2]

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𝑦/ = 𝐴@𝐻𝑇<

𝐸𝐼 + 𝐵@𝐻𝑇6𝑒𝐸𝐼 [3]

em que: yt = deslocamento horizontal medido em campo; As, Bs, Ay, By = coeficientes adimensionais do método de Matlock e Reese (1961); e = distância da superfície do terreno até o ponto de aplicação da força = 0,15m; e’ = distância do ponto de aplicação da força até o extensômetro; H = força aplicada nos estágios da prova de carga. O valor de e’ é igual a 0,35m para os pares de postes (P22 e P24/26) e 0,7m para os

pares de postes (P21 e P23/25). O coeficiente de reação horizontal representativo do solo foi obtido para uma deformação cisalhante do solo de 0,02.

3.4. Aplicação de métodos para estimativa da capacidade de carga lateral Choi et al. (2013) destacam a existência de quatro linhas de abordagem de métodos para estimativa da capacidade de carga lateral de estacas: métodos de equilíbrio limite, métodos baseados no coeficiente de reação horizontal do solo (p-y), métodos elásticos e métodos de elementos finitos. Nesse estudo foram utilizados os métodos de Broms (1964) e Brinch Hansen (1961) que fazem parte do primeiro grupo, assim como um método p-y. Os métodos de equilíbrio limite assumem que o coeficiente de empuxo passivo de Rankine é mobilizado e que a estaca se desloca de alguma forma. Os métodos de curvas p-y descrevem uma relação entre a resistência do solo contra a estaca (p) e o deslocamento lateral da estaca (y), sendo embasados na Hipótese de Winkler, proposta em 1867, que idealiza o solo como uma série de molas horizontais elásticas e a estaca como uma viga.

Os parâmetros de resistência utilizados para o solo-cimento foram obtidos através do trabalho de Lopes (2012), que realizou um estudo do comportamento mecânico de areias artificialmente cimentadas, com areia da região do Rio Grande do Norte. Em seu estudo foi avaliada a influência do teor de cimento, moldando corpos de prova com porcentagens de cimento de 2,5%, 5% e 10% em peso, sendo o agente cimentante o CP-V-ARI. Dessa forma, foi adotado o valor de ângulo de atrito efetivo do solo (φ’) igual 40o, para amostras com 10% de cimentação. O valor do peso específico aparente seco do solo-cimento igual a 19,7kN/m3 foi obtido através de ensaio de compactação realizado em laboratório para o solo melhorado obtido da região de assentamento dos postes. 3.4.1 Método de Broms O método foi aplicado conforme descrito em Broms (1964), sendo o momento de ruptura (Mu) da estaca calculado para o caso de estacas com seção H, como apresentado pela Equação 4:

𝑀B = 1,1 ∙ 𝑓() ∙ 𝑍EáG[4] em que: fck = resistência característica do concreto = 30MPa; Zmáx = módulo de seção do poste (m3). Os módulos de seção calculados são apresentados na Tabela 3. Decidiu-se adotar o problema em condições drenadas, com coesão efetiva do solo (c’)

igual a 0, uma vez que o método de Broms (1964) somente considera o solo como sendo não-coesivo ou coesivo.

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Tabela 3 - Momentos estáticos de área das seções dos postes

Postes Zmáx (m3) P22 0,031063

P2426 0,021247 P21 0,031063

P2325 0,025887 Fonte: Autor.

3.4.2 Método de Brinch Hansen Para aplicação do método de Brinch Hansen (1961), buscou-se obter o máximo de precisão, dividindo-se o comprimento da estaca em diversas partes. Dessa forma, foi possível encontrar mais precisamente o ponto de rotação da estaca e calcular a capacidade de carga lateral. Para tal, fez-se uso de um código na linguagem Python, desenvolvido pela autora, no qual o comprimento embutido de cada estaca foi dividido em três mil partes. Os parâmetros do solo utilizados para ângulo de atrito interno efetivo e peso específico aparente foram adotados conforme descrito no item 3.4, sendo o método aplicado para condições drenadas com c’=0. 3.4.3. Método p-y

O método de Matlock e Reese (1961) foi aplicado através do software Pile, pertencente ao programa computacional Geo5 (Fine, 2017). Para tal, foi modelada uma estaca de topo livre, de seção circular equivalente e de comprimento igual ao comprimento enterrado de cada poste. A área da estaca modelada foi mantida igual à área da seção transversal dos postes. Através dos valores de nh e deslocamento no topo da estaca foi possível recriar a curva carga horizontal (H) vs. deslocamento horizontal na superfície (y0) dos postes, de modo a avaliar se o modelo numérico apresenta aproximação satisfatória com os dados da prova de carga realizada em campo. A partir da curva, obteve-se a carga de ruptura (Hu) para o valor de deslocamento horizontal máximo de cada poste registrado nas provas de carga.

Nota-se que não foi possível realizar a análise para um dos postes, o P21, uma vez que seu deslocamento horizontal na superfície do terreno era tão pequeno que o software não possuía precisão suficiente para fornecer resultados de carga equivalentes. 4. RESULTADOS E DISCUSSÃO 4.1. Determinação do coeficiente de reação horizontal do solo e rigidez da estaca

Através da iteração da solução apresentada por Matlock e Reese (1961) foi possível obter a variação de nh com o deslocamento horizontal para cada um dos postes. Em seguida, determinou-se um valor de nh para cada incremento de carga aplicada (H). A partir das curvas nh vs. y0 obteve-se um valor de nh representativo como o correspondente a uma deformação cisalhante do solo (𝛾) igual a 0,02. A relação entre 𝛾 e y0 é dada através da Equação 5 (Blaney, 1986):

𝛾 = 0,54 ∙𝑦/𝐵 [5]

em que: B = dimensão da mesa da seção H dos postes.

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Através das curvas nh vs. y0 foram obtidos altos valores de coeficiente de reação horizontal do solo para pequenos deslocamentos. Contudo, as curvas apresentaram formato e comportamento esperado, sendo possível extrapolar as mesmas através da criação de uma linha de tendência dada através de uma equação potencial com formato indicado através da Equação 6:

𝑛K = 𝑎 ∙ 𝑦/MN[6] Por meio da equação potencial, foi calculado o valor de nh representativo

correspondente ao valor de y0 obtido pela Equação 5. As curvas nh vs. y0 são apresentadas nas Figuras 7 e 8. Nas mesmas figuras são apresentadas as equações obtidas a partir dos ajustes dos pontos.

Figura 7 - Curvas de nh vs. y0 para os postes: (a) P22 (b) P24/26

(a)

(b)

Fonte: Autor.

Os valores de nh representativos, obtidos para 𝛾= 0,02 são apresentados na Tabela 4. Como esperado, os valores do coeficiente de reação horizontal do solo foram bastante elevados. Isso é devido ao melhoramento com cimento, o qual acentuou sua resistência.

Nota-se que o valor de coeficiente de reação horizontal do solo obtido para o poste P24/26 é significantemente superior ao obtido para os outros postes. Tal situação pode ter ocorrido por causa de fatores como: excesso de compactação do solo, tempo de cura diferente ou dosagem errada do cimento. Acredita-se, portanto, que os resultados obtidos para esse poste extrapolem a representatividade da situação em questão.

Araújo (2013) conduziu estudo de coeficiente de reação horizontal em dois depósitos arenosos da região metropolitana de Natal - RN, o qual incluiu estacas metálicas e estacas hélice continua. Um dos depósitos foi compactado com densidade relativa (Dr) de 70% enquanto que o outro foi compactado com densidade relativa de 45%. Para um valor de

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deformação cisalhante do solo de 0,02, o nh do solo melhorado com cimento é 19 vezes superior àquele obtido para Dr=45% e 5 vezes para Dr=70%.

Figura 8 - Curvas de nh vs. y0 para os postes: (a) P21 (b) P23/25

(a)

(b)

Fonte: Autor.

Tabela 4 - Resultados do coeficiente de reação horizontal do solo

Postes y0 (mm) L/T nh (MN/m3) P22 22,59 2,5 205

P24/26 17,96 3,0 1731 P21 22,59 2,7 304

P23/25 19,18 3,0 681 Fonte: Autor. Comparando os valores obtidos de coeficiente de reação horizontal do solo deste trabalho com os valores obtidos por Ferreira et al. (2010), para o solo colapsível melhorado com cimento para uma deformação cisalhante de 0,02, observa-se que o nh médio obtido nessa pesquisa é superior em 55%. Essa diferença é devida à qualidade do solo natural das diferentes regiões, além de diferenças na dosagem do cimento e tempo de cura.

Uma vez de posse do coeficiente de reação horizontal do solo, foi possível o cálculo do coeficiente de rigidez da estaca (T). De acordo com Tomlison (1994), o primeiro passo para o cálculo da resistência lateral é determinar se a estaca irá se comportar como um elemento rígido ou um elemento flexível. Tal análise é feita através do cálculo do coeficiente de rigidez que depende da rigidez à flexão da estaca (EI) e da compressibilidade do solo, sendo calculado através da Equação 7:

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𝑇 =𝐸𝐼𝑛K

O[7]

Uma vez calculado T, sabendo-se o comprimento embutido da estaca (L), a estaca foi classificada conforme o critério de Davisson (1970): é considerada rígida caso L≤2T e flexível caso L≥4T. A determinação desse coeficiente leva a escolha de quais métodos podem ser usados. Uma vez que o solo-cimento ao redor dos mesmos é muito rígido, todas as estacas resultaram intermediárias, como pode ser observado na Tabela 4. 4.2. Previsão de carga de ruptura e da curva carga lateral versus deslocamento lateral Os valores de carga de ruptura (Hu) experimentais foram tomados iguais aos de carga máxima atingida na prova de carga para cada um dos postes, uma vez que os mesmos começaram a apresentar fissuras ao serem submetidos a essas cargas. Os valores podem ser observados na Tabela 5. Uma vez que os postes resultaram de rigidez intermediária, o método de Broms (1964) foi aplicado para o caso de estacas rígidas e flexíveis, de topo livre, em solo não coesivo. Foi realizada uma média entre os resultados, sendo a capacidade de carga lateral de cada poste apresentada na Tabela 5. Os valores obtidos através do método de Broms (1964) apresentaram boa concordância com os obtidos pelas provas de carga horizontal. Por se tratar de um método mais conservador, representa adequadamente os limites estruturais e de serviço dos postes. Já os resultados obtidos por Brinch Hansen (1961) levaram a valores de capacidade de carga lateral muito inferiores aos experimentais, como pode ser analisado na Tabela 4. Tal acontecimento pode ser justificado pelo fato do método ser dedicado ao uso para estacas curtas e não intermediárias e pelo solo-cimento ter sido considerado um solo não coesivo.

Pesquisas relacionadas à estimativa de capacidade de carga lateral por métodos de equilíbrio têm verificado que o método de Broms (1964) gera resultados conservadores para solos não coesivos (Fan e Long, 2005; Zhang et al., 2005). O fato dos resultados obtidos pelo método de Broms (1964) terem se adequado melhor aos resultados experimentais pode ser causado pela condição que Broms (1964) assume para o solo, em que o coeficiente de empuxo passivo é igual ao empuxo em repouso, o que deve se aproximar melhor da condição encontrada para o solo-cimento.

Nota-se que a boa concordância do método de Broms (1964) e a má concordância do método de Brinch Hansen (1961) aos resultados experimentais estão de acordo com os resultados obtidos por Tariq (2014).

Tabela 5 - Resultados de capacidade de carga lateral Hu (kN)

Postes Experimental Broms Brinch Hansen p-y P22 490 522 124,5 833

P24/26 490 403 77,5 654 P21 450 412 124,6 -

P23/25 450 447 43,6 538 Fonte: Autor.

A aproximação das curvas de H vs. y0 pelas provas de carga e pela aplicação do método p-y podem ser analisadas nas Figuras 9 a 11. As curvas de H vs. y0 obtidas através do software Pile para aplicação do método p-y apresentaram boa concordância com as provas de carga realizadas. Embora as curvas obtidas para os postes P24/26 e P23/25 se comportaram similarmente às curvas obtidas experimentalmente, apresentam valores de carga 30% e 35%

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superiores aos experimentais, respectivamente, para um mesmo deslocamento. Ademais, a curva obtida para o poste P22, embora apresente comportamento similar à curva experimental, atingiu valores 75% superiores aos resultados experimentais.

Os valores obtidos de capacidade de carga Hu através do método p-y resultaram superiores aos experimentais, indo além da capacidade estrutural admitida para os postes como mostrado na Tabela 5.

Figura 9 - Curva comparativa de carga vs. deslocamento horizontal na superfície para P22

Fonte: Autor.

Figura 10 - Curva comparativa de carga vs. deslocamento horizontal na superfície para P24/26

Fonte: Autor.

Figura 11 - Curva comparativa de carga vs. deslocamento horizontal na superfície para P23/25

Fonte: Autor.

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5. CONCLUSÕES

No estudo em questão foi analisada a previsão de capacidade de carga lateral de quatro postes de linhas de transmissão, imersos em solo-cimento, através dos métodos de equilíbrio-limite de Broms (1964) e Brinch Hansen (1961), além de do método p-y implementado em um código computacional. As previsões foram comparadas com resultados de provas de carga lateral realizadas nos postes.

O método de Broms (1964) apresentou boa concordância com os resultados das provas de carga estática horizontal. Contudo, os métodos de Brinch Hansen (1961) e p-y forneceram valores de capacidade de carga lateral muito inferiores e muito superiores aos valores obtidos experimentalmente, respectivamente. Apesar de ter fornecido previsões superestimadas, o método p-y gerou curvas H vs. y0 relativamente próximas às obtidas em campo, validando o modelo numérico adotado.

Os valores de coeficiente de reação horizontal do solo-cimento, retroanalisados a partir dos resultados experimentais, foram bem mais elevados que a faixa tipicamente obtida para solos granulares puros, sem adição de cimento, reflexo da alta rigidez adquirida pelo material melhorado com adição de cimento. AGRADECIMENTOS Os autores agradecem a Geoquality Geotecnia Ltda. pelo apoio fornecido a esta pesquisa. REFERÊNCIAS ABNT. NBR 12131 – Estacas – Prova de carga estática – Método de ensaio. Rio de Janeiro, 2006. ABNT. NBR 6118 – Projeto de estruturas de concreto – Procedimento. Rio de Janeiro, 2014. ARAÚJO, A. G. D. Provas de carga estática com carregamento o lateral em estacas escavadas hélice contínua e cravas metálicas em areia. 253f. Dissertação (Mestrado). Programa de Pós-graduação em Engenharia Civil. Universidade Federal do Rio Grande do Norte, 2013. BLANEY, G. W; O’NEILL, M. W. Measured lateral response of mass on single pile in clay. Journal of Geotechnical Engineering, ASCE 112, issue 4, 1986. BROMS, B.B. Lateral Resistance of Piles in Cohesionless Soils. Journal of Soil Mechanics and Foundation Engineering Division, ASCE 90, SM-3, p.123-156, 1964. CHOI, H.; LEE, S.; PARK, H.; KIM, D. Evaluation of lateral load capacity of bored piles in weathered granite soil. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, ASCE 139, issue 9, 2013. DAVISSON, M. T. Lateral Load Capacity of Piles. Highway Research Record, no 333. Pile Foundations, National Research, Council. Washington D.C., p. 104-112, 1970. FAN, C-C.; LONG, J. H. Assessment of existing methods for predicting soil response of laterally loaded piles in sand. Computer and Geotechnics, volume 32, issue 4, p. 274-289, 2005. FARO, V. P.; CONSOLI, N. C.; SCHNAID, F.; THOMÉ, A.; LOPES, L. S. Field tests on laterally loaded rigid piles in cement treated soils. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, ASCE 141, issue 6, 2015. FERREIRA, C. V.; LOBO, A. S., ALBIERO J. H.; CARVALHO, D.; ALBUQUERQUE, P. J. R. Efeito do solo-cimento no comportamento de estaca carregada lateralmente. IV

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