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UNIVERSIDADE FEDERAL DE SANTA MARIA CENTRO DE TECNOLOGIA
CURSO DE ENGENHARIA CIVIL
Priscila Jacobsen
ANÁLISE DE ESTACAS PRÉ-MOLDADAS ATRAVÉS DO ENSAIO DE CARREGAMENTO DINÂMICO:
ESTUDO DE CASO VIADUTO SOBRE AV. OSVALDO CRUZ - SANTA MARIA/RS
Santa Maria, RS 2017
Priscila Jacobsen
ANÁLISE DE ESTACAS PRÉ-MOLDADAS ATRAVÉS DO ENSAIO DE CARREGAMENTO DINÂMICO:
ESTUDO DE CASO VIADUTO SOBRE AV. OSVALDO CRUZ - SANTA MARIA/RS
Trabalho de Conclusão de Curso apresentado ao Curso de Engenharia Civil da Universidade Federal de Santa Maria (UFSM, RS), como requisito parcial para obtenção do título de Engenheira Civil.
Orientador: Prof. Dr. José Mario Doleys Soares
Santa Maria, RS 2017
Priscila Jacobsen
ANÁLISE DE ESTACAS PRÉ-MOLDADAS ATRAVÉS DO ENSAIO DE CARREGAMENTO DINÂMICO:
ESTUDO DE CASO VIADUTO SOBRE AV. OSVALDO CRUZ - SANTA MARIA/RS
Trabalho de Conclusão de Curso apresentado ao Curso de Engenharia Civil da Universidade Federal de Santa Maria (UFSM, RS), como requisito parcial para obtenção do título de Engenheira Civil.
Aprovado em 15 de dezembro de 2017:
____________________________________ José Mário Doleys Soares, Prof. Dr. (UFSM)
(Presidente/Orientador)
___________________________________ Magnos Baroni, Prof. Dr. (UFSM)
___________________________________ Alessandro Onofre Rigão, Prof. Me. (UFSM)
Santa Maria, RS 2017
AGRADECIMENTOS
Gostaria de agradecer à minha família, por todo apoio, compreensão e motivação
durante esta caminhada. Não foi fácil estar tão ausente, mas vocês sempre me faziam
sentir perto.
Ao Lorenzo Schwarcke, meu amor, por ser este companheiro incrível que fez
tudo ao seu alcance para me ajudar durante estes anos. Sem ti esta passagem por Santa
Maria não teria sido tão maravilhosa.
Ao meu orientador, professor José Mario Doleys Soares pela orientação e por
dividir comigo seu conhecimento na área de fundações.
Ao Professor Magnos Baroni pela disponibilidade em me ajudar todas as vezes
em que pedi.
À empresa SOGEL, pela oportunidade de estágio e pelos dados fornecidos para
a elaboração deste trabalho.
Aos meus amigos e colegas, por todos os momentos de estudos em conjunto e
pelos momentos de descontração.
RESUMO
ANÁLISE DE ESTACAS PRÉ-MOLDADAS ATRAVÉS DO ENSAIO DE CARREGAMENTO DINÂMICO:
ESTUDO DE CASO VIADUTO SOBRE AV. OSVALDO CRUZ - SANTA MARIA/RS
AUTORA: Priscila Jacobsen
ORIENTADOR: Prof. Dr. José Mario Doleys Soares
Este trabalho tem como objetivo a comparação entre os métodos semi-empíricos de cálculo de capacidade de carga e o resultado encontrado pelo ensaio de carregamento dinâmico em 8 estacas pré-moldadas de concreto executadas na cidade de Santa Maria – RS em obra de viaduto. As estacas executadas são de 60 cm de diâmetro e comprimento de cravação em torno de 7 m. Os cálculos de capacidade de carga foram realizados pelos métodos de Aoki-Velloso (1975), Décourt-Quaresma (1978) e Teixeira (1996), a partir de 3 sondagens SPT fornecidos pela empresa executora, adotando o perfil com a localização mais próxima à estaca analisada. A carga de trabalho considerada no projeto das estacas foi de 78,56 tf (785,6 kN) nas estacas dos blocos de extremidade e de 101,59 tf (1,02 MN) nas estacas do bloco central. O ensaio de carregamento dinâmico foi realizado na cravação de 8 estacas, 3 no bloco de extremidade esquerdo, 3 no bloco central e 2 no bloco de extremidade direito. Após atingida a profundidade de cravação e a nega, foi feita análise da carga mobilizada na estaca pelo método CAPWAP®. Constatou-se que as estacas estavam de acordo com o exigido pela NBR 6122:2010, alcançando o resultado mínimo de duas vezes a carga de trabalho. Realizou-se um estudo comparando os resultados encontrados através dos cálculos semi-empíricos, concluindo-se que os métodos semi-empíricos devem ser utilizados em conjunto, a fim de evitar resultados discrepantes. Concluiu-se também que, de acordo com o ensaio de carregamento dinâmico, as estacas para a obra em questão estão com fatores de segurança acima do exigido na NBR 6122:2010. Palavras-chave: Estaca Pré-moldada de concreto. Ensaio de Carregamento Dinâmico. Capacidade de carga. Métodos Semi-empíricos.
ABSTRACT
A PRECAST CONCRET PILE ANALYSIS USING THE DYNAMICAL LOADING TEST: CASE OF STUDY AV. OSVALDO CRUZ - SANTA
MARIA/RS VIADUCT
AUTHOR: Priscila Jacobsen ADVISOR: Prof. Dr. José Mario Doleys Soares
This essay has as objective the comparison between the semi-empirical methods of calculation of load capacity and the result found by the dynamical loading test in 8 precast concrete piles executed in the city of Santa Maria - RS in viaduct construction. The piles executed have 60 cm of diameter and crimping length around 7 m of depth. The load capacity methods were performed by the Aoki-Velloso (1975), Décourt-Quaresma (1978) and Teixeira (1996) methods, from 3 SPT drilling provided by the executing company, adopting the profile with a location closest to the pile analyzed. The workload considered on the project was the 78.56 tf in the piles of the end blocks and 101,59 tf in the piles of the central block. The dynamic loading test was performed during the crimping of 8 piles, 3 in the left end block, 3 in the central block and 2 in the right end block. After application of a crimping depth and deny, a load analysis was performed on the pile using the CAPWAP® method. It was found that the piles were in accordance with the requirements of NBR 6122:2010, achieving a minimum result of twice the workload. A study was carried out comparing the results found using semi-empirical calculations, concluding that semi-empirical methods should be used together in order to avoid discrepant results. It was also concluded that according to the dynamic loading test the piles for the construction in question have safety factors above the required in NBR 6122:2010. Keywords: Precast Concrete Pile. Dynamic Loading Test. Load capacity. Semi-empirical methods.
LISTA DE FIGURAS
Figura 1 – Classificação das fundações. ......................................................................... 13 Figura 2 - Sistema de amortecimento. ............................................................................ 21 Figura 3 - Procedimento de cravação de estacas pré-moldadas. .................................... 22 Figura 4 - Nega e repique. .............................................................................................. 24 Figura 5 - Diagrama de cravação. ................................................................................... 25 Figura 6 - Prova de carga estática. .................................................................................. 32 Figura 7 - Curva típica carga (P) x recalque (∆). ........................................................... 33 Figura 8 - Sistema de cravação proposto por Smith. ...................................................... 34 Figura 9 - Ensaio PDA. .................................................................................................. 36 Figura 10 - Gráfico dos resultados de uma análise CAPWAPC®. ................................ 37 Figura 13 - Imagem demonstrativa com a identificação das estacas. ............................. 41 Figura 14 - Locação dos furos de sondagem SPT. ......................................................... 43 Figura 15 - Corte longitudinal com perfil do solo. ......................................................... 44 Figura 16 - Gráficos pelo método CAPWAP® para estaca E5. ..................................... 46 Figura 17 - Gráficos pelo método CAPWAP® para estaca E33. ................................... 47 Figura 18 - Comparativo entre 3 métodos – sondagem F2. ........................................... 49 Figura 19 - Comparativo entre 3 métodos – sondagem F3. ........................................... 49 Figura 20 - Comparativo entre 3 métodos – sondagem F4. ........................................... 50 Figura 21 - Capacidade de carga de ponta e lateral – sondagem F2. ............................. 51 Figura 22 - Capacidade de carga de ponta e lateral – sondagem F3. ............................. 52 Figura 23 - Capacidade de carga de ponta e lateral – sondagem F4. ............................. 53 Figura 24 - Capacidade de carga estacas E5, E6 e E9. ................................................... 54 Figura 25 - Capacidade de carga estacas E17, E19 e E25. ............................................. 55 Figura 26 - Capacidade de carga estacas E32 e E33. ..................................................... 56
LISTA DE TABELAS
Tabela 1 - Capacidade estrutural de estacas. .................................................................. 16 Tabela 2 - Estados de compacidade e consistência. ....................................................... 18 Tabela 3 - Coeficiente K e razão de atrito α (Aoki e Velloso, 1975). ............................ 28 Tabela 4 - Fatores F1 e F2 (Aoki e Velloso, 1975, atualizado em 1985). ................... 28 Tabela 5 - Coeficiente C do solo (Décourt e Quaresma, 1978). ..................................... 29 Tabela 6 - Valores de α em função do tipo de estaca e solo (Quaresma, 1996). ............ 30 Tabela 7 - Valores de β em função do tipo de estaca e solo (Quaresma, 1996). ............ 30 Tabela 8 - Valores de α no Método Teixeira. ................................................................. 31 Tabela 9 - Valores de β no Método Teixeira. ................................................................. 31 Tabela 10 - Carregamentos. ............................................................................................ 39 Tabela 11 - Resultado dos Ensaios – Modelo CAPWAP®. ........................................... 45
SUMÁRIO 1 INTRODUÇÃO ................................................................................................. 11 1.1. OBJETIVO GERAL ........................................................................................... 11 1.2. OBJETIVOS ESPECÍFICOS.............................................................................. 12 1.3. ESTRUTURA DO TRABALHO ........................................................................ 12 2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ........................................................................ 13 2.1. FUNDAÇÕES .................................................................................................... 13 2.1.1. Fundações por estacas ...................................................................................... 14 2.1.2. Estacas pré-moldadas de concreto .................................................................. 15 2.2. INVESTIGAÇÃO GEOTÉCNICA .................................................................... 17 2.2.1. Standard Penetration Test (SPT) .................................................................... 18 2.3. CRAVAÇÃO DE ESTACAS ............................................................................. 19 2.3.1. Nega, repique elástico e diagrama de cravação ............................................. 23 2.4. MÉTODOS PARA PREVISÃO DE CAPACIDADE......................................... 25 2.4.1. Método Aoki & Velloso (1975) ......................................................................... 26 2.4.2. Método Décourt & Quaresma (1978) .............................................................. 28 2.4.3. Método de Teixeira (1996) ............................................................................... 30 2.5. DESEMPENHO DE ESTACAS ......................................................................... 31 2.5.1. Ensaio estático ................................................................................................... 32 2.5.2. Ensaio de carregamento dinâmico PDA ......................................................... 33 3 ESTUDO DE CASO ......................................................................................... 38 3.1. MATERIAIS ....................................................................................................... 38 3.1.1. Obra estudada ................................................................................................... 38 3.1.2. Geologia ............................................................................................................. 41 3.1.3. SPT ..................................................................................................................... 41 3.1.4. Resultados do ensaio PDA ................................................................................ 45 3.2. CÁLCULOS ....................................................................................................... 47 4 RESULTADOS ................................................................................................. 48 4.1. CÁLCULOS DA CAPACIDADE DE CARGA ................................................. 48 4.2. COMPARAÇÃO DOS RESULTADOS ............................................................. 53 4.3. CARGA DE RUPTURA ..................................................................................... 56 5 CONSIDERAÇÕES FINAIS ........................................................................... 58 5.1. CONCLUSÃO .................................................................................................... 58 5.2. SUGESTÕES PARA FUTUROS ESTUDOS .................................................... 59 REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ....................................................................... 60 ANEXOS ....................................................................................................................... 62 ANEXO A - RELATÓRIO DE SONDAGEM – F2, F3 E F4: ......................................... 63 ANEXO B - RELATÓRIOS DO ENSAIO DE CARREGAMENTO DINÂMICO ....... 66 ANEXO C - RESULTADOS DA ESTIMATIVA DA CAPACIDADE DE CARGA .... 82 ANEXO D - GRÁFICOS CARGA X RECALQUE ....................................................... 87
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1 INTRODUÇÃO
Na engenharia de fundações cada obra apresenta suas peculiaridades referente ao
carregamento, ao tipo de solo, presença de água, necessidade de rapidez na execução, o
que leva ao engenheiro projetista à decisão pela solução que melhor se adapta ao
cenário. A escolha do tipo de fundação depende muito da interação do solo com a
fundação, ocasionando muitas incertezas ao cálculo.
As estacas pré-moldadas de concreto surgiram para dar maior confiabilidade às
fundações, devido às grandes capacidades de carga resistidas pelo concreto, à
possibilidade de melhor controle tecnológico do material, e, outra característica
importante é a possibilidade de cravação onde há nível do lençol freático. A NBR
16258:2014 dispõe dos requisitos básicos para fabricar, transportar e garantir um
produto pré-fabricado de boa qualidade, afirmando a importância desse tipo de elemento
como opção em fundação profunda.
O dimensionamento de estacas se dá baseado na carga que se deseja suportar,
através da máxima resistência que o sistema solo-estaca pode oferecer, e também
através da capacidade estrutural da estaca, devendo-se levar em conta os coeficientes de
segurança relativos aos tipos de carregamentos e métodos utilizados. Para o cálculo da
resistência do solo, comumente utilizamos os métodos semi-empíricos que utilizam o
SPT. A NBR 6122:2010 sugere a realização de provas de carga estática ou de
carregamento dinâmico em uma amostra de estacas cravadas para verificar sua real
capacidade de carga após executadas. Com base nos resultados dos ensaios pode-se
certificar o cumprimento das exigências de projeto, a capacidade real de carga das
estacas como também sua integridade após a cravação.
1.1. OBJETIVO GERAL
Este trabalho tem como objetivo analisar os resultados dos ensaios de
carregamento dinâmico (PDA) realizados em estacas pré-moldadas em concreto armado
na obra do Viaduto da ERS 509 em Santa Maria.
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1.2. OBJETIVOS ESPECÍFICOS
a) Realizar revisão bibliográfica sobre fundações, principalmente as do tipo
estacas pré-fabricadas de concreto;
b) Realizar revisão bibliográfica acerca dos métodos semi-empíricos de
cálculo de capacidade de carga e ensaio PDA;
c) Apresentar estudo de caso, composto por relatório de sondagem SPT,
projeto de fundações adotado na obra e relatório de ensaio PDA, a fim de tornar o
estudo realizado, uma análise prática e objetiva;
d) Calcular as estacas pelos método semi-empíricos de Aoki-Velloso
(1975), Décourt-Quaresma (1978) e Teixeira (1996) e comparar os resultados;
e) Analisar comparativamente a efetividade dos métodos semi-empíricos
para o cálculo da previsão da capacidade de carga frente aos resultados no ensaio de
carregamento dinâmico.
1.3. ESTRUTURA DO TRABALHO
O primeiro capítulo apresenta a introdução, os objetivos, e a estrutura do
trabalho.
O segundo capítulo, contempla a revisão bibliográfica sobre os tipos de
fundações, aprofundando o estudo em estacas pré-moldadas de concreto, sua execução
pelo processo de cravação e o controle pela nega e repique elástico. Contempla também
revisão sobre investigação geotécnica com SPT, ensaio de carregamento dinâmico e os
métodos de previsão de capacidade de carga aplicados a este estudo.
O terceiro capítulo apresenta o estudo de caso, localização da obra, algumas
características geológicas da região, relatório de ensaio SPT, cálculos realizados através
dos métodos semi-empíricos e os resultados dos ensaios de carregamento dinâmico
realizados.
No quarto capítulo, apresentam-se os resultados dos métodos de previsão de
capacidade carga, as análises realizadas entre os resultados dos cálculos e o ensaio PDA
e uma breve análise quanto à carga de ruptura das estacas.
No quinto capítulo, mostram-se as principais conclusões obtidas através das
análises realizadas no capítulo anterior e sugestões para pesquisas futuras.
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2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
2.1. FUNDAÇÕES
Fundação é o elemento que transfere as cargas ao solo, sendo projetada de forma
tal que resista às solicitações, conferindo resistência, segurança e estabilidade as obras
de engenharia (HACHICH et al., 1998).
A NBR 6122:2010 conceitua fundação como superficial (rasa ou direta) ou
profunda, onde entende-se por fundação superficial (Figura 1.a) aquela em que as
tensões são distribuídas sob sua base, e a profundidade de assentamento em relação ao
terreno adjacente é inferior a 2 vezes a menor dimensão da fundação. Já a fundação
profunda (Figura 1.b) transmite a carga ao terreno através da resistência de ponta,
resistência de fuste (superfície lateral), ou ainda pela combinação das duas, e sua cota de
assentamento na ponta deve ser de no mínimo 3,0 metros ou superior a 2 vezes a menor
dimensão em planta.
Figura 1 – Classificação das fundações.
Fonte: Velloso e Lopes (2010).
De acordo com a NBR 6122:2010, fundações superficiais podem ser: sapata de
concreto armado, quando dimensionada de modo que a tensões de tração sejam
resistidas pela armadura; bloco, quando as tensões de tração são resistidas pelo próprio
concreto do elemento de fundação; radier, quando distribui os carregamentos recebidos
pelos pilares; sapata corrida, quando, ao longo de um mesmo alinhamento, o elemento
de fundação recebe cargas distribuídas linearmente ou diretamente de pilares. Já as
fundações profundas são definidas por: tubulão, onde as cargas são transmitidas
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principalmente pela ponta (base), necessitando que em algum momento seja necessário
a descida de pessoas para escavação da base alargada ou para limpeza; estacas, estrutura
que será explicada no próximo item.
2.1.1. Fundações por estacas
A norma trata como estaca o elemento de fundação profunda executada
inteiramente por equipamentos e ferramentas, sem que haja descida de pessoas durante
a execução. No Brasil a NBR 6122:2010 cita como materiais mais empregados a
madeira, aço, concreto pré-moldado, concreto moldado in loco, ou a combinação de
materiais.
As estacas de madeira são pouco utilizadas no Brasil nos dias atuais, quase que
exclusivamente em obras provisórias. São constituídas por troncos de árvores
razoavelmente retilíneos e devem receber preparação no topo e ponta para cravação e
limpeza da superfície, assim como uso de produtos preservativos. Se utilizadas abaixo
do nível d’água têm sua durabilidade ilimitada, porém, se sujeitas a variação de
umidade e ataque de fungos, brocas marinhas, entre outros, deteriora-se rapidamente
(VELLOSO e LOPES, 2010).
As estacas metálicas são constituídas por peças de aço laminado ou soldado,
podendo assumir alguns formatos, tais como seções I, H, chapas dobradas formando
tubos, quadradas, retangulares, ou até mesmo reutilizando trilhos de trem que
apresentam pela sua utilização (verificar o grau de desgaste e alinhamento). Para sua
utilização deve-se observar o local da aplicação, pois para estacas enterradas a NBR
6122:2010 exige que se desconte uma espessura de sacrifício, que varia de acordo com
o tipo de solo, ainda que seja de conhecimento que a oxigenação dos solos naturais é tão
pequena que as reações de corrosão não se completam (HACHICH et al., 1998). Para
estacas em contato com água, locais que possam ocorrer erosão ou locais com solo
heterogêneo, a NBR 6122:2010 prescreve obrigatoriedade de proteção adicional, deve-
se realizar encamisamento em concreto armado ou majoração da espessura para
sacrifício definida em projeto, prolongando a vida útil.
As estacas de concreto moldadas in loco apresentam como vantagem a
possibilidade de serem concretadas “sob medida”, no comprimento exato necessário, e
podem ser executadas após a escavação de solos muito duros. Em contrapartida, sua
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qualidade depende primordialmente da competência da equipe executora (VELLOSO e
LOPES, 2010).
2.1.2. Estacas pré-moldadas de concreto
Sua história se confunde com a própria história do concreto armado, e tem-se no
ano de 1906, na Europa, os primeiros elementos pré-fabricados de treliças e estacas de
concreto armado (VASCONCELOS, 2002). Também de acordo com Vasconcelos
(2002), a primeira grande obra no Brasil com uso de pré-fabricados, incluindo-se
estacas, foi na obra do Hipódromo da Gávea, no Rio de Janeiro em 1926.
Com o emprego do concreto como material constituinte da estaca, podem-se
executar estacas de pequena e de grande capacidade de carga, visto que o concreto é o
material de grande resistência aos agentes agressivos e suporta alterações de secagem e
umedecimento (VELLOSO e LOPES, 2010). Assim sendo, devem atender a NBR
6118:2014 enquanto elemento estrutural e também à NBR 6122:2010 quando embutida
no solo e utilizada como elemento de fundação, não se esquecendo das considerações
quanto ao manuseio, transporte, içamento e cravação (GONÇALVES et al., 2007).
As estacas podem ser confeccionadas em usina ou canteiro, e podem ser de
concreto vibrado, centrifugado ou extrusado. Quanto a armadura, podem ser em
concreto armado ou concreto protendido. As geometrias usuais são de seção quadrada,
circular, hexagonais, podendo, ou não, ser vazada no centro. Na Tabela 1 estão
relacionadas algumas estacas de diferentes seções e suas capacidades de carga estrutural
(MANUAL TÉCNICO, 2008).
O concreto utilizado na fabricação de estacas pré-fabricadas deve proporcionar
trabalhabilidade para o lançamento nas formas, velocidade de desforma, boa resistência
durante a cravação, o que quer dizer resistência à compressão, porém, mais importante,
no caso de estacas pré-fabricadas, é analisar o módulo de elasticidade e resistência a
tração, devido ao recebimento de carregamento cíclico, passando por um processo de
fadiga (GONÇALVES et al., 2007).
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Tabela 1 - Capacidade estrutural de estacas.
Tipo de estaca Dimensões (cm)
Carga usual (KN)
Carga máx (KN)
Observação
Pré-moldada vibrada, de concreto armado quadrada
maciça σ= 6 a 10 MPa
20x20 250+ 400
Disponíveis até 8m
25x25 400+ 600
30x30 550+ 900
25x25 750+ 1200
Pré-moldada vibrada, de concreto armado circular
com furo central σ= 9 a 12 MPa
ᴓ 22 300 400
Disponíveis até 10m. Furo
central a partir de ᴓ 29cm.
ᴓ 25 450 550
ᴓ 29 600 750
ᴓ 33 700 800
Pré-moldada vibrada, de concreto protendido σ= 10 a
14 MPa
ᴓ 20 300 350
Disponíveis até 12m. Podem ter
furo central. ᴓ 25 500 600
ᴓ 33 800 900
Pré-moldada centrifugada, de concreto armado σ= 10 a 14
Mpa
ᴓ 20 250 300
Disponíveis até 12m. Com furo central (ocas) e paredes de 6 a
12cm.
ᴓ 26 400 500
ᴓ 33 600 750
ᴓ 42 900 1150
ᴓ 50 1300 1600
ᴓ 60 1700 2100
Fonte: Velloso e Lopes (2010).
A NBR 6122:2010 restringe a resistência à compressão do concreto em 35 MPa.
Como geralmente esses materiais são confeccionados de forma industrial, essa
resistência é alcançada em poucos dias (geralmente um dia), e não devem apresentar
fissuras nem trincas. Em geral o cimento utilizado é o CP-V (ARI), com o objetivo de
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se obter elevada resistência inicial. A quantidade de cimento por metro cúbico é da
ordem de 350 e 420 kg, com fator água/cimento entre 0,4 e 0,5. O uso de aditivos é
permitido à proporção máxima de 1%.
Para evitar o surgimento de fissuras microscópicas internas provocadas por
tensões de tração, os agregados a ser utilizados no concreto de estacas devem ser
ásperos, angulosos e de formato cúbico. Experiências anteriores demonstram que
concreto com teor de argamassa entre 40 e 50%, e a utilização de brita 2 ou brita 1,
apresentam melhor performance no que se refere a não ocorrência de ruptura durante a
cravação. Quanto ao módulo de elasticidade, o concreto utilizado encontra-se na faixa
de 28 a 30 GPa aos 28 dias. Essas especificações devem ser respeitadas tanto para mais
quanto para menos, pois uma estaca com elevada resistência à compressão ou elevado
modulo de elasticidade podem ocorrer quebras abruptas de cabeças de estacas no
processo de cravação devido à redução da sua capacidade de deformar-se
(GONÇALVES et al., 2007).
Em relação a cura do concreto, o processo amplamente utilizado é o de vapor de
água à pressão atmosférica em temperaturas variando de 50 a 90ºC, proporcionando
desforma rápida. Os limites para abertura de fissuras seguem os critérios da NBR
6118:2014, mas é interessante salientar alguns casos para rejeição da estaca, como:
• Fissuras transversais: se ocorrerem mais concentradas em determinado
trecho, ou ultrapassarem os limites de abertura;
• Fissuras longitudinais: se aparecem antes da cravação, ou se aparecerem
logo no início da cravação. Se o trecho for na cabeça da estaca, este trecho pode ser
demolido;
• Fissuras transversais e longitudinais concomitantes;
• Fissura por cobrimento inadequado dos estribos: reavaliar a carga de
trabalho.
2.2. INVESTIGAÇÃO GEOTÉCNICA
Historicamente, tem-se casos conhecidos de problemas em fundações, relatados
por Tschebotarioff (1978), como a Torre de Pisa da Itália, célebre por sua inclinação; o
caso do Teatro Nacional do México na Cidade do México, onde o pavimento térreo
cedeu transformando-se quase em subsolo, e no Brasil, é de grande conhecimento o
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caso da orla de Santos (SP) com seus edifícios inclinados (CINTRA et al., 2013), entre
tantos outros casos.
As condições do subsolo é fator determinante para a realização de projetos
geotécnicos seguros e econômicos. Estima-se que no Brasil, o custo para
reconhecimento através de sondagens varia entre 0,2% a 0,5% do custo total das obras.
O planejamento de investigação geotécnica a ser adotada depende das características da
obra, dos riscos envolvidos, do meio físico, mas, independentemente da abordagem,
devem ser baseados em ensaio de campo, proporcionando uma previsão mais realista do
comportamento do solo (SCHNAID e ODEBRECHT, 2012).
2.2.1. Standard Penetration Test (SPT)
O ensaio de penetração dinâmica ou Standard Penetration Test (SPT) é o mais
utilizado para investigações geotécnicas. É realizado através de uma sondagem à
percussão que permite fazer o reconhecimento do solo em que se irá trabalhar, como a
determinação do tipo de solo, suas respectivas profundidades de ocorrência, a posição
de nível d’agua e sua resistência à penetração (NBR 6484:2001). O SPT é capaz de
indicar a densidade de solos granulares (areias e siltes), a consistência de solos coesivos
(argilas), e rochas brandas (Tabela 2).
Tabela 2 - Estados de compacidade e consistência.
Solo
Índice de resistência à Penetração
N
Designação (1)
Areias e siltes Arenosos
≤ 4 Fofa(o) 5 a 8 Pouco compacta(o)
9 a 18 Medianamente compacta(o) 19 a 40 Compacta(o)
> 40 Muito compacta(o)
Argilas e siltes Argilosos
≤ 2 Muito mole 3 a 5 Mole
6 a 10 Média(o) 11 a 19 Rija(o)
> 19 Dura (o) 1) as expressões empregadas para a classificação da compacidade das areias (fofa, compacta, etc.), referem-se à deformabilidade e resistência destes solos, sob o ponto de vista de fundações, e não
devem ser confundidas com as mesmas denominações empregadas para a designação da compacidade relativa das areias ou para a situação perante o índice de vazios críticos, definidos na mecânica dos
solos. Fonte: NBR 6484:2001
19
O processo e equipamentos a serem utilizados são padronizados de acordo com a
NBR 6484:2001 e consiste na perfuração de furos de sondagem em locais estratégicos,
de forma que se possa detectar a variabilidade do maciço de solo, identificando sua
heterogeneidade. A perfuração é realizada por meio de tradagem a seco, evidenciando-
se aumento do teor de umidade em um exame tátil-visual dos detritos, tem-se o
indicador do provável nível d’água (NA), necessitando ser confirmado no dia seguinte à
execução do ensaio.
Quando o nível d’água é atingido, continua-se a perfuração através do sistema de
circulação de água, coletando-se amostras de diferentes profundidades de forma
sistemática. As etapas de perfuração e amostragem são realizadas alternadamente, a
cada metro, retirando-se amostras deformadas para posteriores ensaios de laboratório.
A cravação é realizada através do procedimento de aplicação de golpes com
martelo de aço caindo em queda livre, genericamente, tem-se que quanto maior o
número de golpes, maior a resistência do solo. Por isso, o chamado ensaio
penetrométrico é realizado simultaneamente, conta-se o número de golpes necessários
para a cravação de 45 cm do amostrador, através do martelo de peso e altura de queda
normatizados, e considera-se, por convenção, o valor encontrado para os últimos 30 cm.
De acordo com a NBR 6484:2001, os critérios para a paralisação do ensaio será
onde se obtiver:
a) 30 golpes para penetração dos 15 cm iniciais, em 3 m sucessivos;
b) 50 golpes para penetração dos 30 cm iniciais, em 4 m sucessivos; e,
c) 50 golpes para penetração dos 45 cm, em 5 m sucessivos.
Estas informações são apresentadas por relatórios de sondagem individualizados
por furo de sondagem e amostrados por metro de profundidade. Este documento será a
base para o engenheiro geotécnico definir o tipo e dimensionamento das fundações a
serem executadas.
2.3. CRAVAÇÃO DE ESTACAS
A NBR 6122:2010 regulamenta a execução da cravação de estacas, que pode ser
feita por percussão, prensagem ou vibração. Comumente, utiliza-se do bate-estacas,
equipamento em estrutura metálica reforçada, que se movimenta por esteira ou rolos
metálicos e utiliza-se do peso do martelo em queda livre como método de cravação.
20
Para evitar problemas com danos às estacas é preferível a utilização de martelos mais
pesados com altura de queda menor, a utilizar martelos mais leves com maior altura de
queda. Esse tipo de sistema apresenta eficiência entre 40 e 60% (relação entre a energia
disponível e a efetivamente transferida), em sistemas com martelos hidráulicos a
eficiência é de 75 a 90%. Os critérios para escolha do martelo são:
a) Peso do martelo não inferior a 20 kN;
b) Peso do martelo igual ou superior a 75% do peso da estaca;
c) Peso do martelo não inferior a 40 kN para estacas com carga de trabalho
entre 0,7 MN e 1,3 MN;
d) Estacas com carga de trabalho superior a 1,3 MN a escolha do sistema
deve ser analisada.
O impacto do martelo na cabeça da estaca gera tensões dinâmicas que
necessitam ser distribuídas uniformemente, por isso é instalado um capacete metálico na
cabeça da estaca, com um cepo de madeira dura (pode ser neoprene-aramado, sobras de
cabo de aço, porém, o mais utilizado é o de madeira) com elevado módulo de
elasticidade e elevada resistência à compressão, de fibras paralelas ao eixo da estaca,
com a finalidade de amortecer a queda, transferindo maior energia sem danificar as
estacas (Figura 2).
As dimensões do capacete devem ser adequadas à estaca de modo que as folgas
sejam inferiores a 3 cm. Entre o contato da cabeça da estaca com o capacete é instalado
um “coxim”, chapa de compensado de madeira macia circular de diâmetro igual à
estaca, que será descartado após a cravação por não apresentar condições para
reaproveitamento. Pode ocorrer do capacete deslocar podendo ocasionar na quebra da
cabeça da estaca, por isso seu embutimento deve ser de pelo menos 30cm. Outro detalhe
executivo consiste na inserção de uma chapa metálica maciça abaulada com a função de
direcionar as tensões para o centro da estaca.
21
Figura 2 - Sistema de amortecimento.
Fonte: Manual Técnico (2008).
Para se iniciar a cravação, deve-se posicionar o sistema de bate estaca, com seu
centro aprumado com o centro da estaca a ser cravada que foi demarcado no solo
anteriormente, então se ergue a estaca, o capacete e o martelo. Contanto que o coxim já
tenha sido posicionado na cabeça da estaca, pode-se posicionar o capacete e então
iniciar a cravação propriamente dita e prosseguir até que a estaca seja cravada,
observando-se o número de golpes, o comprimento estimado em projeto e os valores de
nega (Figura 3).
Em algumas situações, a profundidade de cravação poderá ser maior do que o
comprimento das estacas compradas, ou do padrão de fábrica. Nesses casos, deve-se
executar emendas de estacas. Devido à série de esforços aos quais as estacas estão
propensas a receber durante a cravação por percussão, qualquer emenda de uma estaca
deverá apresentar desempenho igual ou superior aos segmentos que recebem
diretamente os impactos do martelo. Sabe-se, ainda, que o sistema de cravação se baseia
na Teoria de Propagação da Onda, isso quer dizer que a cada golpe, a estaca se deforma,
devido às tensões de tração para solos moles ou fofos, e devido às tensões de
compressão para solos compactos ou duros (MANUAL TÉCNICO, 2008).
22
Figura 3 - Procedimento de cravação de estacas pré-moldadas.
Fonte: http://serki.com.br/servicos/estavas-cravadas/ (acesso em 01/10/2017).
A NBR 6122:2010 prevê emendas através de anéis soldados ou outros
dispositivos que permitam a transferência dos esforços de compressão, tração e flexão.
Ainda, salienta que se deve garantir a axialidade. Alguns tipos de conexão de estacas
são: luva de encaixe, anel metálico soldado, anel de conexão e pino de encaixe, sendo os
dois primeiros os mais comuns. O uso de luva de encaixe é salientado na NBR
6122:2010, pois sua aceitação depende de algumas restrições, tais como: seja feita
somente uma emenda por estaca, não haja tração nem flexão, deve ter a mesma
geometria da estaca e as folgas devem ser inferiores a 10 mm. A emenda mais utilizada
no Brasil é o anel metálico soldado, que pode ser usado em qualquer tipo de obra desde
que apresente dimensionamento coerente com os esforços a serem absorvidos, promove
o cintamento das cabeças das estacas, garantindo a perfeita união e possibilitando a
cravação de estacas com comprimentos ilimitados. O anel soldado é composto por
chapas de aço, logo, haverá uma face em contato com o solo que deve ser
desconsiderada em sua espessura 1,5 mm devido à possível corrosão.
Se ocorrer sobra de estaca acima da cota de arrasamento, deve-se cortá-la e, de
acordo com a NBR 6122:2010, poder-se-á aproveitá-la se o corte for feito corretamente,
com equipamento de disco de corte, mantendo a ortogonalidade em relação ao seu eixo
23
longitudinal, se tiver comprimento mínimo de 2 m, seja utilizado apenas um segmento
de sobra por estaca e, que a sobra seja sempre o primeiro elemento a ser cravado.
A ligação entre a estaca e o bloco de coroamento se dá na cota de arrasamento,
por um processo que preserva o concreto e a armadura. Deve-se realizar corte manual
com talhadeiras, deixando no mínimo 5 cm de concreto para ancoragem no bloco, e
observar no projeto se há necessidade de ancoragem da armadura ou não. Se após o
arrasamento, a cota da estaca ficar abaixo da cota de arrasamento ou se o concreto se
danificar, deve-se completar a estaca com concreto de alta qualidade, grout (VELLOSO
e LOPES, 2010).
2.3.1. Nega, repique elástico e diagrama de cravação
Geralmente, a cravação das estacas é mais fácil no início, devido ao menor
adensamento do solo. Conforme a cravação avança, a penetração diminui, pois a
resistência a cravação aumentou, ou seja, a estaca “nega-se” a ser cravada. Tem-se
como critério de parada o ponto onde o rendimento não é mais suficiente e a energia
aplicada não apresenta mais avanços (CINTRA et al., 2013).
A “nega” é uma medida da capacidade de carga da estaca realizada através da
média de comprimentos cravados nos últimos dez golpes do martelo e corresponde à
penetração permanentes da estaca. A nega deve ser aplicada a 100% das estacas com o
objetivo de verificação da uniformidade de comportamento entre elas. Em geral é obtida
como um décimo de penetração para dez golpes (ALONSO, 2011).
Na cravação, a estaca sofre um deslocamento vertical permanente para baixo,
mas também um deslocamento elástico recuperável, denominado repique. Na fase final
de cravação, realiza-se o controle pela nega e pelo repique. A obtenção manual é a mais
comum e é feita prendendo-se um papel à estaca e encostando-se um lápis
(normalmente um operário realiza essa etapa, embora já exista equipamentos mecânicos
e eletrônicos) apoiado em uma referência reta, a cada batida do martelo o risco gerado
pelo lápis dará forma a uma espécie de gráfico, representado na Figura 4 (CINTRA et
al., 2013).
24
Figura 4 - Nega e repique.
Fonte: Cintra et al. (2013).
O repique é composto de duas parcelas, C2 e C3, onde C2 é o deslocamento
decorrente do encurtamento elástico da estaca; e C3 é o deslocamento decorrente da
deformação elástica do solo sob a ponta da estaca (quake do solo).
O deslocamento decorrente do encurtamento elástico da estaca (C2), indica o
quanto a estaca é solicitada axialmente, refletindo, assim, a reação do solo à penetração.
Tem-se então que, conforme a profundidade aumenta, próxima àquela necessária para
sua capacidade de carga projetada, a nega diminui e o repique aumenta (VELLOSO e
LOPES, 2010).
A NBR 6122:2010 estabelece a elaboração do diagrama de cravação em 100%
das estacas, e consiste na marcação de comprimentos pré-estabelecidos (0,5 m, 1 m)
antes de levantar a estaca, e registro do número de golpes aplicados pelo sistema para
um determinado nível de energia. Utiliza-se deste diagrama (Figura 5) como
comparativo ao relatório de SPT do projeto (MEDRANO, 2014).
25
Figura 5 - Diagrama de cravação.
Fonte: Medrano (2014).
A NBR 6122:2010 salienta que existem terrenos com comportamento de
relaxação e outros de cicatrização, e que para sua determinação, deve-se realizar a
chamada “nega descansada”, trata-se da realização da nega alguns dias após o término
da cravação. Os valores encontrados podem variar em algumas horas, para solos não
coesivos, e alguns dias para solos argilosos. Se a nova nega for maior, as estacas devem
ser recravadas. Se for menor, o número de golpes deve ser limitado, visando não causar
danos às estacas, e a nega especificada deve ser reavaliada.
As resistências apresentam aumento com o tempo, em geral nos solos compostos
de arenito, argila, silte e solos mistos, este fato é denominado efeito de “Setup” e ou
efeito de “SoilFreeze”, e caracteriza a cicatrização do solo que confina a estaca ao longo
do tempo (TAN et al., 2004 apud PARAÍSO, 2010).
De acordo com Hannigan, et al. (1996, apud PARAÍSO, 2010) o tempo mínimo
de espera deve ser de 5 a 7 dias para a verificação do efeito Setup devido aos casos dos
solos arenosos. O critério de espera de 5 a 7 dias tem sido aplicado para todos os tipos
de solo, tornando-se uma regra prática para tempo de repouso.
2.4. MÉTODOS PARA PREVISÃO DE CAPACIDADE
A capacidade de carga em fundações é medida pela capacidade estrutural do
elemento ou pela capacidade de suporte do solo ao qual serve de apoio à fundação, antes
26
de ocorrer o colapso ou escoamento, isso significa que elementos estruturais iguais
podem resultar em diferentes resistências conforme o local de aplicação.
De acordo com Alonso (2011), como geralmente o solo apresenta menor
capacidade de suporte, comparado aos materiais de composição das fundações
(concreto, aço, etc.), é a partir de dados geotécnicos e de ruptura do solo que se
estabelecem as resistências, portanto, os fabricantes de estacas pré-moldadas podem
sugerir a capacidade de carga do ponto de vista estrutural, como mostrado anteriormente
na Tabela 1, mas a carga admissível deve ser verificada in situ.
Existem os métodos estáticos, onde considera-se a estaca mobilizando toda a
resistência ao cisalhamento estático do solo; e os métodos dinâmicos, que são aqueles
em que se estima a capacidade de carga com base nas observações durante a cravação.
Para fins de projeto, comumente se utiliza de métodos estatísticos semi-empíricos
provenientes das propriedades dos materiais, que se baseiam em dados oriundos do SPT
e CPT, devido a popularização do ensaio SPT, este se tornou o método mais empregado.
2.4.1. Método Aoki & Velloso (1975)
É um método brasileiro desenvolvido por Nelson Aoki e Dirceu de Alencar
Velloso e apresentado no Congresso Panamericano de Mecânica dos Solos e Fundações,
em 1975. Trata-se de um método para estimar a capacidade de carga de estacas que
considera a resistência lateral e a resistência de ponta como incógnitas geotécnicas,
correlacionadas com ensaios CPT (CINTRA; AOKI, 2010).
�� = ��
(1)
�� = ��
(2)
Onde, �� e �� são fatores de correção entre a diferença de comportamento da
estaca, o cone do CPT e a influência do método executivo.
Pouco se utiliza o ensaio de CPT no Brasil, por isso o método traz uma correção
para adaptação dos valores de ����, com o uso do coeficiente K, que depende do solo.
�� = ����� (3)
27
O atrito lateral também pode ser expresso em função do ����, utilizando a razão
de atrito α, que é função do tipo de solo.
� = ��
(4)
�� = ��� = ������ (5)
Portanto, considerando que a resistência de um elemento isolado de fundação, a
partir da sondagem mais próxima, é composta pela soma da resistência lateral e de
ponta, temos como resultado:
� =�� + �� (6)
� =� !�"� + #�∑(����Δ�) (7)
Onde:
R = capacidade de carga da estaca, em kN;
"� = área da seção transversal da ponta da estaca, em m²;
ĸ = fator de correção em função do tipo de solo, em MPa (Tabela 3);
��= ����na cota de ponta;
��= ����médio na camada de comprimento Δ�; ��e �� = fatores de transformação (escala e tipo de estaca);
U = perímetro da seção transversal do fuste, em metros;
α = fator de correção em função do tipo de solo, em porcentagem (Tabela 3);
∆l = profundidade da camada, em metros.
A carga admissível será:
()*+ = ,� (8)
28
Tabela 3 - Coeficiente K e razão de atrito α (Aoki e Velloso, 1975).
Solo K (MPa) α (%) Areia 1,00 1,4 Areia siltosa 0,80 2,0 Areia silto-argilosa 0,70 2,4 Areia argilosa 0,60 3,0 Areia argilo-siltosa 0,50 2,8 Silte 0,40 3,0 Silte arenoso 0,55 2,2 Silteareno-argiloso 0,45 2,8 Silte argiloso 0,23 3,4 Silteargilo-arenoso 0,25 3,0 Argila 0,20 6,0 Argila arenosa 0,35 2,4 Argila areno-siltosa 0,30 2,8 Argila siltosa 0,22 4,0 Argila silto-arenosa 0,33 3,0
Fonte: Cintra e Aoki (2010).
A Tabela 4 apresenta os valores usuais de �� e ��, podendo estes serem
adaptados às correlações regionais de validade comprovada.
Tabela 4 - Fatores �� e �� (Aoki e Velloso, 1975, atualizado em 1985).
Tipo de estaca -. -/ Franki 2,5 2 ��
Metálica 1,75 2 ��
Pré-moldada 1+01,3 2 ��
Escavada 3,0 2 �� Raiz, Hélice contínua e Ômega 2,0 2 ��
Fonte: Cintra e Aoki (2010).
2.4.2. Método Décourt & Quaresma (1978)
O método não visa a obtenção de valores exatos, mas sim de aproximações
seguras baseadas nos resultados de sondagens à percussão (Cabette, 2014).
A capacidade de carga da estaca é obtida pela soma da carga de ponta e do atrito
lateral.
� =�� + �� (9)
29
E a resistência de ponta unitária é expressa por:
�� = 4�� (10)
Onde:
�� = é o valor médio do ����, correspondente ao valor anterior, na ponta e o
valor posterior;
4 = valor característico do solo, obtido através de ensaios em estacas pré-
moldadas de concreto (Tabela 5).
A estimativa da tensão lateral unitária foi ajustada para o valor médio do ���� ao
longo do fuste, conforme a expressão:
�� = 10( 67 + 1) (11)
Onde:
�� = é o valor médio do ���� ao longo do fuste, devendo este ser maior ou
igual a 3 para todas estacas; menor ou igual a 50 para estacas de deslocamento; e, menor
ou igual a 15 para estacas Strauss e tubulões.
Tabela 5 - Coeficiente C do solo (Décourt e Quaresma, 1978).
Tipo de Solo C (kPa) Argilas 120
Siltes Argilosos (solos residuais) 200 Siltes Arenosos (solos residuais) 250
Areias 400 Fonte: Cabette (2014).
Em 1996, Décourt introduziu os valores de α e β (Tabelas 6 e 7) para aplicação
do método em estacas escavadas com lama bentonítica, estacas escavadas, estacas raiz,
estacas hélice contínua e estacas injetadas. Para estacas pré-moldadas, metálicas e
estacas Franki, considera-se α e β igual a 1 (CINTRA; AOKI, 2010).
A capacidade carga de uma estaca é expressa pela equação 12.
30
� = �4��"� + 810 9 67 + 1:;< (12)
Tabela 6 - Valores de α em função do tipo de estaca e solo (Quaresma, 1996).
Solo/Estaca Cravada Escavada (em geral)
Escavada (com
bentonita)
Hélice Contínua Raiz
Injetadas (alta
pressão) Argilas 1,0 0,85 0,85 0,30 0,85 1,0 Solos Residuais
1,0 0,60 0,60 0,30 0,60 1,0
Areias 1,0 0,50 0,50 0,30 0,50 1,0 Fonte: Lobo (2005).
Tabela 7 - Valores de β em função do tipo de estaca e solo (Quaresma, 1996).
Solo/Estaca Cravada Escavada (em geral)
Escavada (com
bentonita)
Hélice Contínua Raiz
Injetadas (alta
pressão) Argilas 1,0 0,85 0,90 1,0 1,5 3,0 Solos Residuais
1,0 0,65 0,75 1,0 1,5 3,0
Areias 1,0 0,50 0,60 1,0 1,5 3,0 Fonte: Lobo (2005).
2.4.3. Método de Teixeira (1996)
Baseado no ���� o autor definiu valores para α e β para uma equação unificada
de capacidade de carga, de modo que a capacidade de carga seja representada por:
� =�� +�� = ���"� + 8��;< (13)
Onde:
�� é o valor médio do ���� no intervalo de 4 diâmetros acima da ponta da
estaca e 1 abaixo;
�� é o valor médio ao longo do fuste.
Os valores de α e β estão apresentados nas Tabelas 8 e 9.
31
Tabela 8 - Valores de α no Método Teixeira.
Solo (4<=>?@<40
Tipo de estaca – α (kPa) Pré-moldada e perfil metálico
Franki Escavada a céu aberto
Raiz
Argila siltosa 110 100 100 100 Silte argiloso 160 120 110 110 Argila arenosa 210 160 130 140 Silte arenoso 260 210 160 160 Areia argilosa 300 240 200 190 Areia siltosa 360 300 240 220 Areia 400 340 270 260 Areia com pedregulhos 440 380 310 290 Fonte: Cintra (2010).
Tabela 9 - Valores de β no Método Teixeira.
Tipo de estaca B (kPa) Pré-moldada e perfil metálico 4 Franki 5 Escavada a céu aberto 4 Raiz 6 Fonte: Cintra (2010).
Para a estimativa da carga admissível (()*+) o autor sugere a utilização de um
coeficiente de segurança global igual a 2. Em estacas escavadas a céu aberto, sugere
coeficiente de segurança igual a 4 para a parcela de ponta e de 1,5 para parcela do atrito
lateral (CABETTE, 2014).
2.5. DESEMPENHO DE ESTACAS
Para que as fundações estejam aptas a receber os carregamentos previstos em
projeto, denominado teórico, é preciso analisar o carregamento inerente ao
estaqueamento executado, denominado carregamento real. Para esta verificação, foram
desenvolvidos ensaios de carregamento estático, e ensaios de carregamento dinâmico.
As discrepâncias entre os valores reais e teóricos são justificadas pelas
imperfeições dos métodos de cálculo de capacidade de carga, pela variabilidade das
características do solo, e a decisão do comprimento das estacas. Se for mantido um
comprimento igual das estacas, tem-se uma grande discrepância nos valores de
32
resistência, e se utilizar o método da nega como critério de parada de cravação, resultará
em grande oscilação nos comprimentos (CINTRA et al., 2013).
2.5.1. Ensaio estático
Também chamado de prova de carga estática, é regido pela NBR 12131:2006, e
objetiva prever a carga de ruptura de estacas, aplicando-se um carregamento conhecido
e com incrementos sucessivos, através da monitoração dos recalques da cabeça da
estaca até que seja atingida a ruptura ou nível de carregamento desejado. Para efetuar
este carregamento, utiliza-se um macaco hidráulico atuante com um sistema de reação e
dimensionado para atender à carga máxima pretendida.
O método mais utilizado é o do carregamento lento, onde os incrementos
crescentes variam em 20% da carga prevista em projeto, com no mínimo 30 min, até
atingir duas vezes a carga de projeto no caso de realização no início da obra, ou 1,6
vezes exclusivamente para avaliação de desempenho (CINTRA et al., 2013).
A NBR 6122:2010 prevê a obrigatoriedade da realização de provas de carga
estáticas (Figura 6) em obras que contenham no mínimo 100 estacas, no caso da pré-
moldada, ou 1% do total se superior.
Figura 6 - Prova de carga estática.
Fonte: Cintra et al. (2013).
33
De acordo com a NBR 12131:2006 a distância mínima entre as estacas de reação
e a estaca ensaiada é de três vezes o diâmetro da estaca de ensaio. A estabilização
ocorre quando a leitura dos deslocamentos for até 5% do deslocamento do incremento
anterior.
Os resultados são apresentados no formato da curva típica carga (P) x recalque
(∆), sendo P a carga aplicada no topo da estaca e ∆ o recalque do topo da estaca (Figura
7).
Figura 7 - Curva típica carga (P) x recalque (∆).
Fonte: NBR 6122:2010.
2.5.2. Ensaio de carregamento dinâmico PDA
De acordo com a NBR 6122:2010, os métodos dinâmicos de controle de
fundações profundas verificam o seu comportamento através da ação de carregamento
dinâmico, cujo procedimento executivo é especificado na NBR 13208:2007. A partir de
1960, Smith desenvolveu um modelo através da Teoria de Propagação de Ondas para
explicar o que ocorre durante a cravação de estacas (Figura 8).
Na teoria da propagação unidimensional da onda é considerado que o impacto
do martelo gera uma onda de tensão que desce através da estaca em direção à ponta, e a
resistência por atrito lateral e resistência de ponta geram reflexões ascendentes das
ondas. No método de Smith, o peso do martelo é representado por um elemento de
massa, a estaca por massas e molas interligadas, e o solo por molas (componentes
34
elastoplásticos) e amortecedores (componentes dependentes da velocidade), onde a
resistência à penetração da estaca é calculada para cada segmento (CINTRA et al.,
2013).
Figura 8 - Sistema de cravação proposto por Smith.
Fonte: Alves (2004).
O ensaio de carga dinâmica (ECD), é realizado com instrumentação adequada e
empresa especializada, que, através da análise dos sinais de propagação da onda de
tensão gerada pelo golpe do martelo, mede a capacidade de carga mobilizada da estaca
através da intensidade das ondas e as alterações conforme as camadas de solo forem
vencidas durante a cravação e a energia for sendo consumida pelo atrito lateral e de
ponta. Podem ser realizados na cravação e/ou recravação, no caso de estacas cravadas.
O sistema de aplicação do impacto pode ser através de martelos automáticos e martelos
de queda livre, e deve-se utilizar dispositivos de amortecimento entre o topo da estaca e
35
o sistema de aplicação. Os dados relativos à estaca, geotecnia ou geologia local e
instrumentação devem ser devidamente registradas (NBR 13208:2007).
Um par de transdutores de deformação específica e um par de acelerômetros são
fixados próximo ao topo da estaca e dispostos de forma diametralmente oposta, para
detectar e compensar possíveis efeitos de flexão e excentricidade durante os golpes de
martelo. O equipamento utilizado é o PDA® (Pile Driving Analyzer) – Figura 9 -
especialmente projetado para utilização em campo, onde os sinais captados são
transcodificados e processados através de cálculos durante cada golpe do martelo. Os
sinais medidos são convertidos em dados de força (transdutores de deformação
específica) e velocidade médias (acelerômetros), e, através da Teoria de Propagação de
Ondas, calcula dados como a resistência mobilizada do solo, tensões máximas na estaca,
integridade da estaca e desempenho do martelo (GONÇALVES et al., 2007).
A análise dos sinais coletados em campo pode ser feita pelo método matemático
chamado Método CASE®, pelo programa computacional chamado Método CAPWAP®
e pelo software chamado Método CAPWAPC®.
O Método CASE® é uma solução matemática baseada em hipóteses
simplificadas, como o comportamento plástico ideal do solo, estaca idealmente elástica
e uniforme, atrito lateral mobilizado igual para ondas ascendentes e descendentes, e
permite de forma simplificada obter a carga total mobilizada de cada estaca ensaiada
(GONÇALVES et al., 2007).
O Método CAPWAP® (Case Pile Wave Analysis Program) é um programa
computacional que utiliza os dados de força e velocidade, onde admite-se que as forças
de reação do solo sejam passivas, assim para cada ponto têm-se 3 incógnitas: a
resistência elástica limite, a deformação elástica máxima (quake) e as constantes de
amortecimento (damping). Baseia-se na teoria da equação da onda e realiza um
processo iterativo onde uma curva dependente de parâmetros adotados é ajustada à
curva de força medida até que se obtenha convergência entre os resultados (CABETTE,
2014).
36
Figura 9 - Ensaio PDA.
Fonte: Gonçalves et al. (2007).
O programa CAPWAPC®, com a implementação de um algoritmo de
propagação da onda, analisa os dados de campo, a solução será aquela que melhor
ajustar os sinais à curva calculada. Os resultados vêm em gráficos, apresentados na
Figura 10, em que na imagem (a) mostra o ajuste das curvas de força medida em
campos e a força calculada pelo método CAPWAPC®; na imagem (b) mostra os sinais
medidos de força e velocidade, a partir destes, chega-se aos valores de resistência
mobilizada da estaca; a imagem (c) é uma simulação de prova de carga estática,
indicando os valores de resistências totais, laterais, de ponta e seus deslocamentos; na
imagem (d) mostra a distribuição de resistência pelo atrito lateral unitário e a
distribuição de resistência no solo (GONÇALVES et al., 2007).
• Force Msd – Força medida;
• Force Cpt – Força calculada;
• Vel Msd – Velocidade medida;
37
• Ru – Resistência máxima localizada;
• Rs – Parcela de resistência correspondente ao atrito lateral;
• Rb - Parcela de resistência correspondente à ponta;
• Dy – Menor deslocamento estático no último estágio de carregamento da
prova de carga;
• Dmx - Deslocamento estático máximo descendente na localização dos
transdutores.
Figura 10 - Gráfico dos resultados de uma análise CAPWAPC®.
Fonte: Gonçalves et al. (2007).
38
3 ESTUDO DE CASO
O estudo de caso realizado consiste na análise da capacidade de carga das
fundações em estacas pré-moldadas em viaduto em construção localizado na cidade de
Santa Maria – RS denominado Viaduto sobre a Avenida Osvaldo Cruz na ERS-509, o
qual foi possível acompanhar a realização do estaqueamento, bem como o ensaio de
carregamento dinâmico. Este capítulo se destina a descrever o estudo proposto,
características e dados de projeto e de ensaios, conta também com cálculos da
capacidade de carga das estacas pré-moldadas por diferentes métodos semi-empíricos.
3.1. MATERIAIS
3.1.1. Obra estudada
Viaduto localizado na cidade de Santa Maria – RS denominado Viaduto sobre a
Avenida Osvaldo Cruz na ERS-509, de aproximadamente 28 metros de vão, composto
por 3 pórticos ligados à fundação por blocos, os de extremidade contêm 14 estacas, e o
central contém 16 estacas. As estacas adotadas neste projeto são do tipo pré-moldadas
centrifugadas verticais, de seção transversal circular, com diâmetro de 60 centímetros e
vazada no centro, fck 35 MPa, com profundidade de cravação estimada em projeto de 7
a 9 metros.
As estacas adquiridas para a obra foram de 8,40 m de comprimento, espessura
do tubo de 12cm, com área de 1809,6cm², satisfazendo as exigências de projeto. Não
foram feitas emendas em estacas.
A carga de trabalho para o projeto de fundações foi prevista conforme a Tabela
10. A solução adotada foi baseada nos resultados pelo método semi-empírico de Aoki-
Velloso.
A cravação das estacas foi realizada por empresa especializada, contratada para
o serviço, seguindo as premissas da NBR 6122:2010. O equipamento utilizado foi bate-
estaca hidráulico com martelo de 5000kg.
39
Tabela 10 - Carregamentos.
Bloco extremidade Bloco central Solicitação em serviço Nk = 78,56tf Nk = 101,59tf Solicitação de cálculo Nd = 109,99tf Nd = 142,22tf
A Figura 11 mostra uma vista das estacas utilizadas na obra e a Figura 13 a
identificação das estacas, conforme o projeto.
Figura 11 – Estacas adquiridas.
40
A Figura 12 apresenta um corte longitudinal em que pode ser visto a estrutura do viaduto e ligação com as fundações em estacas.
Fgura 12 – Corte longitudinal
41
Figura 11 - Imagem demonstrativa com a identificação das estacas.
3.1.2. Geologia
A obra situa-se no município de Santa Maria – RS, que apresenta em sua
formação rochas sedimentares em sua maioria, e rochas de origem vulcânica em menor
proporção. Através da Carta Geotécnica de Santa Maria elaborada por Maciel Filho
(1990) foi possível identificar a localização da obra na Formação Santa Maria.
A Formação Santa Maria foi descrita como base de arenito com sequências de
siltitos argilosos e arenitos argilosos, podendo ser de cor rosa avermelhado, cinza
esverdeado, lilás com tendência ao vermelho. Apresenta resistência considerável,
alcançando boas resistências a pouca profundidade.
3.1.3. SPT
Foram executados 5 furos de sondagem SPT na região do trevo de acesso à
avenida Osvaldo Cruz. Os ensaios foram realizados por empresa especializada,
fundamentados pelas prescrições da NBR 6484:2001 – Sondagens de simples
42
reconhecimento com SPT, locados conforme a Figura 14, perfazendo o valor 68,75 m
perfurados. Os relatórios de sondagem são apresentados no ANEXO A.
O solo apresentou homogeneidade em suas camadas (Figura 15), com as
seguintes características:
• Primeira camada constituída de aterro de argila com areia fina, com
pedregulhos, de cor variada, estende-se de 0 a 3m aproximadamente, em todos os furos;
• Segunda camada composta por argila com areia fina de consistência
média a dura no furo 1, e argila siltosa de consistência média a dura nos demais,
variando de 3 a 7 m de profundidade;
• Na terceira camada há areia fina siltosa, de consistência compacta a
muito compacta, em todos os furos de sondagem, estendendo-se de 7 a
aproximadamente 11 m;
• Na quarta e última camada foi encontrado arenito pouco siltoso,
fraturado, e encerrou-se a sondagem aos 13 m, já ultrapassando a ocorrência do
impenetrável a percussão;
• O nível do lençol não foi identificado por nenhum dos furos de
sondagem.
O perfil de sondagem escolhido para comparação com os resultados do ensaio de
carregamento dinâmico, foi de acordo com a proximidade de cada estaca analisada,
portanto, para as estacas E5, E6 e E9, localizadas no bloco de extremidade esquerdo, o
furo de referência foi o nº2; para as estacas E17, E19 e E2, localizadas no bloco central,
o furo de referência foi o nº3; e para as estacas E32 e E33, localizadas no bloco de
extremidade direito, o furo de nº4.
43
Figura 12 - Locação dos furos de sondagem SPT.
44
Figura 13 - Corte longitudinal com perfil do solo.
45
3.1.4. Resultados do ensaio PDA
Para o ensaio de carregamento dinâmico foi contratada empresa especializada
para a realização dos 8 testes, conforme previsto no projeto. Os equipamentos utilizados
foram acelerômetros, transdutores e equipamento PDA modelo PAX. Os sinais são
captados pelos sensores de força e aceleração na aplicação de golpes gerados pelo
martelo cravador de estaca, a alturas crescentes, e os sinais são processados pelo
equipamento de PDA.
No ensaio realizado não foi solicitada a carga de ruptura das estacas, somente o
atendimento às cargas de trabalho do projeto multiplicada pelo fator de segurança, ou
seja, para duas vezes a carga de trabalho. Assim, os resultados aqui apresentados não
mostram a capacidade de carga das estacas.
Este trabalho ateve-se somente aos resultados de avaliação da capacidade de
carga (Tabela 11), embora o equipamento tenha gerado respostas também quanto a
curva carga x recalque, tensões durante a cravação, e análise da integridade do elemento
estrutural.
Tabela 11 - Resultado dos Ensaios – Modelo CAPWAP®.
Estaca Posição Comprimento
cravado (m) Resistências (tf) Resistências
(%) Setup (dias)
Total Ponta Lateral Ponta Lateral
E5 extremo 7,1
245,1 63,4 181,7 25,9% 74,1%
3
E6 extremo 7,2
254,7 75,9 178,8 29,8% 70,2%
5
E9 extremo 7,2
253,8 96,4 157,4 38,0% 62,0%
3
E17 centro 7,2
292,2 83,5 208,6 28,6% 71,4%
1
E19 centro 7,1
242,0 80,5 161,5 33,3% 66,7%
1
E25 centro 6,9
330,4 76,3 254,1 23,1% 76,9%
1
E32 extremo 7,1
289,0 70,1 218,9 24,3% 75,7%
5
E33 extremo 7,1
333,2 28,0 305,2 8,4% 91,6%
5
46
A Figura 16 apresenta os gráficos obtidos pelo software para a estaca 5 (E5). No
lado esquerdo, tem-se o gráfico da precisão entre a força medida e a calcula alcançadas
nesta estaca, no lado direito, tem-se a simulação de uma prova de carga estática, onde é
possível visualizar com clareza a resistência total.
Figura 14 - Gráficos pelo método CAPWAP® para estaca E5.
A Figura 17 apresenta os gráficos para a estaca 33 (E33). Estas estacas foram as
que apresentaram o menor e o maior valor de resistência, respectivamente, por isso
estão apresentados seus gráficos aqui para melhor visualização, a representação das
demais estacas encontra-se no ANEXO B.
47
Figura 15 - Gráficos pelo método CAPWAP® para estaca E33.
3.2. CÁLCULOS
Para os cálculos de capacidade de carga axial, foram utilizados neste trabalho os
métodos estáticos semi-empíricos de Aoki-Velloso (1975), Décourt-Quaresma (1978) e
Teixeira (1996), considerando o mesmo tipo e diâmetro de estaca em todos os cálculos.
Os cálculos foram realizados em planilha eletrônica Excel, e as tabelas individualizadas
por furo de sondagem se encontram no ANEXO C.
No método Aoki-Velloso (1975), os fatores de correção utilizados foram para
estacas pré-moldadas, F1=1,75 e F2=3,5. Os valores de K foram 0,35 MPa para argila
arenosa, 2,20 MPa para argila siltosa e 8,0 MPa para areia siltosa. Os valores de α (%)
48
foram, 2,40, 4,0 e 2,0 respectivamente. O ���� máximo considerado neste método é de
50.
No método de Décourt-Quaresma (1978) os valores de C utilizados foram 120
kPa para argilas e 40,0 kPa para areias. O ���� máximo considerado neste método é de
50.
No método de Teixeira (1996) os valores de α são 210kPa para argila arenosa,
110 kPa para argila siltosa e 360 kPa para areia siltosa. O valor para β considerando
estaca pré-moldada é de 4 kPa. O ���� máximo considerado neste método é de 40.
4 RESULTADOS
Todos os resultados apresentados representam valores de resistência para 7,5 m
de profundidade, pois essa foi a profundidade de cravação adotada no projeto das
estacas estudadas.
4.1. CÁLCULOS DA CAPACIDADE DE CARGA
Inicialmente, analisou-se a carga admissível para os 3 métodos. Para Aoki-
Velloso (1975) e para Teixeira (1996), foi utilizado o fator de segurança global, onde a
capacidade de carga é dividida à metade, e para Décourt-Quaresma (1978) foi utilizado
o fator de segurança parcial, onde a resistência lateral é reduzida em 1,3 e a resistência
de ponta dividida por 4, por ser o menor valor de resistência neste método.
• Furo de sondagem F2: estacas E5, E6 e E9
Para a profundidade de 7,5m obteve-se para a carga admissível os valores de
58,4 tf segundo o método Aoki-Velloso e 56,7 tf para Teixeira, considerando o fator de
segurança global. E, para Décourt-Quaresma, 66,8 tf de carga admissível considerando
o fator de segurança parcial. Para profundidades de até 8 m, os 3 métodos apresentaram
resultados semelhantes.
49
Figura 16 - Comparativo entre 3 métodos – sondagem F2.
• Furo de sondagem F3: estacas E17, E19 e E25
Para a profundidade de 7,5 m, obtiveram-se para a carga admissível os valores
de 135,8 tf segundo o método Aoki-Velloso e 112,2 tf para Teixeira, considerando o
fator de segurança global. E, para Décourt-Quaresma, 100,1 tf considerando o fator de
segurança parcial.
Figura 17 - Comparativo entre 3 métodos – sondagem F3.
50
• Furo de sondagem F4: estacas E32 e E33
Para a profundidade de 7,5 m obteve-se para a carga admissível os valores de
240,0 tf segundo o método Aoki-Velloso e 132,0 tf para Teixeira, considerando o fator
de segurança global. E, para Décourt-Quaresma, 121,5 tf de carga admissível
considerando o fator de segurança parcial.
Figura 18 - Comparativo entre 3 métodos – sondagem F4.
Nos próximos gráficos, avaliou-se separadamente a resistência de ponta e de
atrito lateral, desconsiderando a utilização de fatores de segurança parciais. Os
resultados para a sondagem F2 representados na Figura 21 são para o perfil de solo
utilizado no cálculo das estacas da extremidade esquerda do viaduto, E5, E6 e E9. Na
Figura 22 estão apresentados os resultados para a sondagem F3, que representa as
estacas do bloco central, de número E17, E19 e E25. A Figura 23 mostra os resultados
para a sondagem F4, que representam as estacas E32 e E33.
Em todos os gráficos foram acrescentadas duas linhas referentes à média
aritmética entre os três métodos, uma para a resistência lateral média e outra para a
resistência de ponta média.
51
Pela Figura 21, observa-se que para o perfil de sondagem nº2, o método de
Aoki-Velloso (1975) se apresenta como o mais conservador quando se trata de atrito
lateral, porém, considera alta a capacidade de carga na ponta da estaca. Décourt-
Quaresma (1978) e Teixeira (1996) apresentam resultados mais homogêneos.
Para Aoki-Velloso (1975), a resistência lateral representa -31,57% em relação à
média, e a resistência de ponta 14,43% acima da média. Para Décourt-Quaresma (1978)
a lateral representa 21,25% acima da média, e a ponta 6,16% acima da média. Para
Teixeira (1996) a lateral representa 10,14% acima da média, e a ponta -20,45% abaixo
da média.
Figura 19 - Capacidade de carga de ponta e lateral – sondagem F2.
52
Para o perfil de sondagem nº3, os três métodos se apresentam correlatos, devido
ao alcance de solos mais resistentes comparado ao perfil nº2, a capacidade de ponta
atinge altas resistências.
Para Aoki-Velloso (1975) a resistência lateral representa -21,16% em relação à
média, e a resistência de ponta 11,14% acima da média. Para Décourt-Quaresma (1978)
a lateral representa 17,15% acima da média, e a ponta 6,22% acima da média. Para
Teixeira (1996) a lateral representa 3,97% acima da média, e a ponta -17,37% abaixo da
média.
Figura 20 - Capacidade de carga de ponta e lateral – sondagem F3.
53
Pela Figura 23, observa-se que para o perfil de sondagem nº4, os três métodos
apresentam maiores valores de capacidade de carga para a ponta, sendo o método de
Aoki-Velloso (1975) o maior dentre eles. Para a capacidade de carga por atrito lateral,
os três métodos se equiparam.
Para Aoki-Velloso (1975), a resistência lateral representa -15,01% em relação à
média, e a resistência de ponta 42,73% acima da média. Para Décourt-Quaresma (1978)
a lateral representa 10,72% acima da média, e a ponta -9,0% abaixo da média. Para
Teixeira (1996) a lateral representa 4,21% acima da média, e a ponta -33,57% abaixo da
média.
Figura 21 - Capacidade de carga de ponta e lateral – sondagem F4.
4.2. COMPARAÇÃO DOS RESULTADOS
Nesta etapa, realizou-se uma comparação entre a carga calculada no projeto do
viaduto e a capacidade de carga encontrada pelo método de Aoki-Velloso, Décourt-
54
Quaresma e pelo método Teixeira para o perfil de sondagem. Também foi feita a
comparação com os resultados da capacidade resistente encontrada pelo carregamento
dinâmico em cada estaca individualmente.
Pela Figura 24, nota-se que, o método que apresentou maior capacidade de carga
foi o método de Décourt (1978) embora, para a carga de trabalho, todos os métodos se
mostrem insatisfatórios, apresentando o maior deles somente 87,8% da carga de
trabalho. Já no ensaio de carregamento dinâmico, os valores encontrados para a carga
mobilizada na cravação das estacas superam o valor de 2 vezes a carga de trabalho de
78,56tf. Para o comprimento de cravação de 7,1 m, na E5, 7,2 m na E6 e 7,3 m na E9,
foram, respectivamente, 56%, 62,1%, 61,5% superiores a carga mínima admissível, o
que representa 3,11, 3,24 e 3,23 vezes a carga de trabalho. Portanto, considera-se
satisfatório o resultado da cravação.
Figura 22 - Capacidade de carga estacas E5, E6 e E9.
De acordo com os cálculos apresentados na Figura 25, os três métodos se
mostraram satisfatórios para a carga de trabalho, porém o método que se mostrou mais
55
conservador foi o de Teixeira (1996), com valor um pouco abaixo da prova de carga
dinâmica.
Figura 23 - Capacidade de carga estacas E17, E19 e E25.
No ensaio de carregamento dinâmico, os valores encontrados para a carga
mobilizada na cravação das estacas do bloco central também superam o valor de 2 vezes
a carga de trabalho de 101,59 tf. Para o comprimento de cravação de 7,2 m, na E17, 7,1
m na E19 e 6,9 m na E25, foram, respectivamente, 43,8%, 19,1%, 62,6% superiores a
carga mínima admissível, e representam 2,87, 2,38 e 3,25 vezes a carga de trabalho.
Portanto considera-se satisfatório o resultado da cravação.
Na Figura 26, representativa da sondagem de número 4, novamente o método
que se mostrou mais conservador foi o de Teixeira (1996), apresentando os menores
valores de capacidade de carga. Os três métodos se mostraram satisfatórios para a carga
de trabalho.
56
Figura 246 - Capacidade de carga estacas E32 e E33.
O ensaio de carregamento dinâmico foi declarado como satisfatório, os valores
encontrados para a carga mobilizada na cravação das estacas do bloco de extremidade
direita superam o valor de 2 vezes a carga de trabalho de 78,56 tf. Para o comprimento
de cravação de 7,1 m nas estacas E32 e E33 foram, respectivamente, 83,9% e 112%
superiores a carga mínima admissível, representando 3,67 e 4,24 vezes a carga de
trabalho.
4.3. CARGA DE RUPTURA
Através da curva carga x deslocamento gerada pela análise CAPWAP® é
possível verificar a carga de ruptura das estacas. Foi utilizado o critério convencional da
NBR 6122:2010, mencionado anteriormente com a apresentação da Figura 7, onde
estabelece que a ruptura dar-se-á no encontro da curva carga x recalque da estaca com o
ponto em que o recalque limite é a soma do diâmetro divido por 30 mais a parcela
correspondente ao encurtamento elástico da estaca.
57
As curvas geradas pelo ensaio PDA foram reproduzidas em planilha de cálculo
Excel para melhor visualização desse ponto de cruzamento da reta, e estão apresentadas
no ANEXO D. Neste item, fez-se uma análise superficial da carga de ruptura, por não se
considerar a extrapolação da curva carga x recalque.
Com base nos gráficos, pode-se observar que as estacas E5, E6, E9, E25
apresentaram o ponto de ruptura convencional sobre a curva carga x recalque, na carga
correspondente ao resultado do ensaio PDA, portanto, de acordo com o critério da
ruptura convencional esta é a carga limite da estaca.
Nas estacas E17, E19, E33, E32, o ponto de ruptura não toca o gráfico da carga
x recalque, portanto para estas estacas, deve-se realizar a extrapolação da curva para
encontrar a real carga de ruptura convencional.
58
5 CONSIDERAÇÕES FINAIS
5.1. CONCLUSÃO
O controle das fundações e a garantia de sua capacidade de carga é de suma
importância para que não comprometa as próximas etapas da obra, bem como o seu
desempenho final. Considerando isto, o ensaio de carregamento dinâmico auxilia de
forma simples e rápida neste controle.
Através do estudo comparativo dos métodos semi-empíricos, pode-se concluir
que as variações nos perfis geotécnicos acarretam grandes diferenças na capacidade de
carga calculada, quando se trata de resistência total. Para os perfis em análise, os
métodos apresentaram valores próximos entre si até certas profundidades, porém
quando se individualiza as capacidades de ponta e lateral, nota-se grandes diferenças. O
Método de Aoki-Velloso (1975), por considerar o ���� de ponta integral em sua
formulação, sem fazer uso de médias, acabou apresentando resultados sempre
superiores nas comparações de capacidade de carga de ponta, e inferiores na capacidade
lateral devido aos coeficientes de correção, isso ocasionou enorme disparidade entre os
métodos para o perfil de sondagem nº4, que apresentava altos valores de ���� já na
camada de 7m. O Método de Décourt-Quaresma (1978) apresentou mais equilíbrio entre
os resultados, com capacidade de carga lateral e de ponta sempre próximos das
respectivas médias entre os métodos. O Método de Teixeira (1996), por levar em conta
a medida de 4 diâmetros acima na resistência de ponta, onde estão os solos menos
resistentes, ocasionou em resultados bem abaixo da média nesse contexto.
Em relação à carga de trabalho, os três métodos obtiveram resultados superiores.
Porém, o perfil de nº2 não apresentou resistência mínima de duas vezes a carga de
trabalho, como exige o fator de segurança global, o que demandaria necessidade de
alcançar maiores profundidades.
Com a realização do ensaio de carregamento dinâmico em 8 estacas distribuídas
entre os 3 blocos, pode-se concluir que o dimensionamento e execução da cravação
estão de acordo com o exigido em projeto, visto que em todos os ensaios a carga
mobilizada alcançada foi superior à 2 vezes a carga de trabalho, e a considerar o efeito
Setup, esses valores serão maiores com o tempo.
59
Em síntese, conclui-se que para fins de controle das fundações, que permitam ao
projetista a dar prosseguimento à obra, o ensaio de carregamento dinâmico se mostrou
de grande valia, contudo deve-se observar que os resultados não representam a
resistência à ruptura das estacas, portanto não é possível quantificar o real fator de
segurança dos métodos semi-empíricos de estimativa da capacidade de carga.
5.2. SUGESTÕES PARA FUTUROS ESTUDOS
Como sugestão seria extremamente interessante realizar a extrapolação da curva
carga x deslocamento gerada pelo método CAPWAP®, para estimar a carga de ruptura
real das estacas cravadas.
60
REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS
ALONSO, U. R. Previsão e controle das fundações: Uma Introdução ao Controle da Qualidade em Fundações. 2. ed. São Paulo, SP: Editora Edgard Blücher, 2011. 146 p. ALVES, A. M. de L., LOPES, F. de R.; DANZIGER, B. R. Métodos dinâmicos para previsão e controle do comportamento de estacas cravadas. 2004, 10p. Revista Teoria e Prática na Engenharia Civil, Editora Dunas. FURG. ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 6122: projeto e execução de fundações. Rio de Janeiro, RJ: 2010, 91 p. ______. NBR 6484: Solo – Sondagens de simples reconhecimento com SPT – Método de ensaio. Rio de Janeiro, RJ: 2001, 17 p. ______. NBR 12131: Estacas – Prova de carga estática – Método de ensaio. Rio de Janeiro, RJ: 2006, 8p. ______. NBR 13208: Estacas – Ensaio de carregamento dinâmico. Rio de Janeiro, RJ: 2007, 12 p. ______. NBR 16258: Estacas pré-fabricadas de concreto - Requisitos. Rio de Janeiro, RJ: 2014, 20 p. CABETTE, J. F. Análise dos métodos semi-empíricos utilizados para a estimativa da capacidade de carga de estacas pré-fabricadas com base em resultados de ensaios de carregamento dinâmico. 2014. 160 p. Dissertação (Mestrado em Geotecnia) – Escola Politécnica da Universidade de São Paulo, São Paulo, SP, 2014. CINTRA, J. C. A.; AOKI, N.; TSUHA, C. de H.C.; GIACHETI, H. L. Fundações: ensaios estáticos e dinâmicos. São Paulo: Oficina de Textos, 2013. CINTRA, J. C. A; AOKI, N. Fundações por estacas: projeto geotécnico, 1. ed, São Paulo, Oficina de textos, 2010, 96p. ESTACAS PRÉ FABRICADAS. Manual Técnico: Estacas Pré-fabricadas de concreto. 2008. GONÇALVES, C.; BERNARDES, G. P., NEVES, L. F. S. Estacas Pré-Fabricadas de Concreto: Teoria e Prática. 1ª edição. 2007. HACHICH, W.R.; FALCONI, F.F.; SAEZ, J.L; FROTA, R.G.Q.; CARVALHO, C.S.; NIYAMA, S. Fundações: teoria e prática. São Paulo: Editora PINI, 1998. LOBO, B. O. Método de previsão de capacidade de carga de estacas: aplicação dos conceitos de energia do ensaio SPT.2005. 139 p. Dissertação (Mestrado em Geotecnia) – Universidade Federal do Rio Grande do Sul, Porto Alegre, RS, 2005. MACIEL FILHO, C. L. Carta Geotécnica de Santa Maria. Texto explicativo. Santa Maria: Imprensa Universitária/UFSM, 1990, 21p. MEDRANO, M. L. O. Avaliação de métodos dinâmicos baseados em nega e repique elástico. 2014. 230 p. Dissertação (Mestrado em Geotecnia) – Escola de Engenharia de São Carlos da Universidade de São Paulo, São Carlos, SP, 2014.
61
PARAÍSO, S.C. A Eficácia do Ensaio de Carregamento Dinâmico na Avaliação do Efeito de “Setup” em Estacas Cravadas. In: COBRANSEG, 2010, Gramado. SCHNAID, F. ODEBRECHT, E. Ensaios de campo e suas aplicações à engenharia das fundações. 2. ed. São Paulo, SP: Oficina de Textos, 2012. SITE SERKI. Disponível em: <http://serki.com.br/servicos/estavas-cravadas/> (acesso em 01/10/2017). TSCHEBOTARIOFF, G. P. Fundações, estruturas de arrimo e obras de terra. McGraw-Hill do Brasil, 1978. VASCONCELOS, A.C. O concreto no Brasil– Recordes, Realizações, História. São Paulo, Ed. Pini. 2002. VELLOSO, D. A.; LOPES, F. R. Fundações: critérios de projeto, investigação do subsolo, fundações superficiais, fundações profundas. São Paulo: Oficina dos Textos, 2010.
62
ANEXOS
63
ANEXO A - RELATÓRIO DE SONDAGEM – F2, F3 e F4:
64
65
66
ANEXO B - RELATÓRIOS DO ENSAIO DE CARREGAMENTO DINÂMICO ESTACA E5
5 105
-250
0
250
500
ms
tons
44 L/c
Force Msd
Force Cpt
5 105
-250
0
250
500
ms
tons
44 L/c
Force Msd
Velocity Msd
0
20
40
60
80
tons/m
0
70
140
210
280
tons
Shaft Resistance
Distribution
Pile Force
at Ru
0 70 140 210 2800.000
7.500
15.000
22.500
30.000
Load (tons)
Dis
pla
cem
ent (m
m)
Pile Top
Bottom
Ru = 245.1 tons
Rs = 181.7 tons
Rb = 63.4 tons
Dy = 21.0 mm
Dx = 27.9 mm
SANTA MARIA SOGEL 30.06.16; Pile: B2-P5_1; CR. 27/06 N 8,4M; Blow: 10 (Test: 30-Jun-2016 15:21:) 01-Jul-2016
Fundare Engenharia CAPWAP(R) 2006-3
CAPWAP(R) 2006-3 Licensed to Fundare Engenharia S/S ltda
67
SANTA MARIA SOGEL 30.06.16; Pile: B2-P5_1 Test: 30-Jun-2016 15:21:
CR. 27/06 N 8,4M; Blow: 10 CAPWAP(R) 2006-3
Fundare Engenharia OP: SAULE,NELSON
Page 1 Analysis: 01-Jul-2016
CAPWAP SUMMARY RESULTS
Total CAPWAP Capacity: 245.1; along Shaft 181.7; at Toe 63.4 tons
Soil Dist. Depth Ru Force Sum Unit Unit Smith
Sgmnt Below Below in Pile of Resist. Resist. Damping
No. Gages Grade Ru (Depth) (Area) Factor
m m tons tons tons tons/m tons/m2 s/m
245.1
1 1.1 0.7 0.9 244.3 0.9 1.31 0.70 0.594
2 2.1 1.7 8.6 235.6 9.5 8.04 4.26 0.594
3 3.2 2.8 17.2 218.4 26.7 16.07 8.53 0.594
4 4.3 3.9 25.8 192.6 52.5 24.11 12.79 0.594
5 5.4 5.0 34.5 158.1 87.0 32.15 17.06 0.594
6 6.4 6.0 43.0 115.1 130.0 40.18 21.32 0.594
7 7.5 7.1 51.7 63.4 181.7 48.22 25.58 0.594
Avg. Shaft 26.0 25.59 13.58 0.594
Toe 63.4 224.34 0.080
Soil Model Parameters/Extensions Shaft Toe
Quake (mm) 7.500 14.491
Case Damping Factor 0.597 0.028
Unloading Quake (% of loading quake) 102 90
Reloading Level (% of Ru) 100 100
Unloading Level (% of Ru) 86
Soil Plug Weight (tons) 0.38
Soil Support Dashpot 1.091 10.000
Soil Support Weight (tons) 1.03 1.03
CAPWAP match quality = 2.52 (Wave Up Match) ; RSA = 0
Observed: final set = 7.000 mm; blow count = 143 b/m
Computed: final set = 6.083 mm; blow count = 164 b/m
max. Top Comp. Stress = 0.253 tons/cm2 (T= 24.1 ms, max= 1.000 x Top)
max. Comp. Stress = 0.253 tons/cm2 (Z= 1.1 m, T= 24.1 ms)
max. Tens. Stress = -0.008 tons/cm2 (Z= 2.1 m, T= 50.4 ms)
max. Energy (EMX) = 5.07 tonne-m;max. Measured Top Displ. (DMX)=16.11 mm
68
ESTACA E6
5 105
-300
0
300
600
ms
tons
44 L/c
Force Msd
Force Cpt
5 105
-300
0
300
600
ms
tons
44 L/c
Force Msd
Velocity Msd
0
20
40
60
80
ton
s/m
0
75
150
225
300
ton
s
Shaf t Resistance
Distribution
Pile Force
at Ru
0 75 150 225 3000.000
7.500
15.000
22.500
30.000
Load (tons)
Dis
pla
ce
me
nt (m
m)
Pile Top
Bottom
Ru = 254.7 tons
Rs = 178.8 tons
Rb = 75.9 tons
Dy = 21.7 mm
Dx = 28.6 mm
SANTA MARIA SOGEL 30.06.16; Pile: B2-P6; CR. 25/06 N 8,4M; Blow: 13 (Test: 30-Jun-2016 14:59:) 01-Jul-2016
Fundare Engenharia CAPWAP(R) 2006-3
CAPWAP(R) 2006-3 Licensed to Fundare Engenharia S/S ltda
69
SANTA MARIA SOGEL 30.06.16; Pile: B2-P6 Test: 30-Jun-2016 14:59:
CR. 25/06 N 8,4M; Blow: 13 CAPWAP(R) 2006-3
Fundare Engenharia OP: SAULE,NELSON
Page 1 Analysis: 01-Jul-2016
CAPWAP SUMMARY RESULTS
Total CAPWAP Capacity: 254.7; along Shaft 178.8; at Toe 75.9 tons
Soil Dist. Depth Ru Force Sum Unit Unit Smith
Sgmnt Below Below in Pile of Resist. Resist. Damping
No. Gages Grade Ru (Depth) (Area) Factor
m m tons tons tons tons/m tons/m2 s/m
254.7
1 1.1 0.8 0.0 254.7 0.0 0.00 0.00 0.000
2 2.1 1.8 8.3 246.4 8.3 7.70 4.08 0.296
3 3.2 2.9 16.5 229.9 24.8 15.41 8.17 0.296
4 4.3 4.0 24.8 205.1 49.5 23.11 12.26 0.296
5 5.4 5.1 33.0 172.1 82.5 30.80 16.34 0.296
6 6.4 6.1 41.3 130.9 123.8 38.51 20.43 0.296
7 7.5 7.2 55.0 75.9 178.8 51.33 27.23 0.296
Avg. Shaft 25.5 24.83 13.17 0.296
Toe 75.9 268.37 0.549
Soil Model Parameters/Extensions Shaft Toe
Quake (mm) 6.896 14.912
Case Damping Factor 0.293 0.230
Unloading Quake (% of loading quake) 127 100
Reloading Level (% of Ru) 100 100
Unloading Level (% of Ru) 22
Resistance Gap (included in Toe Quake) (mm) 0.008
Soil Plug Weight (tons) 0.68
Soil Support Dashpot 1.000 0.000
Soil Support Weight (tons) 1.03 0.00
CAPWAP match quality = 2.84 (Wave Up Match) ; RSA = 0
Observed: final set = 7.000 mm; blow count = 143 b/m
Computed: final set = 6.495 mm; blow count = 154 b/m
max. Top Comp. Stress = 0.299 tons/cm2 (T= 24.1 ms, max= 1.000 x Top)
max. Comp. Stress = 0.299 tons/cm2 (Z= 1.1 m, T= 24.1 ms)
max. Tens. Stress = -0.009 tons/cm2 (Z= 2.1 m, T= 54.6 ms)
max. Energy (EMX) = 6.17 tonne-m;max. Measured Top Displ. (DMX)=18.29 mm
70
ESTACA E9
5 105
-250
0
250
500
ms
tons
44 L/c
Force Msd
Force Cpt
5 105
-250
0
250
500
ms
tons
44 L/c
Force Msd
Velocity Msd
0
20
40
60
80
ton
s/m
0
70
140
210
280
ton
s
Shaf t Resistance
Distribution
Pile Force
at Ru
0 75 150 225 3000.000
7.500
15.000
22.500
30.000
Load (tons)
Dis
pla
ce
me
nt (m
m)
Pile Top
Bottom
Ru = 253.8 tons
Rs = 157.4 tons
Rb = 96.4 tons
Dy = 21.3 mm
Dx = 28.3 mm
SANTA MARIA SOGEL 30.06.16; Pile: B2-P9; CR. 27/06 N 8,4M; Blow: 16 (Test: 30-Jun-2016 15:50:) 01-Jul-2016
Fundare Engenharia CAPWAP(R) 2006-3
CAPWAP(R) 2006-3 Licensed to Fundare Engenharia S/S ltda
71
SANTA MARIA SOGEL 30.06.16; Pile: B2-P9 Test: 30-Jun-2016 15:50:
CR. 27/06 N 8,4M; Blow: 16 CAPWAP(R) 2006-3
Fundare Engenharia OP: SAULE,NELSON
Page 1 Analysis: 01-Jul-2016
CAPWAP SUMMARY RESULTS
Total CAPWAP Capacity: 253.8; along Shaft 157.4; at Toe 96.4 tons
Soil Dist. Depth Ru Force Sum Unit Unit Smith
Sgmnt Below Below in Pile of Resist. Resist. Damping
No. Gages Grade Ru (Depth) (Area) Factor
m m tons tons tons tons/m tons/m2 s/m
253.8
1 1.1 0.8 6.8 247.0 6.8 8.83 4.68 0.653
2 2.1 1.8 7.7 239.4 14.5 7.14 3.79 0.653
3 3.2 2.9 9.9 229.5 24.3 9.21 4.89 0.653
4 4.3 4.0 14.1 215.4 38.4 13.13 6.97 0.653
5 5.4 5.1 17.8 197.7 56.2 16.60 8.81 0.653
6 6.4 6.1 43.4 154.3 99.6 40.50 21.48 0.653
7 7.5 7.2 57.9 96.4 157.4 53.99 28.64 0.653
Avg. Shaft 22.5 21.87 11.60 0.653
Toe 96.4 341.02 0.262
Soil Model Parameters/Extensions Shaft Toe
Quake (mm) 2.968 14.593
Case Damping Factor 0.568 0.140
Unloading Quake (% of loading quake) 253 67
Reloading Level (% of Ru) 100 100
Unloading Level (% of Ru) 27
Resistance Gap (included in Toe Quake) (mm) 0.845
Soil Plug Weight (tons) 0.31
Soil Support Dashpot 0.600 0.000
Soil Support Weight (tons) 1.03 0.00
CAPWAP match quality = 1.73 (Wave Up Match) ; RSA = 0
Observed: final set = 7.000 mm; blow count = 143 b/m
Computed: final set = 6.737 mm; blow count = 148 b/m
max. Top Comp. Stress = 0.241 tons/cm2 (T= 24.4 ms, max= 1.000 x Top)
max. Comp. Stress = 0.241 tons/cm2 (Z= 1.1 m, T= 24.4 ms)
max. Tens. Stress = -0.004 tons/cm2 (Z= 1.1 m, T= 50.4 ms)
max. Energy (EMX) = 5.48 tonne-m;max. Measured Top Displ. (DMX)=16.43 mm
72
ESTACA E17
5 105
-250
0
250
500
ms
tons
44 L/c
Force Msd
Force Cpt
5 105
-250
0
250
500
ms
tons
44 L/c
Force Msd
Velocity Msd
0
20
40
60
80
ton
s/m
0
75
150
225
300
ton
s
Shaft Resistance
Distribution
Pile Force
at Ru
0 75 150 225 3000.000
6.250
12.500
18.750
25.000
Load (tons)
Dis
pla
ce
me
nt (m
m)
Pile Top
Bottom
Ru = 292.2 tons
Rs = 208.6 tons
Rb = 83.5 tons
Dy = 17.0 mm
Dx = 22.0 mm
SANTA MARIA SOGEL 30.06.16; Pile: B2-P17; CR. 29/06 N 8,4M; Blow: 27 (Test: 30-Jun-2016 11:43:) 01-Jul-2016
Fundare Engenharia CAPWAP(R) 2006-3
CAPWAP(R) 2006-3 Licensed to Fundare Engenharia S/S ltda
73
SANTA MARIA SOGEL 30.06.16; Pile: B2-P17 Test: 30-Jun-2016 11:43:
CR. 29/06 N 8,4M; Blow: 27 CAPWAP(R) 2006-3
Fundare Engenharia OP: SAULE,NELSON
Page 1 Analysis: 01-Jul-2016
CAPWAP SUMMARY RESULTS
Total CAPWAP Capacity: 292.2; along Shaft 208.6; at Toe 83.5 tons
Soil Dist. Depth Ru Force Sum Unit Unit Smith
Sgmnt Below Below in Pile of Resist. Resist. Damping
No. Gages Grade Ru (Depth) (Area) Factor
m m tons tons tons tons/m tons/m2 s/m
292.2
1 1.1 0.8 2.0 290.2 2.0 2.55 1.35 0.252
2 2.1 1.8 10.4 279.8 12.4 9.74 5.17 0.252
3 3.2 2.9 20.9 258.9 33.3 19.50 10.34 0.252
4 4.3 4.0 31.3 227.5 64.6 29.24 15.51 0.252
5 5.4 5.1 41.8 185.7 106.4 38.99 20.69 0.252
6 6.4 6.1 52.2 133.5 158.6 48.75 25.86 0.252
7 7.5 7.2 50.0 83.5 208.6 46.67 24.76 0.252
Avg. Shaft 29.8 28.98 15.37 0.252
Toe 83.5 295.39 0.175
Soil Model Parameters/Extensions Shaft Toe
Quake (mm) 1.627 11.143
Case Damping Factor 0.291 0.081
Damping Type Smith
Unloading Quake (% of loading quake) 127 72
Reloading Level (% of Ru) 100 100
Unloading Level (% of Ru) 10
Resistance Gap (included in Toe Quake) (mm) 1.725
Soil Plug Weight (tons) 0.36
Soil Support Dashpot 1.194 0.000
Soil Support Weight (tons) 1.03 0.00
CAPWAP match quality = 2.86 (Wave Up Match) ; RSA = 0
Observed: final set = 5.000 mm; blow count = 200 b/m
Computed: final set = 4.903 mm; blow count = 204 b/m
max. Top Comp. Stress = 0.216 tons/cm2 (T= 24.6 ms, max= 1.014 x Top)
max. Comp. Stress = 0.219 tons/cm2 (Z= 2.1 m, T= 26.8 ms)
max. Tens. Stress = -0.006 tons/cm2 (Z= 4.3 m, T= 47.7 ms)
max. Energy (EMX) = 4.24 tonne-m;max. Measured Top Displ. (DMX)=14.54 mm
74
ESTACA E19
5 105
-200
0
200
400
ms
tons
44 L/c
Force Msd
Force Cpt
5 105
-200
0
200
400
ms
tons
44 L/c
Force Msd
Velocity Msd
0
20
40
60
80
ton
s/m
0
70
140
210
280
ton
s
Shaft Resistance
Distribution
Pile Force
at Ru
0 70 140 210 2800.000
6.250
12.500
18.750
25.000
Load (tons)
Dis
pla
ce
me
nt (m
m)
Pile Top
Bottom
Ru = 242.0 tons
Rs = 161.5 tons
Rb = 80.5 tons
Dy = 15.9 mm
Dx = 20.9 mm
SANTA MARIA SOGEL 30.06.16; Pile: B2-P19; CR. 29/06 N 8,4M; Blow: 29 (Test: 30-Jun-2016 14:08:) 01-Jul-2016
Fundare Engenharia CAPWAP(R) 2006-3
CAPWAP(R) 2006-3 Licensed to Fundare Engenharia S/S ltda
75
SANTA MARIA SOGEL 30.06.16; Pile: B2-P19 Test: 30-Jun-2016 14:08:
CR. 29/06 N 8,4M; Blow: 29 CAPWAP(R) 2006-3
Fundare Engenharia OP: SAULE,NELSON
Page 1 Analysis: 01-Jul-2016
CAPWAP SUMMARY RESULTS
Total CAPWAP Capacity: 242.0; along Shaft 161.5; at Toe 80.5 tons
Soil Dist. Depth Ru Force Sum Unit Unit Smith
Sgmnt Below Below in Pile of Resist. Resist. Damping
No. Gages Grade Ru (Depth) (Area) Factor
m m tons tons tons tons/m tons/m2 s/m
242.0
1 1.1 0.7 1.5 240.5 1.5 2.28 1.21 0.426
2 2.1 1.7 7.6 232.9 9.2 7.11 3.77 0.426
3 3.2 2.8 15.2 217.6 24.4 14.21 7.54 0.426
4 4.3 3.9 22.9 194.8 47.2 21.33 11.31 0.426
5 5.4 5.0 30.5 164.3 77.7 28.43 15.08 0.426
6 6.4 6.0 38.1 126.2 115.8 35.54 18.86 0.426
7 7.5 7.1 45.7 80.5 161.5 42.65 22.63 0.426
Avg. Shaft 23.1 22.74 12.07 0.426
Toe 80.5 284.82 0.625
Soil Model Parameters/Extensions Shaft Toe
Quake (mm) 7.500 10.612
Case Damping Factor 0.380 0.278
Unloading Quake (% of loading quake) 102 99
Reloading Level (% of Ru) 100 100
Unloading Level (% of Ru) 90
Resistance Gap (included in Toe Quake) (mm) 0.025
Soil Plug Weight (tons) 0.34
Soil Support Dashpot 0.890 3.000
Soil Support Weight (tons) 1.03 1.03
CAPWAP match quality = 2.18 (Wave Up Match) ; RSA = 0
Observed: final set = 5.000 mm; blow count = 200 b/m
Computed: final set = 4.867 mm; blow count = 205 b/m
max. Top Comp. Stress = 0.207 tons/cm2 (T= 24.4 ms, max= 1.000 x Top)
max. Comp. Stress = 0.207 tons/cm2 (Z= 1.1 m, T= 24.4 ms)
max. Tens. Stress = -0.007 tons/cm2 (Z= 3.2 m, T= 48.2 ms)
max. Energy (EMX) = 3.94 tonne-m;max. Measured Top Displ. (DMX)=14.14 mm
76
ESTACA E25
5 105
-300
0
300
600
ms
tons
44 L/c
Force Msd
Force Cpt
5 105
-300
0
300
600
ms
tons
44 L/c
Force Msd
Velocity Msd
0
20
40
60
80
ton
s/m
0
90
180
270
360
ton
s
Shaf t Resistance
Distribution
Pile Force
at Ru
0 90 180 270 3600.000
8.750
17.500
26.250
35.000
Load (tons)
Dis
pla
ce
me
nt (m
m)
Pile Top
Bottom
Ru = 330.4 tons
Rs = 254.1 tons
Rb = 76.3 tons
Dy = 23.1 mm
Dx = 30.1 mm
SANTA MARIA SOGEL 30.06.16; Pile: B2-P25; CR. 29/06 N 8,4M; Blow: 19 (Test: 30-Jun-2016 14:24:) 01-Jul-2016
Fundare Engenharia CAPWAP(R) 2006-3
CAPWAP(R) 2006-3 Licensed to Fundare Engenharia S/S ltda
77
SANTA MARIA SOGEL 30.06.16; Pile: B2-P25 Test: 30-Jun-2016 14:24:
CR. 29/06 N 8,4M; Blow: 19 CAPWAP(R) 2006-3
Fundare Engenharia OP: SAULE,NELSON
Page 1 Analysis: 01-Jul-2016
CAPWAP SUMMARY RESULTS
Total CAPWAP Capacity: 330.4; along Shaft 254.1; at Toe 76.3 tons
Soil Dist. Depth Ru Force Sum Unit Unit Smith
Sgmnt Below Below in Pile of Resist. Resist. Damping
No. Gages Grade Ru (Depth) (Area) Factor
m m tons tons tons tons/m tons/m2 s/m
330.4
1 1.1 0.5 0.0 330.4 0.0 0.00 0.00 0.000
2 2.1 1.5 12.1 318.3 12.1 11.29 5.99 0.491
3 3.2 2.6 24.2 294.1 36.3 22.59 11.98 0.491
4 4.3 3.7 36.3 257.8 72.6 33.89 17.98 0.491
5 5.4 4.8 48.4 209.4 121.0 45.18 23.97 0.491
6 6.4 5.8 60.5 148.9 181.5 56.48 29.96 0.491
7 7.5 6.9 72.6 76.3 254.1 67.77 35.95 0.491
Avg. Shaft 36.3 36.83 19.54 0.491
Toe 76.3 269.68 0.108
Soil Model Parameters/Extensions Shaft Toe
Quake (mm) 7.500 15.584
Case Damping Factor 0.690 0.046
Unloading Quake (% of loading quake) 103 98
Reloading Level (% of Ru) 100 100
Unloading Level (% of Ru) 87
Resistance Gap (included in Toe Quake) (mm) 0.065
Soil Plug Weight (tons) 0.67
Soil Support Dashpot 1.340 0.000
Soil Support Weight (tons) 1.03 0.00
CAPWAP match quality = 3.51 (Wave Up Match) ; RSA = 0
Observed: final set = 7.000 mm; blow count = 143 b/m
Computed: final set = 6.000 mm; blow count = 167 b/m
max. Top Comp. Stress = 0.326 tons/cm2 (T= 24.1 ms, max= 1.000 x Top)
max. Comp. Stress = 0.326 tons/cm2 (Z= 1.1 m, T= 24.1 ms)
max. Tens. Stress = -0.017 tons/cm2 (Z= 2.1 m, T= 49.8 ms)
max. Energy (EMX) = 7.03 tonne-m;max. Measured Top Displ. (DMX)=17.96 mm
78
ESTACA E32
5 105
-250
0
250
500
ms
tons
45 L/c
Force Msd
Force Cpt
5 105
-250
0
250
500
ms
tons
45 L/c
Force Msd
Velocity Msd
0
20
40
60
80
ton
s/m
0
75
150
225
300
ton
s
Shaft Resistance
Distribution
Pile Force
at Ru
0 75 150 225 3000.000
6.250
12.500
18.750
25.000
Load (tons)
Dis
pla
ce
me
nt (m
m)
Pile Top
Bottom
Ru = 289.0 tons
Rs = 218.9 tons
Rb = 70.1 tons
Dy = 16.5 mm
Dx = 20.4 mm
SANTA MARIA SOGEL 30.06.16; Pile: B3-P32; CR. 25/06 N 8,4M; Blow: 12 (Test: 30-Jun-2016 10:59:) 01-Jul-2016
Fundare Engenharia CAPWAP(R) 2006-3
CAPWAP(R) 2006-3 Licensed to Fundare Engenharia S/S ltda
79
SANTA MARIA SOGEL 30.06.16; Pile: B3-P32 Test: 30-Jun-2016 10:59:
CR. 25/06 N 8,4M; Blow: 12 CAPWAP(R) 2006-3
Fundare Engenharia OP: SAULE,NELSON
Page 1 Analysis: 01-Jul-2016
CAPWAP SUMMARY RESULTS
Total CAPWAP Capacity: 289.0; along Shaft 218.9; at Toe 70.1 tons
Soil Dist. Depth Ru Force Sum Unit Unit Smith
Sgmnt Below Below in Pile of Resist. Resist. Damping
No. Gages Grade Ru (Depth) (Area) Factor
m m tons tons tons tons/m tons/m2 s/m
289.0
1 1.1 0.8 5.9 283.1 5.9 7.82 4.15 0.393
2 2.1 1.8 7.7 275.4 13.7 7.32 3.88 0.393
3 3.2 2.9 15.2 260.2 28.8 14.36 7.62 0.393
4 4.2 3.9 30.9 229.3 59.8 29.24 15.51 0.393
5 5.3 5.0 46.5 182.8 106.3 44.00 23.34 0.393
6 6.3 6.0 54.6 128.2 160.9 51.66 27.41 0.393
7 7.4 7.1 58.1 70.1 218.9 54.91 29.13 0.393
Avg. Shaft 31.3 30.83 16.36 0.393
Toe 70.1 248.00 0.222
Soil Model Parameters/Extensions Shaft Toe
Quake (mm) 2.530 10.791
Case Damping Factor 0.476 0.086
Unloading Quake (% of loading quake) 242 88
Reloading Level (% of Ru) 100 100
Unloading Level (% of Ru) 8
Resistance Gap (included in Toe Quake) (mm) 1.882
Soil Plug Weight (tons) 0.58
Soil Support Dashpot 1.803 0.000
Soil Support Weight (tons) 1.02 0.00
CAPWAP match quality = 3.20 (Wave Up Match) ; RSA = 0
Observed: final set = 4.000 mm; blow count = 250 b/m
Computed: final set = 3.264 mm; blow count = 306 b/m
max. Top Comp. Stress = 0.230 tons/cm2 (T= 24.3 ms, max= 1.000 x Top)
max. Comp. Stress = 0.230 tons/cm2 (Z= 1.1 m, T= 24.3 ms)
max. Tens. Stress = -0.012 tons/cm2 (Z= 3.2 m, T= 44.7 ms)
max. Energy (EMX) = 3.83 tonne-m;max. Measured Top Displ. (DMX)=12.53 mm
80
ESTACA E33
5 105
-300
0
300
600
ms
tons
44 L/c
Force Msd
Force Cpt
5 105
-300
0
300
600
ms
tons
44 L/c
Force Msd
Velocity Msd
0
30
60
90
120
ton
s/m
0
90
180
270
360
ton
s
Shaft Resistance
Distribution
Pile Force
at Ru
0 90 180 270 3600.000
6.250
12.500
18.750
25.000
Load (tons)
Dis
pla
ce
me
nt (m
m)
Pile Top
Bottom
Ru = 333.2 tons
Rs = 305.2 tons
Rb = 28.0 tons
Dy = 18.8 mm
Dx = 22.8 mm
SANTA MARIA SOGEL 30.06.16; Pile: B3-P33; CR. 25/06 N 8,4M; Blow: 13 (Test: 30-Jun-2016 16:14:) 01-Jul-2016
Fundare Engenharia CAPWAP(R) 2006-3
CAPWAP(R) 2006-3 Licensed to Fundare Engenharia S/S ltda
81
SANTA MARIA SOGEL 30.06.16; Pile: B3-P33 Test: 30-Jun-2016 16:14:
CR. 25/06 N 8,4M; Blow: 13 CAPWAP(R) 2006-3
Fundare Engenharia OP: SAULE,NELSON
Page 1 Analysis: 01-Jul-2016
CAPWAP SUMMARY RESULTS
Total CAPWAP Capacity: 333.2; along Shaft 305.2; at Toe 28.0 tons
Soil Dist. Depth Ru Force Sum Unit Unit Smith
Sgmnt Below Below in Pile of Resist. Resist. Damping
No. Gages Grade Ru (Depth) (Area) Factor
m m tons tons tons tons/m tons/m2 s/m
333.2
1 1.1 0.7 0.0 333.2 0.0 0.00 0.00 0.000
2 2.1 1.7 14.5 318.6 14.5 13.57 7.20 0.479
3 3.2 2.8 29.1 289.6 43.6 27.12 14.39 0.479
4 4.3 3.9 43.6 246.0 87.2 40.68 21.58 0.479
5 5.4 5.0 58.1 187.9 145.3 54.25 28.78 0.479
6 6.4 6.0 72.7 115.2 218.0 67.81 35.97 0.479
7 7.5 7.1 87.2 28.0 305.2 81.38 43.17 0.479
Avg. Shaft 43.6 42.98 22.80 0.479
Toe 28.0 99.10 0.093
Soil Model Parameters/Extensions Shaft Toe
Quake (mm) 7.500 12.352
Case Damping Factor 0.808 0.014
Unloading Quake (% of loading quake) 122 100
Reloading Level (% of Ru) 100 100
Unloading Level (% of Ru) 90
Resistance Gap (included in Toe Quake) (mm) 0.173
Soil Plug Weight (tons) 0.30
Soil Support Dashpot 2.595 0.000
Soil Support Weight (tons) 1.03 0.00
CAPWAP match quality = 2.64 (Wave Up Match) ; RSA = 0
Observed: final set = 4.000 mm; blow count = 250 b/m
Computed: final set = 3.408 mm; blow count = 293 b/m
max. Top Comp. Stress = 0.267 tons/cm2 (T= 24.4 ms, max= 1.000 x Top)
max. Comp. Stress = 0.267 tons/cm2 (Z= 1.1 m, T= 24.4 ms)
max. Tens. Stress = -0.010 tons/cm2 (Z= 3.2 m, T= 46.3 ms)
max. Energy (EMX) = 5.48 tonne-m;max. Measured Top Displ. (DMX)=14.69 mm
82
ANEXO C - RESULTADOS DA ESTIMATIVA DA CAPACIDADE DE CARGA
SONDAGEM F2
Aoki-Velloso (1975)
Atrito Ponta Total Profundidade
(m) a K Dl rl Rl Σ Rl qc Rp R =Rl+Rp QT
(%) (kgf/cm²) (cm) (kgf/cm²) (kgf) (kgf) (kgf/cm²) (kgf) (kgf) (tf) 0-1 2,40 3,50 100 0,14 2714,3 2714,3 21,0 33929,2 36643,5 36,6
1-2 2,40 3,50 100 0,17 3166,7 5881,1 24,5 39584,1 45465,1 45,5
2-3 2,40 3,50 100 0,14 2714,3 8595,4 21,0 33929,2 42524,6 42,5
3-4 4,00 2,20 100 0,15 2843,6 11439,0 13,2 21326,9 32765,9 32,8
4-5 4,00 2,20 100 0,18 3317,5 14756,5 15,4 24881,4 39637,9 39,6
5-6 4,00 2,20 100 0,15 2843,6 17600,1 13,2 21326,9 38927,0 38,9
6-7 4,00 2,20 100 0,35 6635,0 24235,1 30,8 49762,8 73998,0 74,0
7-8 4,00 2,20 100 0,58 10900,4 35135,6 50,6 81753,2 116888,8 116,9
8-9 4,00 2,20 100 0,75 14218,0 49353,5 66,0 106634,6 155988,2 156,0
9-10 2,00 8,00 100 2,42 45669,8 95023,3 424,0 685046,7 780070,0 780,1
Decourt-Quaresma (1978)
Atrito Ponta Total Profundidade
(m) Nmed rl Σ L Σ Rl Nponta C rp Rp R =Rl+Rp QT
(kgf/cm²) (cm) (kgf) (kgf/cm²) (kgf) (kgf) (tf)
0-1 6,0 0,30 100 5654,9 4,3 120 5,20 14702,7 20357,5 20,4
1-2 6,5 0,32 200 11938,1 6,3 120 7,60 21488,5 33426,5 33,4
2-3 6,3 0,31 300 17592,9 6,3 120 7,60 21488,5 39081,4 39,1
3-4 6,3 0,31 400 23247,8 6,3 120 7,60 21488,5 44736,3 44,7
4-5 6,4 0,31 500 29531,0 6,3 120 7,60 21488,5 51019,5 51,0
5-6 6,3 0,31 600 35185,8 9,0 120 10,80 30536,3 65722,1 65,7
6-7 7,4 0,35 700 45867,3 14,3 120 17,20 48631,9 94499,1 94,5
7-8 9,4 0,41 800 62203,5 22,3 120 26,80 75775,2 137978,7 138,0
8-9 11,7 0,49 900 82938,0 35,3 400 141,33 399610,6 482548,6 482,5
9-10 15,5 0,62 1000 116238,9 52,7 400 210,67 595646,0 711884,9 711,9
Estaca Pré-moldada circular
Diam. 60,0 (cm)
Área 2827,4 (cm²)
Perímetro 188,5 (cm)
F1 1,75
F2 3,50
83
Teixeira (1996)
Atrito Ponta Profundidade
(m) Nmed b ql Σ Rl Nponta a Rp QT (tf/m²) (kgf/cm²) (kgf) (tf/m²) (kgf) (tf)
0-1 6,00 0,4 0,2 4523,9 6,50 21,00 38594,5 43,1
1-2 6,50 0,4 0,3 9801,8 6,33 21,00 37604,9 47,4
2-3 6,33 0,4 0,3 14325,7 6,25 21,00 37110,1 51,4
3-4 6,25 0,4 0,3 18849,6 6,50 11,00 20216,1 39,1
4-5 6,40 0,4 0,3 24127,4 6,25 11,00 19438,6 43,6
5-6 6,33 0,4 0,3 28651,3 8,25 11,00 25659,0 54,3
6-7 7,43 0,4 0,3 39207,1 12,50 11,00 38877,2 78,1
7-8 9,38 0,4 0,4 56548,7 18,25 11,00 56760,7 113,3
8-9 11,67 0,4 0,5 79168,1 30,00 36,00 305362,8 384,5
9-10 14,50 0,4 0,6 109327,4 45,25 36,00 460588,9 569,9
SONDAGEM F3
Aoki-Velloso (1975)
Atrito Ponta Total Profundidade
(m) a K Dl rl Rl Σ Rl qc Rp R =Rl+Rp QT
(%) (kgf/cm²) (cm) (kgf/cm²) (kgf) (kgf) (kgf/cm²) (kgf) (kgf) (tf)
0-1 2,40 3,50 100 0,00 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0
1-2 2,40 3,50 100 0,14 2714,3 2714,3 21,0 33929,2 36643,5 36,6
2-3 2,40 3,50 100 0,14 2714,3 5428,7 21,0 33929,2 39357,9 39,4
3-4 4,00 2,20 100 0,18 3317,5 8746,2 15,4 24881,4 33627,6 33,6
4-5 4,00 2,20 100 0,23 4265,4 13011,6 19,8 31990,4 45002,0 45,0
5-6 4,00 2,20 100 0,23 4265,4 17277,0 19,8 31990,4 49267,4 49,3
6-7 4,00 2,20 100 0,33 6161,1 23438,1 28,6 46208,3 69646,4 69,6
7-8 2,00 8,00 100 0,82 15510,5 38948,6 144,0 232657,4 271605,9 271,6
8-9 2,00 8,00 100 1,28 24127,4 63076,0 224,0 361911,5 424987,5 425,0
9-10 2,00 8,00 100 2,19 41361,3 104437,3 384,0 620419,7 724857,0 724,9
84
Decourt-Quaresma (1978)
Atrito Ponta Total Profundidade
(m) Nmed rl Σ L Σ Rl Nponta C rp Rp R =Rl+Rp QT
(kgf/cm²) (cm) (kgf) (kgf/cm²) (kgf) (kgf) (tf)
0-1 0,0 0,10 100 1885,0 2,0 120 2,40 6785,8 8670,8 8,7
1-2 3,0 0,20 200 7539,8 4,0 120 4,80 13571,7 21111,5 21,1
2-3 4,0 0,23 300 13194,7 6,3 120 7,60 21488,5 34683,2 34,7
3-4 4,8 0,26 400 19477,9 7,3 120 8,80 24881,4 44359,3 44,4
4-5 5,6 0,29 500 27017,7 8,3 120 10,00 28274,3 55292,0 55,3
5-6 6,2 0,31 600 34557,5 10,3 120 12,40 35060,2 69617,7 69,6
6-7 7,1 0,34 700 44610,6 13,3 120 16,00 45238,9 89849,5 89,8
7-8 8,5 0,38 800 57805,3 19,7 400 78,67 222424,8 280230,1 280,2
8-9 10,7 0,46 900 77283,2 31,3 400 125,33 354371,7 431654,8 431,7
9-10 14,4 0,58 1000 109327,4 40,3 400 161,33 456159,3 565486,7 565,5
Teixeira (1996)
Atrito Ponta Profundidade
(m) Nmed b ql Σ Rl Nponta a Rp QT (tf/m²) (kgf/cm²) (kgf) (tf/m²) (kgf) (tf)
0-1 0,00 0,4 0,0 0,0 3,00 21,00 17812,8 17,8
1-2 3,00 0,4 0,1 4523,9 4,00 21,00 23750,4 28,3
2-3 4,00 0,4 0,2 9047,8 4,75 21,00 28203,6 37,3
3-4 4,75 0,4 0,2 14325,7 7,00 11,00 21771,2 36,1
4-5 5,60 0,4 0,2 21111,5 7,75 11,00 24103,9 45,2
5-6 6,17 0,4 0,2 27897,3 9,50 11,00 29546,7 57,4
6-7 7,14 0,4 0,3 37699,1 12,25 11,00 38099,7 75,8
7-8 8,50 0,4 0,3 51270,8 17,00 36,00 173038,9 224,3
8-9 10,67 0,4 0,4 72382,3 26,75 36,00 272281,8 344,7
9-10 13,60 0,4 0,5 102541,6 34,75 36,00 353711,9 456,3
85
SONDAGEM F4
Aoki-Velloso (1975)
Atrito Ponta Total Profundidade
(m) a K Dl rl Rl Σ Rl qc Rp R =Rl+Rp QT
(%) (kgf/cm²) (cm) (kgf/cm²) (kgf) (kgf) (kgf/cm²) (kgf) (kgf) (tf)
0-1 2,40 3,50 100 0,22 4071,5 4071,5 31,5 50893,8 54965,3 55,0
1-2 2,40 3,50 100 0,22 4071,5 8143,0 31,5 50893,8 59036,8 59,0
2-3 2,40 3,50 100 0,14 2714,3 10857,3 21,0 33929,2 44786,5 44,8
3-4 4,00 2,20 100 0,20 3791,5 14648,8 17,6 28435,9 43084,7 43,1
4-5 4,00 2,20 100 0,18 3317,5 17966,3 15,4 24881,4 42847,7 42,8
5-6 4,00 2,20 100 0,15 2843,6 20809,9 13,2 21326,9 42136,8 42,1
6-7 4,00 2,20 100 0,23 4265,4 25075,3 19,8 31990,4 57065,7 57,1
7-8 2,00 8,00 100 1,51 28435,9 53511,2 264,0 426538,5 480049,7 480,0
8-9 2,00 8,00 100 1,37 25850,8 79362,0 240,0 387762,3 467124,3 467,1
9-10 2,00 8,00 100 2,56 48254,9 127616,9 448,0 723822,9 851439,8 851,4
Decourt-Quaresma (1978)
Atrito Ponta Total Profundidade
(m) Nmed rl Σ L Σ Rl Nponta C rp Rp R =Rl+Rp QT
(kgf/cm²) (cm) (kgf) (kgf/cm²) (kgf) (kgf) (tf)
0-1 9,0 0,40 100 7539,8 6,0 120 7,20 20357,5 27897,3 27,9
1-2 9,0 0,40 200 15079,6 8,0 120 9,60 27143,4 42223,0 42,2
2-3 8,0 0,37 300 20734,5 7,7 120 9,20 26012,4 46746,9 46,7
3-4 8,0 0,37 400 27646,0 7,0 120 8,40 23750,4 51396,5 51,4
4-5 7,8 0,36 500 33929,2 7,0 120 8,40 23750,4 57679,6 57,7
5-6 7,5 0,35 600 39584,1 7,3 120 8,80 24881,4 64465,5 64,5
6-7 7,7 0,36 700 47123,9 16,0 120 19,20 54286,7 101410,6 101,4
7-8 10,9 0,46 800 69743,4 24,0 400 96,00 271433,6 341177,0 341,2
8-9 13,0 0,53 900 90477,9 39,7 400 158,67 448619,4 539097,3 539,1
9-10 16,7 0,66 1000 123778,8 44,7 400 178,67 505168,1 628946,8 628,9
86
Teixeira (1996)
Atrito Ponta Profundidade
(m) Nmed b ql Σ Rl Nponta a Rp QT (tf/m²) (kgf/cm²) (kgf) (tf/m²) (kgf) (tf)
0-1 9,00 0,4 0,4 6785,8 9,00 21,00 53438,5 60,2
1-2 9,00 0,4 0,4 13571,7 8,00 21,00 47500,9 61,1
2-3 8,00 0,4 0,3 18095,6 8,00 21,00 47500,9 65,6
3-4 8,00 0,4 0,3 24127,4 7,50 11,00 23326,3 47,5
4-5 7,80 0,4 0,3 29405,3 6,75 11,00 20993,7 50,4
5-6 7,50 0,4 0,3 33929,2 7,50 11,00 23326,3 57,3
6-7 7,71 0,4 0,3 40715,0 13,75 11,00 42764,9 83,5
7-8 10,88 0,4 0,4 65596,5 19,50 36,00 198485,8 264,1
8-9 13,00 0,4 0,5 88215,9 32,00 36,00 325720,3 413,9
9-10 15,70 0,4 0,6 118375,2 41,75 36,00 424963,2 543,3
87
ANEXO D - GRÁFICOS CARGA X RECALQUE ESTACA E5
D= 60 cm
A= 1809,56 cm²
E= 331300 kgf/cm²
L= 710 cm
NBR 6122:2010
Ponto Recalque (mm)
Carga (tf)
1 -23,3161 280
2 -22,9015 245
3 -22,6378 222,73
4 -22,3741 200,46
5 -22,1103 178,19
6 -21,8466 155,92
7 -21,5828 133,65
8 -21,3191 111,38
9 -21,0553 89,11
10 -20,7916 66,84
11 -20,5278 44,57
12 -20,2641 22,3
13 -20,0000 0
PDA
Ponto Recalque
(mm) Carga
(tf)
1 -27,9000 245,1
2 -20,0000 245,1
3 -18,6000 242
4 -15 235,1
5 -12,42 228
6 -9,8400 210
7 -7,5000 174,1
8 -6,8000 160
9 -5,3 140
10 -2,57 70
11 0 0
88
ESTACA E6
D= 60 cm
A= 1809,56 cm²
E= 331300 kgf/cm²
L= 720 cm
NBR 6122:2010
Ponto Recalque (mm)
Carga (tf)
1 -23,6030 300
2 -23,1526 262,5
3 -22,7022 225
4 -22,2518 187,5
5 -21,8015 150
6 -21,3511 112,5
7 -20,9007 75
8 -20,4504 37,5
9 -20,0000 0
PDA
Ponto Recalque
(mm) Carga
(tf)
1 -28,6000 254,7
2 -20,0000 254,7
3 -15,0000 242,76
4 -11,0000 225
5 -9,1400 207
6 -7,5000 185,53
7 -5,8 150
8 -2,81 75
9 0 0
89
ESTACA E9
PDA
Ponto Recalque
(mm) Carga
(tf)
1 -28,3000 253,8
2 -20,0000 253,8
3 -14,3000 240
4 -12,1800 225
5 -9,8400 209,2
6 -7,5000 195,4
7 -5,6300 183,6
8 -4,7 175
9 -3,5 150
10 -1,87 75
11 0 0
D= 60 cm
A= 1809,56 cm²
E= 331300 kgf/cm²
L= 720 cm
NBR 6122:2010
Ponto Recalque (mm)
Carga (tf)
1 -23,6030 300
2 -23,2030 266,7
3 -22,8031 233,4
4 -22,4032 200,1
5 -22,0032 166,8
6 -21,6033 133,5
7 -21,2034 100,2
8 -20,8035 66,9
9 -20,4035 33,6
10 -20,0000 0
90
ESTACA 17
D= 60 cm
A= 1809,56 cm²
E= 331300 kgf/cm²
L= 720 cm
NBR 6122:2010
Ponto Recalque (mm)
Carga (tf)
1 -24,2035 350
2 -23,7831 315
3 -23,3628 280
4 -22,9424 245
5 -22,5221 210
6 -22,1017 175
7 -21,6814 140
8 -21,2610 105
9 -20,8407 70
10 -20,4203 35
11 -20,0000 0
PDA
Ponto Recalque
(mm) Carga
(tf)
1 -22,0000 292,2
2 -15,6200 292,2
3 -10,1600 268,4
4 -6,2500 238,8
5 -4,2000 225
6 -3,5200 217,1
7 -3,1 207
8 -1,95 150
9 -0,97 75
10 0 0
91
ESTACA 19
PDA
Ponto Recalque
(mm) Carga
(tf)
1 -20,9000 242
2 -15,4200 242
3 -12,5000 235,8
4 -10,5400 226,58
5 -9 210
6 -5,66 140
7 -2,73 70
8 0 0
D= 60 cm
A= 1809,56 cm²
E= 331300 kgf/cm²
L= 710 cm
NBR 6122:2010
Ponto Recalque (mm)
Carga (tf)
1 -23,3161 280
2 -22,9476 248,89
3 -22,5792 217,78
4 -22,2107 186,67
5 -21,8423 155,56
6 -21,4739 124,45
7 -21,1054 93,34
8 -20,7370 62,23
9 -20,3686 31,12
10 -20,0000 0
92
ESTACA 25
D= 60 cm
A= 1809,56 cm²
E= 331300 kgf/cm²
L= 690 cm
NBR 6122:2010
Ponto Recalque (mm)
Carga (tf)
1 -24,1434 360
2 -23,6830 320
3 -23,2226 280
4 -22,7623 240
5 -22,3019 200
6 -21,8415 160
7 -21,3811 120
8 -20,9208 80
9 -20,4604 40
10 -20,0000 0
PDA
Ponto Recalque
(mm) Carga
(tf)
1 -30,1000 330,4
2 -22,9000 330,4
3 -16,4000 319,7
4 -11,5000 296
5 -10,3900 286,6
6 -9,1 270
7 -6 180
8 -3 90
9 0 0
93
ESTACA 32
D= 60 cm
A= 1809,56 cm²
E= 331300 kgf/cm²
L= 710 cm
NBR 6122:2010
Ponto Recalque (mm)
Carga (tf)
1 -23,5529 300
2 -23,1582 266,67
3 -22,7635 233,34
4 -22,3687 200,01
5 -21,9740 166,68
6 -21,5793 133,35
7 -21,1845 100,02
8 -20,7898 66,69
9 -20,3951 33,36
10 -20,0000 0
PDA
Ponto Recalque
(mm) Carga
(tf)
1 -20,4000 289
2 -15,0000 289
3 -12,5000 280,26
4 -8,9800 264,47
5 -4,6800 232,9
6 -2,54 150
7 -1,17 75
8 0 0
94
ESTACA 33
PDA
Ponto Recalque
(mm) Carga
(tf)
1 -22,8000 333,2
2 -17,7700 333,2
3 -12,5000 326,8
4 -11,1300 322,1
5 -10,1200 307,9
6 -8,4000 270
7 -6,25 208,4
8 -2,73 90
9 0 0
D= 60 cm
A= 1809,56 cm²
E= 331300 kgf/cm²
L= 710 cm
NBR 6122:2010
Ponto Recalque (mm)
Carga (tf)
1 -24,2635 360
2 -23,7898 320
3 -23,3161 280
4 -22,8423 240
5 -22,3686 200
6 -21,8949 160
7 -21,4212 120
8 -20,9474 80
9 -20,4737 40
10 -20,0000 0