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UNIVERSIDADE ESTADUAL DE CAMPINAS

Faculdade de Engenharia Civil, Arquitetura e Urbanismo

EDUARDO OLIVEIRA DE MELO

ANÁLISE DO COMPORTAMENTO DE ESTACAS

PRÉ-MOLDADA E MISTA, INSTRUMENTADAS, EM

SOLO SEDIMENTAR DA REGIÃO DO RECIFE/PE

CAMPINAS

2015


ANÁLISE DO COMPORTAMENTO DE ESTACAS

PRÉ-MOLDADA E MISTA, INSTRUMENTADAS, EM

SOLO SEDIMENTAR DA REGIÃO DO RECIFE/PE

Dissertação de Mestrado apresentada a Faculdade de Engenharia Civil, Arquitetura e Urbanismo da Unicamp, para obtenção do título de Mestre em Engenharia Civil, na área de Estruturas e Geotécnica.

Orientador: Prof. Dr. Paulo José Rocha de Albuquerque

ESTE EXEMPLAR CORRESPONDE À VERSÃO FINAL DA DISSERTAÇÃO DEFENDIDA PELO ALUNO EDUARDO OLIVEIRA DE MELO E ORIENTADO PELO PROF. DR. PAULO JOSÉ ROCHA DE ALBUQUERQUE ASSINATURA DO ORIENTADOR

CAMPINAS

2015

UNIVERSIDADE ESTADUAL DE CAMPINAS

FACULDADE DE ENGENHARIA CIVIL, ARQUITETURA E

URBANISMO

ANÁLISE DO COMPORTAMENTO DE ESTACAS PRÉ-

MOLDADA E MISTA, INSTRUMENTADAS, EM SOLO

SEDIMENTAR DA REGIÃO DO RECIFE/PE


Dissertação de Mestrado aprovada pela Banca Examinadora, constituída

por:

Prof. Dr. Paulo José Rocha de Albuquerque

Presidente e Orientador/Universidade Estadual de Campinas

Prof. Dr. Armando Lopes Moreno Júnior

Universidade Estadual de Campinas

Prof. Dra. Cristina de Hollanda Cavalcanti Tshuha

Universidade de São Paulo

A Ata da defesa com as respectivas assinaturas dos membros encontra-se no

processo de vida acadêmica do aluno.

Campinas, 4 de dezembro de 2015

A vida é bem mais simples do

que a gente pensa, basta

aceitar o impossível,

dispensar o indispensável e

suportar o intolerável.

(Kathen Norris)

AGRADECIMENTOS

A minha família pelo apoio, incentivo e amor incondicional no

desenvolvimento de meus sonhos.

Ao Prof. Dr. Paulo José Rocha de Albuquerque, orientador dessa dissertação,

pela confiança apostada em mim, pela paciência, incentivo, orientações,

conhecimento transmitidos nas disciplinas cursadas. E pela compreensão e apoio

nos momentos difíceis. Fica a minha gratidão pela oportunidade.

Ao Prof. Dr. David de Carvalho, pelo tempo dedicado à análise dessa

dissertação, pela contribuição prestada no exame de qualificação e conhecimentos

transmitidos durante as disciplinas cursadas no programa de mestrado.

Ao Eng° André Campelo de Melo (SEFE), por ter me permitido fazer parte da

realização das provas de carga estática, pois sem ele seria impossível, tanto pelos

recursos financeiros e logísticos dos ensaios.

A todos os colaboradores da empresa SEFE Serviços Especiais de

Fundações e Estruturas, que forneceram todo suporte técnico e logístico para a

execução das provas de carga estática.

Ao Prof. Dr. Pérsio Lester de Almeida Barros pelos ensinamentos

transmitidos durante as disciplinas cursadas.

À Universidade Estadual de Campinas (Unicamp), pela oportunidade de

estudar na instituição.

À CNPq pelo financiamento e apoio a essa pesquisa.

Aos amigos da Gebase Engenharia de Solos e Fundações pelo apoio nos

momentos difíceis ao longo do mestrado.

Aos Funcionários do Laboratório do Departamento de Geotecnia e

Trasnportes Cipriano, Reinaldo e Anderson pelos conhecimentos transmitidos

durante a disciplina de Laboratório de Mecânica de Solos e pela amizade.

Aos funcionários da secretaria de pós-graduação, por toda atenção dedicada.

Aos amigos e colegas de mestrado Gentil Miranda Júnior, Tiago Garcia,

Fernando dos Santos, Afonso Merlo, Guilherme Orion, Jaqueline Mendonça, Paloma

Cortizo, Sônia Rosero, Pedro Bandini, Guilherme Soler e Roberto Camargo, pela

amizade, conhecimentos transmitidos, companhia e apoio nos momentos difíceis ao

longo do mestrado.

RESUMO

A construção de edifícios cada vez maiores em cidades litorâneas tem-se

tornado cada vez mais comum nas últimas décadas no Brasil. Se por um lado este

crescimento impulsiona e aquece o mercado da construção civil, por outro lado gera

grandes desafios para a engenharia geotécnica, visto que as cargas transmitidas ao

solo são elevadas e, geralmente, o solo da região litorânea apresenta camadas de

solo com baixa capacidade de suporte em determinadas profundidades. Logo,

muitas vezes é preciso atravessar extensas camadas de solo mole para se obter a

capacidade de carga de uma estaca condizente com a carga solicitante, o que

acarreta a inviabilidade econômica do empreendimento devido ao alto custo destas

fundações profundas.

Para contornar esta situação, tem-se usado com maior frequência fundações

em estacas mistas de concreto pré-moldado e perfil metálico, visto que o custo é

reduzido consideravelmente pelo fato de não ser preciso utilizar apenas um tipo de

elemento para compor as fundações.

Neste trabalho, estudou-se o comportamento de uma estaca mista pré-

moldada de concreto e perfil metálico e uma estaca pré-moldada de concreto,

ambas submetidas à prova de carga estática instrumentada, através de

extensômetros elétricos instalados ao longo do fuste. Estas estacas fazem parte das

fundações do empreendimento Evolution Shopping Park, situado na cidade do

Recife/PE.

Através dos valores obtidos a partir da instrumentação e dos dados de

controle de cravação, tais como nega e repique, foi possível observar uma grande

dispersão dos valores de carga de ruptura obtidos através dos métodos citados na

revisão bibliográfica, indicando que cada método deve ser cuidadosamente

estudado para cada tipo de configuração de solo e estaca.

Devido a não evidência da ruptura da estaca mista durante a execução da

prova de carga, não foi possível concluir quais valores, de perímetro e área da ponta

da estaca metálica, foram determinantes para o cálculo da carga de ruptura, através

dos diferentes métodos de previsão de capacidade de carga.

Palavras-chave: Estaca mista, Prova de carga estática instrumentada, Solo

sedimentar.

ABSTRACT

Construction of increasingly taller buildings in seaside cities has become

progressively more common over the last decades in Brazil. If, on the one hand, this

growth boosts the civil construction market, on the other hand it poses great

challenges to geotechnical engineering, considering that the loads transmitted to the

soil are high, and in general the layers of the seaside soil have very little supporting

capacity at certain depths. As a consequence, it is often necessary to penetrate

extensive layers of soft soil to get the load capacity of a pile compatible with the

required load, which may lead to economic unfeasibility of the undertaking due to the

high cost of these deep foundations.

To circumvent this issue, mixed piles of precast concrete and steel profile

have been often used since the cost is considerably reduced because there is no

requirement to use only one type of element to compose the foundations.

This work reviewed the behavior of a mixed precast pile made of concrete and

steel profile, and a precast concrete pile. Both piles were submitted to an

instrumented static load test, via electrical extensometers installed along the shaft.

These piles are part of the foundations of the Evolution Shopping Park undertaking

located in the city of Recife/PE.

By means of the values obtained from the instrumentation and the values of

the data of driving control such as refusal and rebound, it was possible to observe a

large dispersion of the values of ultimate load obtained with the methods stated in the

references, indicating that each method must be carefully reviewed for each type of

soil and pile configuration.

As breakage of the mixed pile did not become evident during the execution of

the load test, it was impossible to check which values for perimeter and area of the

steel pile tip were decisive for the calculation of the ultimate load through the different

methods to forecast the load capacity.

Key words: Mixed pile, instrumented static load test, sedimentary soil.

LISTA DE ILUSTRAÇÕES

Figura 3.1: Equilíbrio estático da superestrutura (AOKI et al, 2002). ............................. 32

Figura 3.2: Equilíbrio estático da fundação (AOKI et al, 2002). ...................................... 33

Figura 3.3: Classificação dos principais métodos executivos de estacas (VELLOSO E

LOPES, 2002). ............................................................................................................... 34

Figura 3.4: Tipos de estacas pré-moldadas de concreto (SOTEF, 2014). ..................... 37

Figura 3.5: Áreas para o cálculo de resistência de ponta e lateral para uma estaca

metálica perfil “H” (a) areia, (b) argila mole e (c) argila rija. Linhas sólidas indicam

área para o cálculo de atrito lateral. Área sombreada para o cálculo da resistência de

ponta (SALGADO, 2006). ............................................................................................... 44

Figura 3.6: Estacas com ponteira metálica (GONÇALVES et al, 2012). ........................ 45

Figura 3.7: Estacas com ponteira metálica para obras portuárias (GONÇALVES et al,

2012). ............................................................................................................................. 46

Figura 3.8: Exemplos de estacas mistas (ALONSO, 1998). ........................................... 46

Figura 3.9: Evolução do número de obras em estacas tipo hélice contínua na cidade

do Recife entre 2000 e 2010 (SANTOS et al, 2012). ..................................................... 48

Figura 3.10: Evolução do número de obras em estacas tipo Franki na cidade do

Recife entre 2000 e 2010 (SANTOS et al, 2012). .......................................................... 48

Figura 3.11: Evolução da frequência do tipo de fundação superficial na cidade do

Recife entre 2000 e 2010 (SANTOS et al, 2012). .......................................................... 49

Figura 3.12: Evolução do número de obras em radier na cidade do Recife entre 2000

e 2010 (SANTOS et al, 2012). ........................................................................................ 50

Figura 3.13: Ponte de Wheatstone. ................................................................................ 51

Figura 3.14: Ligação 1/4 de ponte – 2 fios (PAULINO, 2011). ....................................... 53

Figura 3.15: Ligação 1/4 de ponte – 3 fios (PAULINO, 2011). ....................................... 53

Figura 3.16: Ligação 1/2 de ponte – ativo / passivo (PAULINO, 2011). ......................... 54

Figura 3.17: Ligação 1/2 de ponte – ativo / ativo (PAULINO, 2011). .............................. 54

Figura 3.18: Ligação ponte completa (PAULINO, 2011). ............................................... 54

Figura 3.19: Desvio de linearidade na ligação de 1/4 de ponte (ALBUQUERQUE E

MELO, 2014). ................................................................................................................. 55

Figura 3.20: Fenômeno da histerese (ALBUQUERQUE E MELO, 2014). ..................... 56

Figura 3.21: Dados estatísticos de eficiência de martelos a diesel utilizados para

cravar estacas pré-moldadas de concreto e estacas de madeira (GRL ENGINNERS,

2009). ............................................................................................................................. 62

Figura 3.22: Dados estatísticos de eficiência de martelos a diesel utilizados para

cravar estacas metálicas (GRL ENGINNERS, 2009). .................................................... 63

Figura 3.23: Dados estatísticos de eficiência de martelos a ar comprimido para

cravar estacas pré-moldadas de concreto e estacas de madeira (GRL ENGINNERS,

2009). ............................................................................................................................. 63

Figura 3.24: Dados estatísticos de eficiência de martelos a ar comprimido para

cravar estacas metálicas (GRL ENGINNERS, 2009). .................................................... 64

Figura 3.25: Dados estatísticos de eficiência de martelos hidráulicos para cravar

estacas pré-moldadas de concreto e estacas de madeira (GRL ENGINNERS, 2009). . 64

Figura 3.26: Dados estatísticos de eficiência de martelos hidráulicos para cravar

estacas metálicas (GRL ENGINNERS, 2009). ............................................................... 65

Figura 3.27: Efeitos da cravação em solos arenosos (VELLOSO E LOPES, 2002). ...... 66

Figura 3.28: Efeitos da cravação em solos argilosos saturados (VELLOSO E LOPES,

2002). ............................................................................................................................. 67

Figura 3.29: (a) Medida simples de nega. (b) Medida de nega e repique (VELLOSO

E LOPES, 2002). ............................................................................................................ 69

Figura 3.30: Medida de nega e repique obtidos pelo processo mecânico e manual

(MAIA, 2008). ................................................................................................................. 70

Figura 3.31: Planilha preenchida em campo e representação gráfica do diagrama de

cravação (VIEIRA, 2006). ............................................................................................... 71

Figura 3.32: Sistema de reações utilizados para P.C.E à compressão (VELLOSO E

LOPES, 2010). ............................................................................................................... 75

Figura 3.33: Desenvolvimentos de cargas e recalque com o tempo (VELLOSO E

LOPES, 2010). ............................................................................................................... 78

Figura 3.34: Curvas obtidas para cada tipo de procedimento adotado em provas de

carga estáticas (FELLENIUS, 1975). ............................................................................. 86

Figura 3.35: Curva carga vs recalque (VARGAS, 1977). ............................................... 87

Figura 3.36: Curva carga vs recalque (VARGAS, 1977). ............................................... 88

Figura 3.37: Interpretação da carga vs recalque (VELLOSO E LOPES, 2010). ............. 91

Figura 3.38: Definição da carga de ajuste pelo Método de Van de Veen (ALONSO,

1991) . ............................................................................................................................ 92

Figura 3.39: Ruptura convencional e física numa estaca pré-moldada (DÉCOURT,

1996) . ............................................................................................................................ 94

Figura 3.40: Gráfico de rigidez para fundação em sapata (DÉCOURT, 1996) . ............. 94

Figura 3.41: Identificação dos domínios de ponta e atrito lateral no gráfico de rigidez

(DÉCOURT, 2008) . ....................................................................................................... 95

Figura 3.42: Carga de ruptura segundo o Método de Chin (ALONSO, 1991). ............... 96

Figura 3.43: Determinação da carga de ruptura convencional (NBR 6122, 2010). ........ 97

Figura 3.44: Transferência de carga de uma estaca em uma prova de carga estática

instrumentada (NIYAMA et al, 1998). ............................................................................. 99

Figura 3.45: Leis de Cambefort (MASSAD, 1995). ....................................................... 100

Figura 3.46: Leis de Cambefort (MASSAD, 1995). ....................................................... 100

Figura 3.47: Curva carga vs recalque teórica no topo (MASSAD, 1995). .................... 101

Figura 3.48: Estacas cravadas: cargas residuais (Ph) e relações de Cambefort

modificadas (MASSAD, 1992). ..................................................................................... 103

Figura 3.49: Comparação de curvas de transferência de carga na cabeça da estaca

para o caso da existência ou não de cargas residuais, para uma mesma estaca

(FERNADES, 2010). .................................................................................................... 105

Figura 3.50: Composição da capacidade de carga de uma estaca (MELO, 2009). ..... 106

Figura 3.51: Estaca assente em camada resistente sobrejacente a uma camada

fraca (ESTEVES, 2005). .............................................................................................. 115

Figura 3.52: Fórmulas dinâmicas de cravação (SANTOS, 2000). ................................ 120

Figura 3.53: Hipótese adotada na fórmula de Sanders (ARAÚJO, 1988). ................... 121

Figura 3.54: Hipótese adotada na fórmula do Engineering News Record (VELLOSO

E LOPES, 2002). .......................................................................................................... 122

Figura 4.1: Estacas utilizadas na obra. ........................................................................ 130

Figura 4.2: Descrição da estaca pré-moldada de concreto armado centrifugado de

seção circular EC 500/90 mm (T&A PRÉ FABRICADOS, 2014). ................................. 131

Figura 4.3: Localização da obra onde foram executadas as provas de carga estáticas

na cidade do Recife/PE (GOOGLE MAPS, 2014). ....................................................... 132

Figura 4.4: Localização da obra (ampliada) onde foram executadas as provas de

carga estáticas na cidade do Recife/PE (GOOGLE MAPS, 2014). .............................. 132

Figura 4.5: Unidades geológicas da cidade do Recife/PE (ALHEIROS et al, 1990)..... 134

Figura 4.6: Locação dos furos de sondagens com ensaio SPT (ENSOLO, 2012). ...... 135

Figura 4.7: Resultado do ensaio SPT (SP.04) próximo à estaca mista E25 (ENSOLO,

2012). ........................................................................................................................... 136

Figura 4.8: Resultado do ensaio SPT (SP.04) próximo à estaca pré-moldada E624

(ENSOLO, 2012). ......................................................................................................... 137

Figura 4.9: Perfil geológico geotécnico entre as sondagens SP.01 e SP.04

(ENSOLO, 2012). ......................................................................................................... 138

Figura 4.10: Perfil geológico geotécnico entre as sondagens SP.04 e SP.05

(ENSOLO, 2012). ......................................................................................................... 139

Figura 4.11: Descrição da estaca mista E25 submetida ao ensaio de prova de carga

estática instrumentada (ENSOLO, 2012). .................................................................... 140

Figura 4.12: Detalhe do perfil metálico HP310x79 cravado com a chapa metálica

soldada na sua parte superior. ..................................................................................... 141

Figura 4.13: Detalhes das emendas utilizadas nas estacas mistas e entre os perfis

metálicos. ..................................................................................................................... 142

Figura 4.14: Detalhes da execução da união entre os segmentos que compõem a

estaca mista E25. ......................................................................................................... 142

Figura 4.15: Descrição da estaca pré-moldada de concreto centrifugado E624

submetida ao ensaio de prova de carga estática instrumentada (ENSOLO, 2012). .... 143

Figura 4.16: Detalhe da união entre os elementos pré-moldados de concreto armado

centrifugado. ................................................................................................................. 144

Figura 4.17: Posição dos sensores da instrumentação na estaca mista E25

submetida ao ensaio de prova de carga estática instrumentada. ................................. 145

Figura 4.18: Detalhes do preparo da superfície da barra de instrumentação. .............. 146

Figura 4.19: Detalhes das ligações dos strain gages. .................................................. 146

Figura 4.20: Detalhes da ligação dos cabos elétricos aos strain gages e proteção dos

mesmos. ....................................................................................................................... 147

Figura 4.21: Detalhe final da barra instrumentada. ...................................................... 147

Figura 4.22: Detalhes da locação (a) e proteção (b) do 7° nível de instrumentação da

estaca mista E25. ......................................................................................................... 148

Figura 4.23: Detalhes da preparação da superfície metálica para a fixação dos

sensores elétricos (a) e da ligação dos cabos elétricos aos sensores (b) da estaca

mista E25. .................................................................................................................... 149

Figura 4.24: Detalhes das proteções dos sensores na estaca mista E25 contra

umidade (a) e choques mecânicos (b). ........................................................................ 149

Figura 4.25: Detalhes das proteções dos níveis de instrumentação na estaca mista

E25 contra choques mecânicos através da aplicação da resina epóxica. .................... 150

Figura 4.26: Detalhe da fixação dos cabos elétricos conectados aos sensores

elétricos no segmento metálico da estaca mista E25 para posterior cravação do perfil

metálico. ....................................................................................................................... 150

Figura 4.27: Detalhe da ligação entre os cabos elétricos da instrumentação entre os

segmentos metálicos e pré-moldados da estaca mista E25. ....................................... 151

Figura 4.28: Detalhe da emenda entre as barras instrumentadas e não

instrumentadas da estaca mista E25. .......................................................................... 152

Figura 4.29: Detalhe da instrumentação na parte superior do elemento pré-moldado

de concreto armado centrifugado da estaca mista E25. .............................................. 152

Figura 4.30: Posição dos sensores da instrumentação na estaca pré-moldada E624

submetida ao ensaio de prova de carga estática instrumentada. ................................. 153

Figura 4.31: Detalhe da instrumentação da estaca pré-moldada E624 submetida ao

ensaio de prova de carga estática instrumentada. ....................................................... 154

Figura 4.32: Martelo hidráulico utilizado para a cravação das estacas mistas e pré-

moldadas de concreto armado utilizadas no ensaio de prova de carga estática

instrumentada. .............................................................................................................. 155

Figura 4.33: Localização das provas de carga estáticas instrumentadas em

profundidade. ............................................................................................................... 158

Figura 4.34: Localização da estaca mista E25 ensaiada (ENSOLO, 2012). ................ 159

Figura 4.35: Esquema do sistema de reação para o ensaio de prova de carga

estática instrumentada na estaca mista E25 (ENSOLO, 2012). ................................... 160

Figura 4.36: Vista do sistema de reação para a prova de carga estática

instrumentada na estaca mista E25 (ENSOLO, 2012). ................................................ 160

Figura 4.37: Sistema de reação para a de carga estática instrumentada na estaca

mista E25. .................................................................................................................... 161

Figura 4.38: Localização da estaca pré-moldada E624 submetida à prova de carga

estática instrumentada (ENSOLO, 2012). .................................................................... 162

Figura 4.39: Esquema do sistema de reação para a prova de carga estática

instrumentada na estaca pré-moldada E624 (ENSOLO, 2012).................................... 163

Figura 4.40: Vista do sistema de reação para a prova de carga estática

instrumentada na estaca pré-moldada E624 (ENSOLO, 2012).................................... 163

Figura 4.41: Sistema de reação para a prova de carga estática instrumentada na

estaca pré-moldada E624. ........................................................................................... 164

Figura 4.42: Equipamentos utilizados para o ensaio de prova de carga estática

instrumentada na estaca mista E25. ............................................................................ 166

Figura 4.43: Equipamentos utilizados para o ensaio de prova de carga estática

instrumentada na estaca pré-moldada E624. ............................................................... 167

Figura 5.1: Curva carga vs deslocamento da prova de carga da estaca mista E25. .... 169

Figura 5.2: Resultado da curva de rigidez (II) e curva carga de atrito vs deslocamento

(III) da prova de carga estática na estaca mista E25 pelo método da Rigidez (1996). . 170

Figura 5.3: Resultado da extrapolação curva carga vs deslocamento da prova de

carga estática na estaca mista E25 pelo método de Van der Veen (1953). ................. 170


carga estática na estaca mista E25 pelo método de Chin (1970, 1971). ..................... 171


carga estática na estaca mista E25 pelo método da NBR 6122 (2010). ...................... 171

Figura 5.6: Curva carga vs deslocamento da prova de carga estática da estaca pré-

moldada de concreto E624........................................................................................... 173

Figura 5.7: Resultado da curva de rigidez (II) e curva carga de atrito vs deslocamento

(III) da prova de carga estática na estaca pré-moldada E624 pelo método da Rigidez

(1996). .......................................................................................................................... 174

Figura 5.8: Resultado da extrapolação da curva carga vs deslocamento da prova de

carga estática na estaca pré-moldada E624 pelo método de Van der Veen (1953). ... 174


carga estática na estaca pré-moldada E624 pelo método de Chin (1970, 1971). ........ 175


carga estática na estaca pré-moldada E624 pelo método da NBR 6122 (2010). ......... 175

Figura 5.11: Deformações dos sensores em ligação do tipo ponte completa durante a

execução da P.C.E: a) segmento pré-moldado, b) segmento metálico. ....................... 178

Figura 5.12: Deformações dos sensores em ligação do tipo ponte 1/4 do segmento

metálico durante a execução da P.C.E. ....................................................................... 180

Figura 5.13: Gráfico tensão vs deformação obtido através da seção de referência da

estaca mista (E25). ...................................................................................................... 181

Figura 5.14: Transferência de carga ao longo da profundidade da estaca mista

(E25). ........................................................................................................................... 183

Figura 5.15: Distribuição do atrito lateral ao longo do fuste da estaca mista (E25),

considerando-se o perímetro da seção do perfil metálico. ........................................... 186

Figura 5.16: Distribuição do atrito lateral ao longo do fuste da estaca mista (E25),

considerando-se o perímetro do retângulo envolvente ao perfil metálico. ................... 187

Figura 5.17: Atrito lateral unitário médio ao longo do fuste da estaca mista (E25). ...... 188

Figura 5.18: Deslocamento de ponta em função da reação de ponta da estaca mista

(E25). ........................................................................................................................... 189

Figura 5.19: Deformações dos sensores em ligação do tipo ponte completa durante a

execução da P.C.E. ...................................................................................................... 190

Figura 5.20: Gráfico tensão vs deformação obtido através da seção de referência da

estaca pré-moldada (E624). ......................................................................................... 191

Figura 5.21: Transferência de carga ao longo da profundidade da estaca pré-

moldada (E624). ........................................................................................................... 193

Figura 5.22: Distribuição do atrito lateral ao longo do fuste da estaca pré-moldada

(E624). ......................................................................................................................... 194

Figura 5.23: Atrito lateral unitário médio ao longo do fuste da estaca pré-moldada

(E624). ......................................................................................................................... 195

Figura 5.24: Deslocamento de ponta em função da reação de ponta da estaca pré-

moldada (E624). ........................................................................................................... 196

Figura 5.25: Relação entre a carga de ruptura da estaca mista E25, obtida por

diferentes métodos, e a carga de ruptura média extrapolada, considerando-se

diferentes valores de perímetro e área de ponta do perfil metálico. ............................. 200

Figura 5.26: Valores de máximos e mínimos carga de ruptura da estaca mista E25

obtida por diferentes métodos semiempíricos. ............................................................. 202

Figura 5.27: Valores das parcelas de resistências laterais últimas da estaca mista

E25 obtida por diferentes métodos semiempíricos. ...................................................... 203

Figura 5.28: Valores das parcelas de resistência ponta últimas da estaca mista E25

obtida por diferentes métodos semiempíricos. ............................................................. 204

Figura 5.29: Relação entre a carga de ruptura da estaca pré-moldada E624, obtida

por diferentes métodos, e a carga de ruptura média obtida por extrapolação. ............ 207

Figura 5.30: Valores das parcelas de resistência lateral e ponta últimas da estaca

pré-moldada E624 obtida por diferentes métodos semiempíricos. ............................... 208

Figura 5.31: Relação entre a resistência última mobilizada do solo durante a

cravação da estaca mista E25, obtida por diferentes métodos dinâmicos, e a carga

de ruptura média obtida por extrapolação. ................................................................... 211

Figura 5.32: Relação entre a resistência última mobilizada do solo durante a

cravação da estaca pré-moldada E624, obtida por diferentes métodos, e a carga de

ruptura média obtida por extrapolação. ........................................................................ 213

LISTA DE TABELAS

Tabela 3.1: Classificação das estacas (MELO, 2009). ................................................... 35

Tabela 3.2: Especificações exigidas para execução de provas de carga estáticas

(NBR6122, 2010). .......................................................................................................... 39

Tabela 3.3: Espessuras de sacrifício devido à corrosão de acordo com o tipo de solo

(NBR6122, 2010). .......................................................................................................... 41

Tabela 3.4: Quantitativo dos tipos de fundações na cidade do Recife entre 2000 e

2010 (SANTOS et al, 2012)............................................................................................ 47

Tabela 3.5: Análise comparativa entre martelos utilizados para a cravação de

estacas (PARAÍSO E COSTA, 2012). ............................................................................ 60

Tabela 3.6: Classificação dos solo de acordo com o NSPT e o tipo de solo (NBR 6484,

2001). ........................................................................................................................... 109

Tabela 3.7: Fatores de correção F1 e F2 (CINTRA E AOKI, 2010). ............................. 111

Tabela 3.8: Coeficientes K e razão αAV (CINTRA E AOKI, 2010). ................................ 111

Tabela 3.9: Valores de correção F1 e F2 (LAPROVITERA, 1998). .............................. 112

Tabela 3.10: Valores de correção αLB e KLB (LAPROVITERA E BENEGAS, 1993,

1998). ........................................................................................................................... 112

Tabela 3.11: Valores CDEC (kPa) em função do tipo de solo (DÉCOURT, 1978). ........ 113

Tabela 3.12: Valores αDEC e βDEC (kPa) em função do tipo de solo e estaca

(DÉCOURT, 1996). ...................................................................................................... 113

Tabela 3.13: Valores aproximados de a, a’, b e b’ (VELLOSO, 1981, apud CINTRA E

AOKI, 1996). ................................................................................................................. 116

Tabela 3.14: Valores de αTEX (kPa) em função do tipo de solo e estaca (TEIXEIRA,

1996). ........................................................................................................................... 117

Tabela 3.15: Valores de βTEX (kPa) em função do tipo da estaca (TEIXEIRA, 1996). .. 117

Tabela 3.16: Valores de αUFRGS e βUFRGS (kPa) em função do tipo da estaca

(LOBO, 2005). .............................................................................................................. 119

Tabela 3.17: Recomendações para a cravação de estacas (VELLOSO E LOPES,

2002). ........................................................................................................................... 125

Tabela 4.1: Quantidades totais de estacas utilizadas na obra (ENSOLO, 2012). ........ 130

Tabela 4.2: Características técnicas da estaca pré-moldada de concreto centrifugado

EC 500/90 mm (T&A PRÉ-FABRICADOS, 2014). ....................................................... 131

Tabela 4.3: Características técnicas do perfil metálico HP310x79,0 (GERDAU, 2006).131

Tabela 4.4: Resumo dos ensaios in situ realizados no local da obra (ENSOLO,

2012). ........................................................................................................................... 135

Tabela 4.5: Elementos técnicos do projeto (ENSOLO, 2012). ..................................... 140

Tabela 4.6: Elementos técnicos do projeto para as estacas pré-moldadas de

concreto armado centrifugado de seção circular (ENSOLO, 2012). ............................. 144

Tabela 4.7: Número de golpes por metro linear cravado da estaca mista E25

(ENSOLO, 2012). ......................................................................................................... 156

Tabela 4.8: Número de golpes por metro linear cravado da estaca pré-moldada E624

ensaiada (ENSOLO, 2012)........................................................................................... 157

Tabela 5.1: Valores de carga de ruptura, obtidos pelos métodos de extrapolação da

curva carga vs deslocamento, da prova de carga estática na estaca mista E25. ........ 172

Tabela 5.2: Valores de carga de ruptura, obtidos pelos métodos de extrapolação da

curva carga vs deslocamento, da prova de carga estática na estaca pré-moldada

E624. ............................................................................................................................ 176

Tabela 5.3: Valores de carga solicitante em cada nível de instrumentação da estaca

E25, de acordo com a carga aplicada, e porcentagem de carga solicitante na ponta

em relação à carga de topo. ......................................................................................... 182

Tabela 5.4: Dissipação de carga entre os trechos instrumentados da estaca mista

E25, de acordo com cada estágio de carga aplicada durante a prova de carga

estática. ........................................................................................................................ 184

Tabela 5.5: Valores da distribuição do atrito lateral unitário ao longo do fuste da

estaca mista E25, considerando-se o perímetro colado da seção do perfil metálico. .. 184

Tabela 5.6: Valores da distribuição do atrito lateral unitário ao longo do fuste da

estaca mista E25, considerando-se o perímetro do retângulo envolvente. .................. 185

Tabela 5.7: Valores de carga solicitante em cada nível de instrumentação da estaca

E624, de acordo com a carga aplicada, e porcentagem de carga solicitante na ponta

em relação à carga de topo. ......................................................................................... 192

Tabela 5.8: Dissipação de carga ao longo do fuste da estaca pré-moldada E624, de

acordo com cada estágio de carga aplicada durante a prova de carga estática. ......... 193

Tabela 5.9: Valores da distribuição do atrito lateral ao longo do fuste da estaca pré-

moldada E624. ............................................................................................................. 194

Tabela 5.10: Valores de carga de ruptura média obtidos pelos métodos de

extrapolação adotados para as estacas ensaiadas. ..................................................... 197

Tabela 5.11: Descrição das parcelas de resistência da estaca mista E25 obtidas

pelos métodos semiempíricos. ..................................................................................... 198

Tabela 5.12: Descrição seis análises da capacidade última da estaca mista E25 para

cada método semiempírico. ......................................................................................... 198

Tabela 5.13: Valores dos elementos geométricos da estaca pré-moldada e metálica

adotados para o cálculo da capacidade de carga última das estacas ensaiadas. ....... 199

Tabela 5.14: Valores de carga de ruptura obtida pelos diferentes métodos para a

estaca mista E25. ......................................................................................................... 199

Tabela 5.15: Valores de carga de ruptura máximos e mínimos obtida pelos diferentes

métodos semiempíricos para a estaca mista E25. ....................................................... 201

Tabela 5.16: Valores das parcelas de resistências laterais da estaca mista. ............... 202

Tabela 5.17: Valores das parcelas de resistências de ponta da estaca mista, de

acordo com as considerações de área de ponta da estaca metálica. .......................... 204

Tabela 5.18: Valores de carga de ruptura da ponta do segmento metálico máximos e

mínimos obtida pelos diferentes métodos semiempíricos para a estaca mista E25. .... 205

Tabela 5.19: Relação entre as resistências de ponta com a carga de ruptura obtidos

por diversos métodos semiempíricos para a estaca mista E25.................................... 205

Tabela 5.20: Relação entre a parcela de resistência de ponta “virtual” com a carga

de ruptura média extrapolada da estaca mista obtidos por diferentes métodos

semiempíricos. ............................................................................................................. 206

Tabela 5.21: Valores de resistência última da estaca pré-moldada E624 obtidos por

diferentes métodos. ...................................................................................................... 207

Tabela 5.22: Relação entre as resistência lateral e de ponta com a carga de ruptura,

obtidos por diversos métodos semiempíricos pré-moldada E624. ............................... 209

Tabela 5.23: Valores de resistência última mobilizada do solo durante a cravação da

estaca mista E25 obtidos por diferentes métodos dinâmicos. ...................................... 210

Tabela 5.24: Valores de resistência última mobilizada do solo durante a cravação da

estaca pré-moldada E624, obtidos por diferentes métodos. ........................................ 212

LISTA DE SÍMBOLOS

a = interseção;

a, a’, b, b’ = parâmetros de correlação entre o SPT e CPT

al = área lateral total do amostrador SPT

ap = área da ponta do amostrador SPT

ar = atrito lateral negativo

Al = atrito lateral positivo

AL = área lateral da estaca

Acon = área útil da seção de concreto da estaca pré-moldada

Ap = área da seção transversal da estaca

Ap = área da seção transversal na ponta da estaca

Aútil = área útil da seção do perfil metálico

b = coeficiente angular da reta obtida no gráfico (r/Q vs r)

B = diâmetro ou maior seção da estaca

c = encurtamento elástico para a estaca

CDEC = coeficiente que correlaciona a resistência à penetração com a resistência de

ponta em função do tipo de solo

C3 = valor da compressão elástica (quake) do solo abaixo da ponta da estaca

D = profundidade de embutimento da estaca na camada de apoio da ponta

Ek = energia cinética

Em = módulo de Young do material da estaca

Ep = energia potencial

Es = módulo de elasticidade da estaca

ETR = eficiência global do sistema de cravação

EMX = energia real transferida

Fd = variação da energia potencial

fsmédio = atrito unitário médio ou adesão média do solo ao longo da estaca

FS = fator de segurança adotado

fu = tensão limite de cisalhamento ao longo do fuste

fy = tensão de escoamento do aço

F1 e F2 = fatores de correção

g = aceleração da gravidade

h = altura de queda do martelo

H = distância entre a ponta da estaca e o topo da camada fraca

k = coeficiente de sensibilidade do material fornecido pelo fabricante

K = coeficiente de ponta que depende do tipo de solo

Kr = valor do repique elástico da estaca (C2 + C3)

L = comprimento da estaca

L0 = comprimento inicial do fio

Mh = massa da haste

Mm= massa do martelo

Nl = índice médio de resistência à penetração na camada de solo Δl

Np = índice médio de resistência à penetração na cota de apoio da estaca

N1 = valor médio de NSPT, calculado desde a cota da ponta da estaca até dois

diâmetros acima dela

N2 = valor médio de NSPT, calculado desde a cota da ponta da estaca até um

diâmetro abaixo da mesma

NPTEX = valor médio do índice de resistência à penetração medido no intervalo de 4

diâmetros acima da ponta da estaca e 1 diâmetro abaixo

Pest = peso da estaca

Ph = carga de ponta

Pm = peso do martelo

Pu = resistência última da estaca

Q = carga aplicada no topo da estaca

Qestrutural = capacidade de carga estrutural da estaca pré-moldada

QL = parcela de resistência lateral

Qp = parcela de resistência de ponta

Qp’ = acréscimo de carga residual na ponta

Qu = carga última correspondente à assíntota vertical da curva

q0 = resistência na camada limite fraca inferior

q1 = resistência na camada limite resistente

Qpu,calc = resistência de ponta da estaca mobilizada na cravação

Qu,calc = resistência total da estaca mobilizada na cravação

Qpv,u = resistência total última da ponta virtual da estaca mista

QT,u = resistência total última da estaca mista

Qlp,u = resistência lateral última da estaca pré-moldada

Qlm1,u = resistência lateral última da estaca metálica, considerando o perímetro do

perfil metálico

Qlm2,u = resistência lateral última da estaca metálica, considerando o perímetro do

retângulo envolvente à seção do perfil metálico

Qpm1,u = resistência de ponta última da estaca metálica, considerando a área do

retângulo envolvente à seção do perfil metálico

Qpm2,u = resistência de ponta última da estaca metálica, considerando metade da

área do retângulo envolvente à seção do perfil metálico

Qpm3,u = resistência de ponta última da estaca metálica, considerando a área da

seção do perfil metálico

QTmméd,u = resistência última média da estaca mista obtida através dos métodos de

extrapolação

QTpméd,u = resistência última média da estaca pré-moldada obtida através dos

métodos de extrapolação

qu = tensão limite normal no nível da ponta

= recalque correspondente à carga aplicada

R = resistência inicial do extensômetro medida na Ponte de Wheatstone

Rd = resistência à cravação

Restrutural = capacidade de carga estrutural do perfil metálico

Ri = resistência de cada ramo da ponte Wheatstone

Rl = resistência lateral

Rp = resistência de ponta

s = penetração ou nega

U = perímetro da estaca

VA = Tensão de saída ponte Wheatstone

VE = Tensão de entrada ponte Wheatstone

Vi = velocidade de impacto sem perdas

X = perdas de energia

z = comprimento da haste que penetrou no solo

LISTA DE SÍMBOLOS GREGAS

α = coeficiente que exprime a relação entre a parcela de carga da ponta e carga total

da estaca

= coeficiente que define a forma da curva

αAV = razão de atrito

αDEC = fator aplicado à parcela de ponta, de acordo com o tipo de solo e estaca

αL = coeficiente de dilatação do material ou coeficiente de resistividade

αPPV = fator de execução da estaca (1,0 para estaca escavada e 0,5 para estaca

cravada)

αTEX = parâmetro adotado em função do tipo de solo e estaca

αUFRGS = coeficiente de ajuste aplicado para resistência lateral

βDEC = fator aplicado à parcela de atrito lateral, de acordo com o tipo de solo e

estaca

βPPV = fator de carga de ponta em função da dimensão da ponta da estaca

βTEX = parâmetro adotado em função do tipo de solo e estaca

βUFRGS = coeficiente de ajuste aplicado para a resistência de ponta

Ɛ = deformação da peça analisada

Δl = espessura da camada de solo

ΔL = variação de comprimento do fio do extensômetro

Δt = variação de temperatura

ΔR = variação de resistência do extensômetro medida na Ponte de Wheatstone

Δρ = penetração do golpe

Ø = diâmetro da estaca

ƞ = eficiência do sistema de cravação

ƞ1= eficiência do golpe

ƞ2 = eficiência das hastes

ƞ3 = eficiência do sistema

λPPV = fator de carregamento da estaca

σ = tensão aplicada à seção de concreto da estaca pré-moldada

σp = capacidade de carga da camada de solo que serve de apoio à estaca

SUMÁRIO

1. INTRODUÇÃO ........................................................................................................... 29

2. OBJETIVOS ............................................................................................................... 31

2.1 Objetivo Geral .................................................................................................... 31

2.2 Objetivos Específicos ........................................................................................ 31

3. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ....................................................................................... 32

3.1 Fundações ......................................................................................................... 32

3.2 Estacas .............................................................................................................. 34

3.2.1 Estacas pré-moldadas de concreto ............................................................... 36

3.2.1.1 Capacidade de carga estrutural para estacas pré-moldadas .......... 38

3.2.2 Estacas metálicas .......................................................................................... 39

3.2.2.1 Corrosão em estacas metálicas ...................................................... 41

3.2.2.2 Capacidade de carga estrutural para estacas metálicas ................. 42

3.2.2.3 Capacidade de carga geotécnica à compressão para estacas

metálicas ....................................................................................................... 42

3.2.3 Estacas mistas .............................................................................................. 44

3.3 Tipos de fundações na cidade do Recife/PE ..................................................... 46

3.4 Instrumentação em estacas ............................................................................... 50

3.4.1 Extensômetros elétricos (strain gages) ......................................................... 51

3.4.2 Instrumentação em estacas pré-moldadas de concreto ................................ 56

3.4.3 Instrumentação em estacas metálicas .......................................................... 57

3.5 Cravação de estacas de fundação .................................................................... 58

3.5.1 Cravação de estacas em solos arenosos ...................................................... 65

3.5.2 Cravação de estacas em solos argilosos saturados...................................... 66

3.5.3 Recomendações para o processo de cravação de estacas .......................... 67

3.6 Controles de cravação de estacas..................................................................... 68

3.6.1 Nega e repique .............................................................................................. 68

3.6.2 Diagrama de cravação .................................................................................. 70

3.7 Provas de carga em estacas ............................................................................. 72

3.7.1 Prova de carga estática à compressão em estacas ...................................... 73

3.7.2 Sistema de reação para as provas de carga estática à compressão ............ 75

3.7.3 Tipos de carregamentos em provas de carga estática à compressão em

estacas ................................................................................................................ 77

3.7.3.1 Ensaio Lento ................................................................................... 78

3.7.3.2 Ensaio rápido .................................................................................. 80

3.7.3.3 Ensaio cíclico .................................................................................. 81

3.7.3.4 Deformação controlada – CRP ....................................................... 84

3.7.3.5 Método do equilíbrio ........................................................................ 85

3.7.3.6 Análise dos tipos de ensaio ............................................................. 85

3.7.4 Curva carga vs recalque ................................................................................ 87

3.7.4.1 Critério de Van de Veen (1953) ....................................................... 91

3.7.4.2 Método da rigidez Décourt (1978,1996) .......................................... 93

3.7.4.3 Método de Chin (1970, 1971) .......................................................... 95

3.7.4.4 Método da NBR 6122 (2010) .......................................................... 96

3.7.5 Prova de carga estática instrumentada em estaca ........................................ 98

3.8 Leis de Cambefort (1964) .................................................................................. 99

3.9 Cargas residuais .............................................................................................. 102

3.10 Métodos de previsão de capacidade de carga geotécnica à compressão

para estacas ...................................................................................................... 105

3.10.1 Métodos semiempíricos ......................................................................... 108

3.10.2 Métodos semiempíricos baseados no ensaio SPT ................................ 108

3.10.2.1 Aoki e Velloso (1975) .................................................................. 110

3.10.2.2 Método Laprovitera (1998) e Benegas (1993) ............................. 111

3.10.2.3 Método Décourt e Quaresma (1978), modificado por Décourt

(1996) 112

3.10.2.4 Método Meyerhof (1976) ............................................................. 114

3.10.2.5 Método Pedro Paulo Velloso (1981) ............................................ 115

3.10.2.6 Método Teixeira (1996) ............................................................... 117

3.10.2.7 Método da UFRGS (LOBO, 2005) ............................................... 118

3.10.3 Métodos de previsão de capacidade de carga dinâmicos ..................... 119

3.10.3.1 Fórmula de Sanders .................................................................... 121

3.10.3.2 Fórmula de Wellingnton ou da Engineering News Record .......... 121

3.10.3.3 Fórmula dos Holandeses ............................................................ 122

3.10.3.4 Fórmula de Brix ........................................................................... 123

3.10.3.5 Fórmula de Hiley ......................................................................... 123

3.10.3.6 Fórmula de Janbu ....................................................................... 124

3.10.3.7 Fórmula dos Dinamarqueses ...................................................... 125

3.10.4 Métodos de previsão de capacidade de carga geotécnica à

compressão baseados no repique elástico ........................................................ 126

3.10.4.1 Método de Chellis (1951) – Velloso (1987) ................................. 127

3.10.4.2 Método de Uto et al (1985) .......................................................... 128

4. MATERIAIS E MÉTODOS ....................................................................................... 130

4.1 Local de realização dos ensaios ...................................................................... 131

4.2 Características geológicas ............................................................................... 133

4.3 Ensaios de campo ........................................................................................... 135

4.4 Estacas ............................................................................................................ 140

4.4.1 Estaca mista pré-moldada de concreto armado centrifugado de seção

circular e metálica .............................................................................................. 140

4.4.2 Estaca pré-moldada de concreto armado centrifugado de seção circular ... 143

4.5 Instrumentação ................................................................................................ 144

4.5.1 Instrumentação da estaca mista pré-moldada de concreto armado

centrifugado de seção circular e metálica .......................................................... 144

4.5.1.1 Segmento de concreto .................................................................. 146

4.5.1.2 Segmento metálico ........................................................................ 148

4.5.2 Instrumentação da estaca pré-moldada de concreto armado centrifugado

de seção circular ................................................................................................ 153

4.6 Cravação das estacas ..................................................................................... 154

4.6.1 Cravação da estaca mista pré-moldada de concreto armado centrifugado

de seção circular e metálica .............................................................................. 155

4.6.2 Cravação da estaca pré-moldada de concreto armado centrifugado de

seção circular ..................................................................................................... 156

4.7 Prova de carga estática instrumentada ........................................................... 157

4.7.1 Sistema de reação ....................................................................................... 158

4.7.1.1 Estaca mista pré-moldada de concreto armado centrifugado de

seção circular e metálica ............................................................................. 158

4.7.1.2 Estaca pré-moldada de concreto armado centrifugado de seção

circular 161

4.7.2 Execução das provas de carga estáticas .................................................... 164

5. APRESENTAÇÃO E ANÁLISE DOS RESULTADOS .............................................. 168

5.1 Comportamento das curvas carga vs deslocamento ....................................... 168




5.2 Instrumentação ................................................................................................ 177



5.2.1.1 Análise do funcionamento da instrumentação ............................... 177

5.2.1.2 Transferência de carga ................................................................. 180


5.2.2.1 Análise do funcionamento da instrumentação ............................... 190

5.2.2.2 Transferência de carga ................................................................. 191

5.3 Previsão da capacidade de carga ................................................................... 197

5.3.1 Métodos semi-empíricos ............................................................................. 197




circular 207

5.3.2 Métodos dinâmicos ...................................................................................... 209




circular 211

6. CONCLUSÃO .......................................................................................................... 214

7. SUGESTÕES PARA TESES FUTURAS ................................................................. 218

8. REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ......................................................................... 219

29

1.INTRODUÇÃO

Nos últimos 25 anos, as capitais nordestinas têm apresentado um notável

crescimento do setor imobiliário. Aspectos tais como, pressão imobiliária e

valorização dos espaços urbanos, estes cada vez mais reduzidos, colaboram para a

verticalização destas cidades, onde geralmente seus edifícios estão assentados

sobre sedimentos recentes não consolidados, sendo que, algumas cidades possuem

subsolos extremamente complexos do ponto de vista geotécnico, como é o caso da

cidade do Recife/PE (GUSMÃO, 2008).

É de conhecimento, que em diversas obras da região do Brasil inteiro que o

projeto de fundações é desenvolvido pelo próprio calculista estrutural, embora cada

vez mais haja a colaboração de consultores de geotecnia, entretanto em Recife a

participação de consultores de solos tem se tornado uma prática comum em obras

de médio e grande porte, onde existem empresas especializadas em concepção e

controle de obras geotécnicas.

Isso é um aspecto muito positivo, visto que a falta de profissionais

especializados tende a produzir projetos de fundações muito conservadores, além

disso, projetos dimensionados inadequadamente.

Considerada por muitos engenheiros geotécnicos como uma das capitais

mais difíceis de trabalhar o subsolo, Recife possui uma área de formação sedimentar

composta por espessos depósitos de argila mole e grande parte de seus espaços

sobre aterro. Devido a esta formação geológica complexa, é necessário estudar

mais a fundo o comportamento de fundações assentadas sobre estes solos, por

meio de ensaios de campo (SPT, CPT etc..) e ensaios de laboratório (GUSMÃO et al

2012).

Segundo Gusmão (2008), o excesso da verticalização das edificações em

Recife e demais capitais nordestinas promoveu uma reversão do tipo de fundação

utilizada até o início da década de 1990, onde predominava o uso de fundações

superficiais, enquanto que, atualmente, 63% das fundações dos edifícios são

profundas. O autor ainda ressalta que até 1990 predominava a prática de

construções de prédios com 15 a 20 pavimentos, enquanto atualmente está em

torno de 30 a 40 pavimentos, gerando como consequência, o acentuado aumento do

carregamento da estrutura (peso próprio, sobrecarga, ação do vento, dentre outros),

dificultando a adoção de fundações superficiais.

30

Neste cenário, a busca de uma solução técnica e alternativa, que consiste na

adoção de estacas mistas, onde parte da estaca é constituída por segmentos de

estacas pré-moldadas de concreto armado ou protendido, e outra parte é constituída

por segmentos de perfil metálico, passa a ser uma opção interessante, visto que

esta solução é viável tanto economicamente, por reduzir os custos globais das

fundações, quanto tecnicamente, por ser possível atravessar camadas de solos com

baixas e elevadas resistências à penetração.

O uso de estacas mistas não se limita somente na região Nordeste do Brasil,

pois Dias e Pedreira (2006) descrevem o comportamento, com sucesso, de estacas

mistas de concreto armado (com diâmetro de 71,12 cm) com camisa metálica (chapa

de 9,53 mm) utilizadas no Porto Novo do Rio Grande, situado no estado do Rio

Grande do Sul.

Entretanto, o baixo uso da adoção de estacas mistas em obras correntes pelo

Brasil se deve ao fato de pouco se conhecer métodos de previsão de capacidade de

carga e de recalques, colaborando para adoção de outras soluções de fundações

em detrimento à solução com estacas mistas.

Contudo, a adoção de provas de carga estática e ensaios de carregamento

dinâmico em estacas mistas têm colaborado para aferição dos métodos de previsão

de capacidade de carga em estacas, visto que os resultados extraídos destes

ensaios mostram o comportamento da interação solo-estaca, contribuindo de

maneira relevante para que se utilize esta solução com maior confiabilidade, e

também, em projetos de fundações menos conservadores.

31

2.OBJETIVOS

2.1 Objetivo Geral

O objetivo desta pesquisa é avaliar o comportamento à compressão de uma

estaca mista, composta por segmentos de concreto armado circular vazado e por

segmentos de perfis metálicos e o comportamento de uma estaca pré-moldada

circular vazada, ambas instrumentadas em profundidade, empregando-se métodos

de capacidade de carga semiempíricos baseados no ensaio SPT, métodos de

previsão de capacidade de carga dinâmicos baseados em dados de controle de

cravação, como nega e repique e resultados de prova de carga instrumentada

realizada em solo sedimentar da região do Recife/PE.

2.2 Objetivos Específicos

Calcular a capacidade de carga à compressão pelos métodos

semiempíricos e dinâmicos citados na revisão bibliográfica;

Análises dos resultados de provas de carga estática;

Análise do mecanismo de transferência de carga das estacas;

Identificação das parcelas de resistência lateral e de ponta através de

instrumentação ao longo do fuste;

Análises do efeito das cargas residuais;

Análise da eficiência dos tipos de ligações em ponte completa e ¼ de

ponte, utilizadas na instrumentação da estaca metálica;

Avaliação dos perímetros e áreas de ponta da estaca metálica;

Avaliação do ganho de capacidade de carga da estaca mista em relação a

estaca pré-moldada com a inserção do elemento metálico abaixo do

segmento de concreto.

32

3.REVISÃO BIBLIOGRÁFICA

Neste capítulo, apresentam-se três tipos de soluções de fundações

profundas, estacas pré-moldadas de concreto, estacas metálicas e estacas mistas

pré-moldadas de concreto e metálica, bem como os diferentes tipos de controles de

cravação. Também, abordam-se os meios para a execução de provas de carga

estática instrumentadas e os diversos métodos de previsão de capacidade de carga,

baseados em métodos semiempíricos e dinâmicos.

3.1 Fundações

Segundo Crowther (1988), é fundamental que os projetistas de fundações

possuam conhecimento geotécnico e experiência na construção, pois somente desta

maneira é possível projetar fundações seguras, que atendam tanto o estado limite

de serviço, quanto o estado limite de utilização da estrutura.

É recomendado que a estrutura da obra civil seja dividida em duas partes,

afim de se possa entender melhor o funcionamento das fundações:

a)Superestrutura – Situada acima da superfície do terreno é composta por

elementos estruturais, tais como vigas, pilares, lajes, paredes, etc. (Figura

3.1);

b)Subestrutura – Possui a finalidade de transmitir as cargas da estrutura

(superestrutura) ao maciço de solo. É representada pelos elementos

estruturais (Figura 3.2).

Figura 3.1: Equilíbrio estático da superestrutura (AOKI et al, 2002).

De acordo com Cintra e Aoki (2010), “uma fundação é um sistema composto

pelo elemento estrutural e pelo maciço de solo que a envolve”, cujo objetivo deste

sistema é absorver e transmitir ao maciço às cargas aplicadas, promovendo desta

forma a garantia das condições mínimas de segurança da estrutura.

33

Figura 3.2: Equilíbrio estático da fundação (AOKI et al, 2002).

Logo, a fundação pode ser definida como um conjunto de elementos isolados

de fundação, dividida em dois grandes grupos:

Fundações superficiais ou rasas;

Fundações profundas.

A NBR 6122 (2010) define fundação profunda como: “Elemento de fundação

que transmite a carga ao terreno pela base (resistência de solo), por sua superfície

lateral (resistência de fuste) ou por uma combinação das duas, e que está assente

em profundidade superior ao dobro de sua menor dimensão em planta, e no mínimo

3 m, salvo justificativa. Neste tipo de fundação incluem-se as estacas, os tubulões e

os caixões”.

Vale lembrar que o projetista de fundações deve garantir três condições

básicas no dimensionamento do projeto: segurança, funcionalidade e durabilidade. A

primeira condição deve garantir que todos os coeficientes de segurança contra

ruptura, determinados por normas técnicas, sejam atendidos e respeitados. Na

segunda condição, deve-se garantir que as deformações e os deslocamentos sejam

compatíveis com o tipo e finalidade da estrutura, não interferindo desta forma na

funcionalidade do empreendimento, e a terceira condição tem por objetivo garantir,

que no mínimo, os materiais empregados nas fundações atendam a vida útil da obra

(ALONSO, 2004).

Gusmão (2008) cita que: “A escolha do tipo de fundação é um exercício de

engenharia muito complexo, que envolve um grande número de variáveis. Em geral

as pessoas pensam que apenas o terreno influencia nessa escolha, o que não é

verdade. De fato, o tipo de terreno, ou seja, os solos presentes e suas propriedades

geomecânicas são importantes na definição da fundação, mas o engenheiro

geotécnico deve levar em consideração outros vários aspectos, tais com os dados

da estrutura projetada, dados da vizinhança, dados da execução e dados

econômicos”.

34

3.2 Estacas

O uso de fundações por estacas ocorre desde a antiguidade, quando então

eram confeccionadas em madeira. Seu uso se tornou mais intenso a partir do século

XVIII, pois, a abundância deste material como o material e a mão de obra utilizada

tinha um baixo custo, ou seja, cravavam-se no terreno quantas estacas ele aceitasse

(ALBUQUERQUE, 1996).

Entretanto, somente a partir da revolução industrial no século XIX, devido à

necessidade de se baratear os custos das fundações de grandes prédios, iniciou-se

a sistematização do conhecimento adquirido. Pode-se dizer que pouco progresso na

arte das fundações ocorreu desde o tempo dos romanos e início do século XIX. Com

o advento de importantes descobertas em ramos da Engenharia, foi possível criar

condições para que a engenharia de fundações pudesse se fortalecer (FLEMING et

al, 1992).

Segundo Melo (2009), as estacas são consideradas como elementos

esbeltos, cuja relação entre o diâmetro e o seu comprimento (L/Ø) é muito grande.

Sua execução é realizada por meio de equipamentos ou ferramentas, sem a

necessidade de descida do operário em qualquer etapa. A função destes elementos

de fundação é promover, de forma segura, a transmissão das cargas da

superestrutura para as camadas mais resistentes do solo, quando as camadas

iniciais do terreno não possuem boa capacidade de suporte.

É possível executar estacas em diferentes tipos de solos e por diversos

métodos executivos. A Figura 3.3 mostra os principais tipos de estacas utilizados no

Brasil.

Figura 3.3: Classificação dos principais métodos executivos de estacas (VELLOSO E LOPES, 2002).

35

Dentre os tipos de fundações profundas, a NBR 6122 (2010) cita:

Estacas cravadas por percussão;

Estacas cravadas por prensagem;

Estacas escavadas, com injeção;

Estacas tipo broca;

Estacas apiloadas;

Estacas tipo Strauss;

Estacas tipo Franki;

Estacas escavadas;

Estacas “hélice contínua”;

Estacas mistas.

Logo, é possível separar os tipos de estacas em duas categorias: estacas

com deslocamento e estacas sem deslocamento (Tabela 3.1).

Tabela 3.1: Classificação das estacas (MELO, 2009).

Vargas (1977) orienta que a análise do comportamento das estacas deve

envolver a capacidade de carga e recalque das estacas isoladas, e estes mesmos

fenômenos em grupos de estacas.

Segundo Santos e Mota (2002), o bom desempenho de uma fundação em

estacas é diretamente proporcional a sua integridade. O mesmo cuidado deve ser

tomado com relação a sua a resistência estrutural e da resistência sistema solo-

estaca.

Velloso (1990) afirma que a qualidade de uma fundação compreende sua

adequação ao uso para o qual foi concebida, ou seja, tanto a partir de um rigoroso

controle de qualidade de uma obra de fundações, quanto como qualquer outra obra

de diferente natureza se pode avaliar, e dependendo dos resultados, deve-se tomar

a decisão de aprovar, aceitar ou recusar a mesma. Ainda segundo o autor, a

qualidade possui uma função pedagógica, devendo a mesma ser aplicada a toda

empresa, desde a sua direção até ao mais subalterno operário, ou seja, sem

distinção de cargos. Empresas que não adotam esta política de qualidade têm como

36

obstáculos a ignorância e a burocracia, que minimizam a qualidade e a garantia da

mesma, respectivamente.

Velloso (1990) cita, que a busca pela garantia da qualidade de uma fundação

requer a aplicação das seguintes condições:

Posicionar de forma clara e definida a política de qualidade a ser

adotada;

Definir de forma objetiva os procedimentos de garantia de controle de

qualidade e implementá-los no cronograma da obra;

A execução dos procedimentos de controle da qualidade deve ser

documentada, assim como seus resultados.

Caso o controle de qualidade não promova resultados significativos, o mesmo

deverá ser redirecionado no sentido de identificar os pontos de falhas e eliminá-los,

por meio de implementação de novas metodologias de trabalho, treinamento e até

mesmo substituição de profissionais inadequados às funções que exercem.

Contudo, o cumprimento dos formalismos da garantia da qualidade não

significa necessariamente que o bom desempenho esteja assegurado, pois um

ponto importante que diferencia um projeto de estrutura de um projeto de fundações

é que, no primeiro caso, as características dos materiais de construção são definidas

pelo projetista, enquanto no segundo se trabalha com o solo, que é um material não

fabricado pelo homem (VELLOSO, 1990).

3.2.1 Estacas pré-moldadas de concreto

A NBR 6122 (2010) define estaca pré-moldada de concreto como “estaca

constituída de segmentos de concreto pré-moldado ou pré-fabricado e introduzida no

terreno por golpes de martelo de gravidade, de explosão, hidráulico ou martelo

vibratório. Para fins exclusivamente geotécnicos não há distinção entre estacas pré-

moldadas e pré-fabricadas”.

Dentre todos os materiais da construção civil, o concreto é aquele mais

indicado à confecção de estacas, pois o mesmo possui alta resistência aos agentes

agressivos, e suporta muito bem as alternâncias de secagem e umedecimento.

Também, é possível executar tanto estacas de pequena quanto de grande

capacidade de carga.

As estacas pré-moldadas de concreto podem ser fabricadas em concreto

protendido e em concreto armado, sendo que as primeiras são fundidas com

concreto com fck superior a 35 MPa e estruturadas com aço CP RN 150 e R-175 com

37

bitolas de 5, 6 e 8 mm. A seção transversal da estaca pode ser circular, quadrada,

estrela ou sextavada, podendo apresentar seção de concreto cheia ou vazada

(Figura 3.4).

Figura 3.4: Tipos de estacas pré-moldadas de concreto (SOTEF, 2014).

Segundo França (2011), estacas pré-moldadas de concreto podem ser

constituídas de concreto armado ou protendido, apresentando como limitação seu

comprimento devido à dificuldade de transporte e manuseio das mesmas. Sua

armação apresenta como função principal resistir aos esforços decorrentes do

manuseio e içamento das estacas.

De acordo com Danziger et al, (2006), o uso de estacas pré-moldadas de

concreto é uma prática muito comum em fundações de edificações correntes no

Brasil, quando é imprescindível ultrapassar um estrato argiloso mole superficial e

transmitir as cargas ao horizonte resistente.

Uma grande vantagem no emprego de estacas pré-moldadas de concreto

está na boa qualidade do concreto que se consegue e na redução do ataque de

agentes agressivos, eventualmente encontrado no solo, que podem atrapalhar o

processo de pega e cura do concreto.

Outro ponto positivo é a segurança na passagem através de solos muito

moles que as estacas pré-moldadas oferecem, pois a concretagem in loco pode

apresentar problemas, como por exemplo, o estrangulamento do fuste durante o

processo de perfuração e concretagem e o aumento do sobreconsumo de concreto.

38

Entretanto, a principal desvantagem das estacas pré-moldadas de concreto é

a dificuldade de adaptação às variações do terreno. Caso a camada resistente

apresente variações na sua profundidade, e se a previsão de comprimento não for

feita cuidadosamente, é certo que ocorrerá problemas oriundos de corte ou quebra

de estacas, com prejuízos para a economia da obra.

As especificações de aceitação de estacas pré-moldadas em obras podem

ser vistas na NBR 16258, que entrou em vigor no começo de 2014, cujo objetivo não

é padronizar a fabricação de estacas no país, e sim apresentar requisitos mínimos

de projeto que garantam ao comprador um produto final com qualidade.

3.2.1.1 Capacidade de carga estrutural para estacas pré-moldadas

A carga estrutural que uma estaca pré-moldada pode suportar, é dada pela

Equação 3.1.

Qestrutural = σ . Acon (3.1)

Onde:

Qestrutural = capacidade de carga estrutural da estaca pré-moldada (kN);

σ = tensão aplicada à seção de concreto da estaca pré-moldada (kPa);

Acon = área útil da seção de concreto da estaca pré-moldada (m²);

A NBR 6122 (2010) limita a tensão máxima aplicada à seção de concreto da

estaca a 7 MPa quando não são executadas provas de carga estática (Tabela 3.2).

Logo, deve-se tomar cuidado com a capacidade de carga estrutural definida

em catálogos de empresas que produzem estacas pré-moldadas de concreto, pois

na maioria das vezes à tensão aplicada à estaca é superior à tensão limite definida

pela NBR 6122 (2010), e nem sempre são executadas provas de carga para conferir

se a estaca resiste a toda esta tensão aplicada.

39

Tabela 3.2: Especificações exigidas para execução de provas de carga estáticas (NBR6122, 2010).

3.2.2 Estacas metálicas

A NBR 6122 (2010) define estaca metálica como “estaca cravada, constituída

de elemento estrutural produzido industrialmente, podendo ser de perfis laminados

ou soldados, simples ou múltiplos, tubos de chapa dobrada ou calandrada, tubos

com ou sem costura”.

O uso de estacas metálicas no Brasil data de 1954. Tal solução foi utilizada,

pois as condições do terreno dificultavam a execução de quaisquer tipos de

fundação. Tratava-se de um estacionamento vertical, próximo ao largo São

Francisco/RJ, possuía um terreno irregular de aproximadamente 30 m de

profundidade, e em desnível mais de 18 m em direção a Avenida 23 de maio. Devido

ao fato de possuir uma escavação de 18 m para alcançar o nível de execução das

sapatas, a empresa Engenharia de Fundações S.A foi obrigada a desenvolver o

primeiro projeto de fundações em estacas metálicas no Brasil. Os Engenheiros

Lauro Rios e Professor Victor de Mello imaginaram a solução de dois perfis, sendo

um soldado pelas abas, formando um caixão. Atualmente, a solução é adotada de

forma normal na maioria dos casos de estaqueamento metálico. As obras do metrô

de São Paulo e do Rio de Janeiro adotaram a solução, a qual passou a ser

conhecida na época como “Solução Paulista” (VIEIRA, 2006).

Segundo Alonso (2008), o uso de perfis metálicos como elementos de

fundações profundas se tornou uma solução técnica e economicamente competitiva

com o advento de perfis laminados, utilizando-se aços de alta resistência (ASTM A

40

572 Grau 50) e a introdução das Estacas Metálicas de Seção Transversal

Decrescente com a Profundidade.

Falconi et al, (2008) afirmam que o surgimento de fundações em estacas

metálicas com “seção variável” ocorreu devido a necessidade de as mesmas serem

economicamente mais competitivas em relação a outras soluções de fundações

existentes no mercado. Neste tipo de solução, a estaca é formada por elementos de

seção transversal com dimensões geométricas semelhantes, porém com o peso

decrescente com a profundidade.

Gusmão et al, (2006) comentam que até o final da década de 1990, grande

parte das estacas metálicas utilizadas como elementos de fundação eram formadas

por trilhos usados (especialmente o TR-68). Entretanto, esta solução desapareceu

quase por completo do mercado de obras de grande porte (edifícios acima de 10

pavimentos), sendo substituídas por estacas formadas por perfis soldados e

laminados.

De acordo com Magalhães (2008), a maior capacidade de penetração no

solo, quando comparado com estacas pré-moldadas de concreto, tornou o uso de

estacas metálicas como fundações fundamentais em algumas situações especiais.

Vantagens tais como, fácil cravação provida de baixa vibração, elevada

resistência à flexão e flexibilidade quanto à manipulação, transporte, emendas e

cortes fazem com que o uso de estacas metálicas como elementos de fundações

seja viável tecnicamente, quanto economicamente (Alonso, 1998).

Além das características positivas citadas anteriormente por Alonso (1998),

ainda se destacam:

Ótima interação com a superestrutura;

Boa e eficiente penetração em solos de alta resistência;

Para cargas idênticas de serviço, possui menor peso em relação a

outros tipos de estacas;

Possibilidade de cravação sob elevadas tensões compressivas de

choque;

Permite um controle abrangente durante a sua execução.

Diversos estudos com estacas metálicas já foram realizados nos últimos anos

no Brasil. Paschoalim Filho (2008) apresentou em seu trabalho resultados provas de

carga estáticas lentas para diferentes tipos de estacas, dentre elas estacas

metálicas perfil I tipo W250x32,7 e estaca tipo trilho TR37. Ghilard (2005) apresenta

41

a comparação entre os resultados de estacas metálicas tubadas de ponta aberta e

fechada, cravadas na baixada santista.

3.2.2.1 Corrosão em estacas metálicas

De acordo com Cornfield (1974), estacas metálicas não totalmente enterradas

tendem a sofre mais intensamente o processo de corrosão, sendo assim é preciso

que seja previsto um tratamento especial para estes perfis metálicos expostos ao ar

livre.

De acordo com Pannoni et al (2008), o uso de estacas metálicas ocorre há

mais de 120 anos, e sua durabilidade excede as mais arrojadas estimativas teóricas

de durabilidade, especialmente em solos contaminados por produtos químicos ou

solos muito agressivos. Não se encontram, na literatura internacional, casos de

falhas estruturais causadas pela corrosão do aço.

Romanoff (1957) analisou estacas metálicas ainda em serviço na Holanda

(entre 7 e 40 anos de uso), enterradas em solos com grande variabilidade, desde

areias bem drenadas, até argilas impermeáveis, e constatou que a corrosão

observada nestes elementos de fundações era insignificante.

Os solos naturais são tão deficientes em oxigênio, que o aço não sofre

intensamente o ataque da corrosão. Logo, é imprescindível que haja a presença

simultânea de água e oxigênio para que ocorra o fenômeno da corrosão. Na

ausência de um destes elementos, o processo não irá ocorrer.

Embora o efeito da corrosão na estaca de aço totalmente enterrada seja

mínimo, a NBR 6122 (2010) determina que seja descontada uma espessura de

sacrifício para o cálculo da capacidade de carga da estaca metálica, tanto

geotecnicamente, quanto estruturalmente, conforme indicado na Tabela 3.3.

Tabela 3.3: Espessuras de sacrifício devido à corrosão de acordo com o tipo de solo (NBR6122, 2010).

42

3.2.2.2 Capacidade de carga estrutural para estacas metálicas

Nota-se que em estacas metálicas comprimidas e totalmente enterradas não

ocorre o fenômeno da flambagem. Logo, a NBR 6122 (2010) exige a verificação

quanto à flambagem quando as estacas tiverem sua cota de arrasamento acima do

nível do terreno, levada em conta a eventual erosão ou atravessar solos moles

(GERDAU, 2006).

De acordo com a NBR 6122 (2010), o cálculo da capacidade de carga

estrutural deve ser efetuado segundo a NBR 8800 (2008).

Logo, a carga estrutural pode ser computada como sendo:

Restrutural = (3.2)

Onde:

Restrutural = capacidade de carga estrutural do perfil metálico (kgf);

fy = tensão de escoamento do aço (kgf/cm²);

Aútil = área útil da seção do perfil metálico (cm²);

FS = fator de segurança adotado.

A NBR 6122 (2010) cita que as fundações profundas devem ser

dimensionadas com um fator de segurança maior ou igual a FS=2,0, porém é

possível trabalhar com o fator de segurança de FS=1,6, desde que seja executada

uma prova de carga estática prévia nas estacas que serão utilizadas no projeto de

fundações.

Pelo fato dos fatores de segurança exigidos pela NBR 6122 (2010) serem

maiores que os da NBR 8800 (2008), devem-se seguir as exigências determinadas

pela NBR 6122 (2010).

3.2.2.3 Capacidade de carga geotécnica à compressão para estacas

metálicas

No Brasil, a previsão da capacidade de carga geotécnica à compressão é

comumente realizada por meio de métodos semiempíricos, cuja origem se deu em

1975, quando então foi proposto o primeiro método brasileiro apresentado por Aoki e

Velloso. Desde então, vários autores apresentaram outros métodos, existindo hoje

uma experiência razoável dos profissionais que atuam na área de fundações

(GERDAU, 2006).

Atualmente no Brasil, a capacidade de carga geotécnica de estacas com

perfis metálicos tem sido objeto de estudo de diversos autores nos últimos anos, tais

43

como Rocha et al (2006), Gusmão (2006), Falconi et al (2008), Alonso (2008), Polido

et al (2008), Nogueira (2006), etc. Os resultados destas pesquisas têm mostrado

que, é fundamental considerar como ocorre a transferência de carga da estaca para

o terreno para a determinação da capacidade de carga geotécnica à compressão,

sendo possível ocorrer esta transferência por três modos diferentes:

Transferência de carga predominantemente por atrito lateral;

Transferência de carga por atrito lateral e ponta;

Transferência de carga predominantemente por ponta.

De acordo com Polido et al (2008), estacas metálicas longas que trabalham

predominantemente por atrito lateral, apresentam tensões de trabalho próximas ou

igual à capacidade de carga estrutural da estaca com resultados satisfatórios.

Entretanto, estacas longas que apresentam a transferência de carga

predominantemente por ponta, tendem a apresentar valores de tensões de trabalho

inferiores à capacidade de carga estrutural dos perfis metálicos, onerando os custos

das fundações.

Em geral, os métodos semiempíricos partem do pressuposto que a carga de

ruptura geotécnica à compressão é composta pela soma da parcela da resistência

lateral e resistência de ponta. No entanto, para estacas metálicas a área lateral e de

ponta a serem consideradas, dependem do tipo de solo onde as mesmas estão

cravadas, pois pode ocorrer o fenômeno do embuchamento nas mesmas.

De acordo com Langone (2012), as estacas metálicas por possuírem formas

geométricas como seção “H”, tubos metálicos vazados, ou ainda trilhos de trem

desgastados, ocasiona o questionamento quanto às áreas (ponta e lateral) a serem

utilizadas nos métodos de previsão de capacidade de carga.

Salgado (2006) chama a atenção de que o fenômeno do embuchamento não

ocorre em perfis “I” ou “H” cravados em areia, logo se tem para o atrito lateral, todo o

perímetro colado e para a base, apenas a área efetiva de aço. Contudo, o fenômeno

do embuchamento ocorre em argilas moles, onde se deve considerar a área formada

pelo contorno do retângulo envolvente à seção e para a resistência lateral a área

formada pelo perímetro do mesmo retângulo. Porém, para o caso de estacas

cravadas em argila rijas, o mesmo autor propõe utilizar a área do retângulo

envolvente para a resistência de ponta e a área lateral total do perfil para a

resistência de atrito (Figura 3.5).

44

Figura 3.5: Áreas para o cálculo de resistência de ponta e lateral para uma estaca metálica perfil “H” (a) areia, (b) argila mole e (c) argila rija. Linhas sólidas indicam área para o cálculo de atrito lateral. Área sombreada para o cálculo da resistência de ponta (SALGADO, 2006).

Segundo Alonso (1998), o ganho de área usado para calcular a resistência de

ponta é tão significativo que autores consideram a área de ponta igual à área

retangular que circunda estacas metálicas em perfis “I” ou “H”. Contudo, tal

consideração deve ser cuidadosamente avaliada, visto que o fenômeno do

embuchamento não pode ser medido, confirmado, ou até mesmo não ocorrer, além

de não ser equivalente em estacas de pontas fechadas.

Langone (2012) estudou o comportamento de estacas metálicas cravadas na

cidade de Porto Alegre/RS, e verificou uma grande variação de capacidades de

cargas obtidas por diversos métodos semiempíricos, quando comparados com os

resultados de provas de carga estática. Segundo o autor, estas discrepâncias se

devem, provavelmente, ao critério total de embuchamento total das estacas.

3.2.3 Estacas mistas

A NBR 6122 (2010) define estaca mista como: “estaca constituída por dois

segmentos de materiais diferentes (madeira, aço, concreto pré-moldado, concreto

moldado in loco, etc.)”.

Sendo assim, estacas pré-fabricadas, seja de madeira, concreto armado ou

protendido ou metálica, podem ser utilizadas como um único elemento estrutural

para a fundação ou pela associação de no máximo dois desses elementos, quando

desta maneira pode ser definida como estaca mista.

De acordo com Gonçalves et al (2012), o uso de estacas mistas como

solução de fundações profundas não se trata de novidade, embora seu uso é muito

pouco utilizado devido a uma série de dogmas e, pincipalmente, à escassez de

informações de cunho técnico que possibilitem aos diversos profissionais da área de

45

execução e projetos de fundações envolvidos, analisarem-nas e tirarem suas

próprias conclusões, a fim de que possam confiar neste tipo de solução.

Neto et al (2012) afirmam que visando a melhor opção técnica, produtiva e

econômica, optou-se pelo o uso de estacas mistas de concreto pré-moldado e

metálica para a obra do Cais de Atracação e Retroárea portuária do Terminal de

Contêineres da Margem Direita do Porto de Santos/SP.

Outra vantagem da sua utilização, além da questão econômica citada por

Neto et al (2012), é a possibilidade de cravar estacas mistas em camadas de argilas

médias e duras, pois a adoção de estacas pré-moldadas de concreto ou madeira

para este tipo de terreno poderia ocasionar inúmeras quebras de estacas, gerando

necessidade de reforços e, por consequência, aumento dos custos das fundações.

Neste caso, adota-se uma ponta metálica, que possui maior ductilidade,

associado ao fuste da estaca de concreto no trecho de solo de menor resistência. O

objetivo desta ponteira metálica (Figura 3.6) solidarizada à ponta é possibilitar a

cravação da estaca através destas camadas de argila com maior resistência, de tal

forma que o comprimento definido no projeto seja atingido sem ocasionar

levantamento das estacas vizinhas durante o processo de cravação, e também

garantir o engaste desta ponta em rocha, desde que sua superfície não seja

inclinada.

Figura 3.6: Estacas com ponteira metálica (GONÇALVES et al, 2012).

A Figura 3.7 mostra um procedimento adotado em obras portuárias, onde as

dimensões das estacas são significamente superiores às estacas utilizadas em

obras residenciais, onde não raramente são inseridas ponteiras metálicas com

dimensões muito próximas das estacas utilizadas. Neste caso, a finalidade do uso

da ponteira metálica é proporcionar o embutimento e o engaste da ponta da estaca

em solos de elevada resistência, ou seja, de difícil penetração.

46

Figura 3.7: Estacas com ponteira metálica para obras portuárias (GONÇALVES et al, 2012).

A Figura 3.8 apresenta mais alguns tipos de estacas mistas com diversas

configurações.

Figura 3.8: Exemplos de estacas mistas (ALONSO, 1998).

3.3 Tipos de fundações na cidade do Recife/PE

Com o aquecimento da economia a partir dos anos 2000, equipamentos de

fundações de grande porte, que até então eram somente encontrados na região do

eixo Rio de Janeiro – São Paulo, chegaram à cidade do Recife. Logo, o custo da

mobilização de equipamentos necessários para a execução de obras de fundações

passou a ser colocado em segundo plano pelo empreendedor, visto que a

constituição do solo de muitas localidades da cidade do Recife de bastante

complexibilidade (argilas orgânicas muito moles, por exemplo) poderia inviabilizar

tecnicamente o empreendimento.

47

De acordo com Santos et al, (2012), as soluções de fundações executadas na

cidade do Recife são basicamente divididas em dois grupos:

Fundações profundas: estacas tipo hélice contínua, pré-moldadas em

concreto, metálicas, tipo Franki e raiz;

Fundações superficiais: sapatas assentes em terrenos melhorados e

radier.

Devido ao nível do lençol freático se encontrar muito próximo da superfície do

terreno, o uso de fundações em tubulões a céu aberto é pouco frequente. Até

mesmo as pontes construídas recentemente na cidade, essa solução tem sido

preterida pelas estacas.

A Tabela 3.4 retrata a evolução da adoção de fundações profundas na cidade

do Recife, entre os anos de 2000 e 2010.

Tabela 3.4: Quantitativo dos tipos de fundações na cidade do Recife entre 2000 e 2010 (SANTOS et al, 2012).

De acordo com Santos et al, (2012), houve um aumento expressivo na

utilização de estacas do tipo hélice contínua nos últimos anos em Recife, visto que

por apresentar um processo executivo rápido e “silencioso”, condiciona esta solução

a ser adotada em detrimento às existentes no mercado. Entretanto, apresenta como

limitação seu uso em espessas camadas de argila mole e profundidades com

capacidade de suporte do solo maior que 30 m, devido à limitação dos

equipamentos existentes na região. A Figura 3.9 ilustra a evolução do número de

obras que foram realizadas fundações em estacas do tipo hélice contínua entre 2000

e 2010.

48

Figura 3.9: Evolução do número de obras em estacas tipo hélice contínua na cidade do Recife entre 2000 e 2010 (SANTOS et al, 2012).

De acordo com a Tabela 3.4, o uso de estacas tipo Franki sofreu uma queda

acentuada entre 2000 e 2010 no mercado recifense (Figura 3.10), atribuído

principalmente ao seu processo executivo, que produz ruídos e vibrações relevantes

na vizinhança, além de um período de execução elevado para os dias de hoje.

Figura 3.10: Evolução do número de obras em estacas tipo Franki na cidade do Recife entre 2000 e 2010 (SANTOS et al, 2012).

As estacas pré-moldadas possuem grande domínio no mercado de fundações

profundas em Recife, pois seu uso se aplica em obras de pequeno e médio porte.

No entanto, a adoção deste tipo de solução fica limitada em solos de profundidade

elevada que apresenta picos de resistência (NSPT >30 golpes/30 cm), podendo levar

a mesma à quebra (GUSMÃO, 2005).

49

Embora ainda limitado pelo alto custo dos perfis laminados, as estacas

metálicas ganharam espaço no mercado de fundações do Recife. Seu uso é

corrente em edifícios de elevado porte que apresentam esforços horizontais de

grande magnitude (devido ao efeito do vento). Além disso, sua utilização é quase

certa em camadas resistentes a altas profundidades (acima de 30 metros) quando

comparada a outros tipos de soluções de fundações (Santos et al, 2012).

O uso de estaca raiz não é muito comum, sendo esta solução somente

necessária quando se precisa engastar a ponta da estaca em camadas de rochas

resistentes. Entretanto, este tipo de perfil geológico não é encontrado na cidade do

Recife.

Mesmo com a adoção de técnicas de melhoramento de terreno com estacas

de areia ou em brita, brita e cimento e sapatas assentadas no próprio terreno

natural, o mercado de fundações superficiais de sapata apresentou pouca variação

no número de obras entre 2000 e 2010. Diversas sondagens com ensaio SPT em

várias localidades do Recife, executadas nestes dez anos, mostraram espessas

camadas de solos moles, que acabam por inviabilizar a adoção do uso de sapatas

como solução de fundações, pois os elevados recalques diferenciais que podem

ocorrer não são compatíveis com o projeto estrutural.

Figura 3.11: Evolução da frequência do tipo de fundação superficial na cidade do Recife entre 2000 e 2010 (SANTOS et al, 2012).

Embora as condições geotécnicas do solo local não forneçam elementos

técnicos para a adoção de fundações superficiais, a partir do ano de 2009 houve um

aumento significativo no uso de fundação do tipo radier, devido em grande parte aos

programas de moradia habitacional patrocinado pelo governo federal, como por

exemplo, o programa Minha Casa Minha Vida.

50

A Figura 3.12 mostra a evolução do emprego de radier entre o ano de 2000 e

2010.

Figura 3.12: Evolução do número de obras em radier na cidade do Recife entre 2000 e 2010 (SANTOS et al, 2012).

3.4 Instrumentação em estacas

A adoção da técnica de instrumentação ao longo do fuste das estacas

proporciona a medição dos valores de resistência lateral e ponta, em cada estágio

do carregamento. Logo, é possível analisar com mais detalhes, como ocorre o

processo de dissipação da carga em profundidade na camada de solo. Contudo,

somente com a mão-de-obra técnica especializada, preparação e instalação da

instrumentação, e na aquisição dos dados obtidos é possível garantir a

confiabilidade dos dados coletados.

França (2011) justifica em seu trabalho que a adoção de provas de carga

estática instrumentadas em profundidade é a técnica mais recomendada para

compreender melhor o mecanismo de transferência de carga em fundações

profundas, bem como a distribuição do atrito lateral, sendo ainda possível obter a

curva carga vs recalque e a consequente carga de ruptura, por ser uma técnica

muito confiável.

De acordo com Albuquerque e Melo (2014), a análise de comportamento de

transferência de carga de fundações profundas tem se tornado cada vez mais

importante na engenharia de fundações, e para isso, pode-se utilizar dentre várias

técnicas, o emprego de extensômetros elétricos de resistência (strain-gages).

51

Outras técnicas de instrumentação podem ser utilizadas em provas de carga

estática, tais como instrumentação com o tell tales, células expansivas ou

micrômetros deslizantes, porém será dada uma maior abordagem à instrumentação

com o emprego de strain-gages, cuja técnica foi utilizada neste estudo.

3.4.1 Extensômetros elétricos (strain gages)

Segundo Hoffman (1989), os extensômetros elétricos não são dispositivos

recentes, pois se tem conhecimento de sua existência desde a década de 30. São

constituídos basicamente por uma resistência elétrica tênue, com dois terminais,

montado sobre um suporte, que serve como isolante, de papel ou resina plástica e

coberta por uma capa de feltro ou de mesmo material do suporte.

Por serem sensíveis, os extensômetros elétricos transformam pequenas

deformações em variações equivalentes de sua resistência elétrica. O objetivo de

seu uso é de se medir e registrar o fenômeno da deformação como sendo uma

grandeza elétrica (ALBUQUERQUE E MELO, 2014).

De acordo com França (2011), o princípio do funcionamento dos

extensômetros elétricos é baseado na variação da resistência elétrica de um circuito

quando submetido a uma deformação. O Físico Sir Charles Wheatstone elaborou

uma ponte para a medição de pequenas variações de resistência, fato que ocorre

nos extensômetros. A Figura 3.13 representa a ponte Wheatstone.

Figura 3.13: Ponte de Wheatstone.

Onde:

VE = Tensão de entrada (mV);

VA = Tensão de saída (mV);

Ri = Resistência de cada ramo da ponte (Ω);

52

A Ponte de Wheatstone possui basicamente quatro resistores, sendo ligados

em série dois a dois e posteriormente ligados em paralelo, que estão ligados a uma

fonte de corrente elétrica e um galvanômetro.

A deformação depende da tensão aplicada e das características do material

do corpo solicitado, tais como limite de resistência, limite de proporcionalidade e

limite de escoamento. Como a maioria dos processos de cálculos são baseados em

tensões, torna-se necessário transformar o efeito das deformações, que podem ser

medidas, em tensões. A deformação em qualquer direção é composta por três

parcelas: deformação pelo efeito de Poisson, deformação causada pelo efeito da

temperatura e a deformação primária relacionada com a tensão naquela direção.

Devido ao dispositivo ser colado na superfície, o valor da resistência elétrica

varia proporcionalmente conforme a peça sofre deformação, logo o principal

problema passa a ser a umidade. Entretanto, o uso de técnicas de colagem e

impermeabilização consegue proteger os extensômetros contra a umidade,

promovendo de certo modo a permanência do zero.

A variação da temperatura corresponde a um dos mais importantes fatores a

serem considerados no uso de strain-gages por dois motivos: a diferença de

alongamento existente entre a peça, o suporte da grade e a grade propriamente dita

e a variação de resistividade com a temperatura.

Os resultados da medição alteram a medida que ocorre a variação da

temperatura, logo esta variação influencia a expansão linear do material e do fio do

extensômetro e também a variação da resistência específica do fio. A Equação 3.3

calcula a expansão livre do extênsômetro e do material:

ΔL = L0 . αL . Δt (3.3)

Onde:

ΔL = variação de comprimento do fio do extensômetro (m);

L0 = comprimento inicial do fio (m);

αL = coeficiente de dilatação do material ou coeficiente de resistividade (°C-1);

Δt = variação de temperatura (°C).

Os efeitos da temperatura podem ser minimizados de acordo com dois tipos

distintos de montagem dos strain-gages nas pontes resistivas: montagem de dois

cabos (meia ponte), montagem de três cabos (1/4 de ponte) e ponte completa.

A deformação aplicada ao extensômetro deve ser a mais próxima possível da

deformação da peça analisada. O cálculo da deformação da peça pode ser

53

calculado pela Equação 3.4, de acordo com a resistência e o coeficiente de

sensibilidade da peça, ambos fornecidos pelo fabricante.

Ɛ = = (3.4)

Onde:

Ɛ = deformação da peça analisada;

ΔR = variação de resistência do extensômetro medida na Ponte de

Wheatstone (Ω);

R = resistência inicial do extensômetro medida na Ponte de Wheatstone (Ω);

K = coeficiente de sensibilidade do material fornecido pelo fabricante.

Logo, fazendo-se a conexão do extensômetro na Ponte de Wheatstone é

possível medir, com grande precisão, pequenas deformações.

As Figuras 3.14 a 3.18 mostram alguns tipos de ligação que podem ser

realizadas.

Figura 3.14: Ligação 1/4 de ponte – 2 fios (PAULINO, 2011).

Figura 3.15: Ligação 1/4 de ponte – 3 fios (PAULINO, 2011).

54

Figura 3.16: Ligação 1/2 de ponte – ativo / passivo (PAULINO, 2011).

Figura 3.17: Ligação 1/2 de ponte – ativo / ativo (PAULINO, 2011).

Figura 3.18: Ligação ponte completa (PAULINO, 2011).

O tipo de ligação a ser adotado depende do tipo de sinal que se deseja obter,

ou seja, esforços axiais, momento, torção e temperatura. Entretanto, se houver falha

no esquema de ligação, corre-se o risco de se obter uma somatória de sinais, tais

como axial e momento, axial e temperatura, ou qualquer momento e temperatura.

Desta forma, a leitura obtida não corresponderá às deformações reais que

acontecem na peça submetida ao ensaio.

De maneira geral, pode-se dizer que na ligação em 1/4 de ponte se obtém

uma somatória de esforços axiais, momento e temperatura, sendo este último

corrigido caso se adote a técnica de dos três fios. Na ligação de 1/2 ponte é possível

obter a soma de momento e axial, eliminando neste caso o efeito de temperatura. Na

ponte completa é possível eliminar o efeito da temperatura e o esforço que se deseja

excluir.

55

Um ponto importante a ser analisado na ligação de 1/4 de ponte é a questão

do desvio de linearidade (Figura 3.19).

Figura 3.19: Desvio de linearidade na ligação de 1/4 de ponte (ALBUQUERQUE E MELO, 2014).

De acordo com Hoffman (1989), neste tipo de ligação há um desvio de

linearidade no trecho inicial e final de um ciclo de carregamento. Este fator é

importante e seus efeitos devem ser levados em consideração no planejamento do

processo de instrumentação.

Outro fator a ser observado com cuidado é o fenômeno da histerese,

caracterizada pelo erro de um transdutor que surge quando se executa leituras de

carga e descarga. Geralmente, uma mesma carga lida no sentido descendente

(descarregamento) é maior que a sua equivalente no sentido do carregamento

(Figura 3.20).

56

Figura 3.20: Fenômeno da histerese (ALBUQUERQUE E MELO, 2014).

3.4.2 Instrumentação em estacas pré-moldadas de concreto

O processo executivo de instrumentação em estacas pré-moldadas é mais

simples quando comparada com a instrumentação em estacas metálicas, visto que

todo o conjunto da instrumentação é colocado no interior da estaca, ocasionando de

certa maneira a proteção dos sensores.

Na sua pesquisa de mestrado, Albuquerque (1996) instrumentou uma estaca

pré-moldada de concreto protendido, seção circular, com diâmetro de 0,18 m,

visando compreender o mecanismo de transferência de carga após a execução de

duas provas de carga na mesma estaca, dentro de um intervalo de 44 dias. A

instalação da instrumentação ocorreu durante a fase de fabricação da estaca pré-

moldada, visto que a instalação de uma bainha de aço corrugado, executada nesta

etapa, permitiu que as barras instrumentadas pudessem ser inseridas

centralizadamente à estaca, após o término da sua cravação. A união entre a

instrumentação e à estaca se deu por meio da injeção de calda de cimento através

da bainha.

Menezes (2004) apresenta resultados de provas de cargas instrumentadas à

compressão e carregamento horizontal em oito estacas pré-moldadas de concreto,

executadas em solos porosos na região central do Brasil. Para a realização das

provas de carga horizontais, instrumentou-se a estaca em oito níveis de

profundidade, as quais mediram sua inclinação. Para as provas de carga à

compressão, inseriram-se 5 barras instrumentadas ao longo do fuste da estaca,

sendo o primeiro nível instalado próximo à cabeça da estaca e livre das camadas

57

iniciais de solo, objetivando a determinação do Módulo de Young da estaca inserida

no solo.

Langone (2012) analisa em seu trabalho os dados da instrumentação de dez

estacas pré-moldadas de concreto, com diâmetros entre 0,28 m e 0,80 m, com

seções circulares vazadas e quadradas maciças, cujo objetivo fora comparar os

valores de resistência lateral e de ponta, estes gerados através da instrumentação,

com os valores obtidos a partir de métodos semiempíricos baseados em ensaios

SPT e CPT.

Soares (2006) instrumentou diversas estacas pré-moldadas cravadas em

depósitos de argila mole na região do Recife/PE, porém não obtendo resultados

confiáveis da instrumentação de algumas estacas, seja por falha ou danificação da

instrumentação durante o processo de cravação das estacas, o que mostra que este

processo deve ser realizado rigorosamente.

3.4.3 Instrumentação em estacas metálicas

A instrumentação em estacas metálicas tem sido adotada por diversos

pesquisadores em seus trabalhos, visto que é uma ferramenta que retrata a

interação solo-estaca o mais próximo do real.

A determinação das parcelas de resistência por atrito lateral e de ponta de

uma estaca metálica requer a execução de provas de carga estática, e

preferencialmente instrumentadas em profundidade. Polido et al (2008) apresentam

os resultados de duas provas de carga instrumentadas em profundidade, onde os

resultados da instrumentação revelaram que a transferência de carga ocorreu

predominantemente por atrito lateral.

Polido et al (2012) citam o caso de uma prova de carga em estaca metálica à

compressão cravada até o impenetrável, com nega muito próxima de zero, e

instrumentada com cinco níveis com strain-gages, onde, embora tenha sido tomado

o máximo de cuidado, os resultados obtidos da instrumentação em profundidade se

mostraram inconsistentes.

Face à grande dificuldade de se instrumentar estacas metálicas cravadas até

o impenetrável, tem sido empregada a técnica de instrumentar estacas pilotos em

provas de carga estática. Polido et al (2012) adotaram esta técnica em duas provas

de carga estática à compressão numa obra em Vitória/ES, em duas estacas pilotos

similares, de perfil metálico W200x41,7 da Gerdau Açominas, constituídas de aço

58

ASTM A572 grau 50, com tensão de escoamento fy = 345 MPa, cujos objetivos

foram determinar as parcelas de resistência de atrito lateral e resistência de ponta, e

analisar a questão da geometria da seção da estaca a ser utilizada para o cálculo da

capacidade de carga geotécnica à compressão através de métodos semiempíricos.

Proteger os sensores durante a cravação do elemento metálico é um grande

desafio que requer muitos cuidados, visto que sua fixação ao nível pré-determinado

é realizado na parte externa da estaca, ao contrário do que ocorre nas estacas

moldadas in loco. Logo, muitas instrumentações em perfis metálicos não fornecem

leituras condizentes com a realidade, devido ao dano no sensor e aos cabos durante

o processo de introdução da estaca no solo.

Outro cuidado a ser tomado na instrumentação de estacas metálicas é a

execução de soldas muito próximas aos sensores, visto que o calor gerado por este

processo pode danificá-los e comprometer a funcionalidade dos mesmos.

Recomenda-se executar as soldas anteriormente à instalação dos sensores.

Poucos trabalhos sobre esta técnica foram encontrados na literatura de

maneira geral.

3.5 Cravação de estacas de fundação

De acordo com Santos (2000), o processo de cravação de estacas como

elementos de fundação para determinadas estruturas é uma prática antiga, como por

exemplo, palafitas de madeira encontradas em regiões lacustres datadas da idade

pré-histórica. Ao longo do tempo, os materiais de construção utilizados bem como os

processos construtivos têm sido objeto de sucessivos melhoramentos, devido ao

aumento do porte das edificações e a minimização da relação custo benefício.

Paikowsky & Chermauskas (1992) citam que arqueólogos encontraram

estacas de madeira, totalmente íntegras, com idades estimadas de 2000 a 4000

anos, na região de Lake Constance, entre a Suíça e a Alemanha. Ainda segundo os

autores, existem estacas cravadas com idade entre 1000 e 1300 anos em Amsterdã

e Veneza.

Dentre as inúmeras criações de Leonardo da Vinci (1452-1519) consta uma

“máquina de cravar estacas”, cujo modelo se encontra exposto no museu Nacional

da Ciência e Tecnologia de Milão, na Itália.

A partir do século XIX, com o advento da revolução industrial, ocorreu um

intenso desenvolvimento de equipamentos movidos à combustão vegetal, que

59

geravam vapor, como por exemplo, locomotivas a vapor. Neste cenário, surgiram os

primeiros bate-estacas a guincho, com propulsão a vapor, eliminando a necessidade

de energia humana e animal para a execução deste trabalho.

Atualmente, o sistema de cravação que utiliza o vapor como fonte de energia

foi substituído por equipamentos movidos à energia a ar comprimido.

De acordo com Paraíso e Costa (2012), no início do século XIX se iniciou a

era dos martelos mecânicos, entretanto martelo movidos a vapor são utilizados

especificamente na cravação de estacas tubulares de aço de grande diâmetro

utilizadas como fundações para plataformas off shore, constituídos de peso de até

200 toneladas com altura de queda padrão de 1,2 m.

A Alemanha foi pioneira na fabricação de martelos a diesel no início da

década de 1920, sendo que após a segunda guerra mundial os Estados Unidos

começaram a produzir estes equipamentos.

No Brasil, os martelos a diesel, tradicionalmente utilizados, são fabricados

pela KOBE, DELMAG, PILECO, entre outros.

Com relação aos martelos hidráulicos, considerados martelos de última

geração, sabe-se que o primeiro equipamento fora fabricado nos países

escandinavos, na década de 1960, utilizado para cravar estacas pré-moldadas de

concreto. O grande peso do martelo associado à baixa altura de queda confere

baixa velocidade de impacto nas estacas.

Martelos Hidráulicos de elevado desempenho se apresentam no mercado de

fundações como opção extremamente atraente do ponto de vista da relação custo-

benefício, e capacitados a cravar estacas pré-moldadas de concreto e de aço de

qualquer natureza. Observa-se ainda que em vários modelos, os martelos

hidráulicos estão equipados com sistema computacional que permite medir a

velocidade de impacto e consequentemente a energia cinética (Ek) no momento do

golpe, permitindo avaliar a sua real eficiência quando da obtenção da energia

transferida através da instrumentação PDA (PARAÍSO E COSTA, 2012).

Dentre as principais empresas fabricantes de martelos hidráulicos, destacam-

se a IHC, BANUT, MENCK, BSP, ICE, JUTTAN, dentre outros, com opção de até

150 toneladas de peso e cravação subaquática.

Com relação aos martelos vibratórios, observou-se que os primeiros foram

fabricados na antiga União Soviética antes e durante a segunda guerra mundial.

Após o término do evento, os Estados Unidos da América entraram fortemente no

60

mercado de fabricação, oferecendo como opção martelos com força centrífuga de

até 4000 kN. Entretanto, no Brasil a utilização de martelos vibratórios vem crescendo

nos últimos anos. A Tabela 3.5 mostra algumas comparações de martelos utilizados

na cravação de estacas.

Tabela 3.5: Análise comparativa entre martelos utilizados para a cravação de estacas (PARAÍSO E COSTA, 2012).

Quanto ao tipo de energia utilizado para a cavação das estacas, destacam-se

dois tipos: energia potencial (Ep) ou energia cinética (Ek), mediada em um

infinitésimo de tempo de segundo.

Do ponto de vista matemático, energia é definida como produto de uma força

por uma distância percorrida na mesma direção da força. Logo, a energia potencial

(Ep) de um martelo é dada por:

Ep = Pm . h (3.5)

Onde: Pm = Peso do martelo (kN);

h = altura de queda do martelo (m).

O trabalho dado pelo martelo em queda livre percorrendo a distância h

corresponde a energia cinética (Ek), quando então a energia potencial (Ep) se

transforma em energia cinética (Ek), sendo a energia potencial igualada a zero no

final do processo:

Ek = . . vi²; (3.6)

Onde: g = aceleração da gravidade (m/s²);

Vi = (velocidade de impacto sem perdas) (m/s) (3.7)

61

No entanto, ocorrem perdas de atrito na queda livre, considera-se então:

Ep =( . h) . ƞ (3.8)

Onde: ƞ = fator de eficiência.

Assim sendo, tem-se como condição real:

V0 = (3.9)

Ek = . . v0² (3.10)

A aquisição de dados de deformação específica e aceleração medida próximo

ao topo das estacas podem ser obtidas através do ensaio de carregamento dinâmico

PDA (Pile Driving Analyzer), os quais são convertidos em força (F) e velocidade (v),

respectivamente. Desta maneira, é possível calcular a energia real transferida (EMX)

na estaca para cada golpe específico, dado por:

E(t) = (3.11)

O máximo valor de E(t) na curva é a informação mais importante que

determina o desempenho do sistema de cravação e acessórios operacionais de

amortecimento.

Também denominado de ENTHRU, o valor máximo de EMX na curva permite

classificar o sistema de cravação pela eficiência de energia transferida às estacas.

De acordo com Fellenius (2009), a relação entre o valor de EMX e Ep ou Ek

(caso medida no impacto), define a eficiência global do sistema de cravação ETR

(Energy Transfer Ratio):

ETR = = (3.12)

Vale ressaltar a importância da energia potencial disponível (Ep) especificada

pelos fabricantes de martelos diesel, hidráulicos, etc, disponibilizada nos catálogos,

pois esta informação é fundamental para se prever o comportamento operacional do

bate-estaca na obra.

Além disso, sabe-se que nos catálogos referentes aos fabricantes de martelos

hidráulicos de elevado desempenho, frequentemente, encontram-se informações de

eficiência, denominada por hamer efficiency (eh), definida na relação entre a energia

cinética (Ek) no momento do impacto e a energia cinética ideal, função da velocidade

de impacto (FELLENIUS, 2009).

62

Entretanto, a velocidade de queda ideal seria aquela que ocorresse sem

perdas, ou seja, queda livre no vácuo, o que é praticamente impossível.

As Figuras 3.21 a 3.26 apresentam os resultados estatísticos que configuram

o desempenho de martelos a diesel, a ar comprimido (a vapor) e hidráulico na

cravação de estacas pré-moldadas de concreto, madeira e aço nos EUA.

Nas figuras supracitadas os valores encontrados na abcissa corresponde a

eficiência para uma amostra de N estacas cravadas, sendo o eixo da ordenadas

correspondente a frequência de uma determinada eficiência:

Figura 3.21: Dados estatísticos de eficiência de martelos a diesel utilizados para cravar

estacas pré-moldadas de concreto e estacas de madeira (GRL ENGINNERS, 2009).

63

Figura 3.22: Dados estatísticos de eficiência de martelos a diesel utilizados para cravar

estacas metálicas (GRL ENGINNERS, 2009).

Figura 3.23: Dados estatísticos de eficiência de martelos a ar comprimido para cravar

estacas pré-moldadas de concreto e estacas de madeira (GRL ENGINNERS, 2009).

64

Figura 3.24: Dados estatísticos de eficiência de martelos a ar comprimido para cravar

estacas metálicas (GRL ENGINNERS, 2009).

Figura 3.25: Dados estatísticos de eficiência de martelos hidráulicos para cravar estacas

pré-moldadas de concreto e estacas de madeira (GRL ENGINNERS, 2009).

65

Figura 3.26: Dados estatísticos de eficiência de martelos hidráulicos para cravar estacas

metálicas (GRL ENGINNERS, 2009).

Em relação às figuras anteriores, observa-se que os martelos hidráulicos se

mostram mais eficientes, sendo os martelos a diesel menos eficientes, pois na pré-

compressão se perde de 20 a 30% da energia potencial disponível, quando ainda

nem se quer ocorreu o impacto na cabeça da estaca.

Fellenius (2009) cita que martelos de queda livre acionados a cabo com um

guincho mecânico apresentam eficiência de no máximo 50%, sendo este dado

confirmado na prática de estacas cravadas com este martelo no Brasil.

3.5.1 Cravação de estacas em solos arenosos

De acordo com Tomlison (1957, 1970, 1971), estacas cravadas em solos

arenosos (areias ou areias com pedregulhos) permitem que no instante da cravação

estes solos sejam empurrados para baixo até uma profundidade limitada, gerando

uma película de areia ou mistura de areia e argila compacta em torno do fuste. Esta

película possui alto valor de atrito lateral, de modo que estacas cravadas a

penetrações de menos de 20 diâmetros dentro de solos coesivos rijos, podem

apresentar uma resistência devido ao atrito que excede em 1,25 vezes a resistência

não drenada ao cisalhamento do solo. Porém, esta resistência diminui conforme a

profundidade de penetração aumenta, e o coeficiente de adesão tende a diminuir

66

com o aumento da resistência ao cisalhamento do solo (SIMONS & MENZIES,

1981).

Segundo Velloso e Lopes (2002), estacas cravadas em solos arenosos ou

granulares, com pouca a média compacidade, causam uma compactação destes

solos à medida que o volume da estaca, introduzida no terreno, acarreta uma

redução no índice de vazios (Figura 3.27).

Figura 3.27: Efeitos da cravação em solos arenosos (VELLOSO E LOPES, 2002).

3.5.2 Cravação de estacas em solos argilosos saturados

Segundo Simons & Menzies (1981), o processo de cravação de estacas em

solos argilosos (argilas ou siltes moles) promove a formação de uma película em

volta do fuste da estaca que é empurrada para baixo até uma profundidade limitada.

Devido ao adensamento, esta película tende a aumentar a resistência da estaca ao

cisalhamento.

Observa-se em estacas cravadas em solos argilosos o deslocamento do

mesmo volume de solo que a própria estaca. Durante o processo de cravação de

estacas nestes solos saturados, formam-se no subsolo poropressões ao longo do

67

fuste da estaca devido à baixa permeabilidade da argila, onde estes excessos de

poropressão ou amolgamento se dissipam logo após a execução da cravação

(VELLOSO E LOPPES, 2002).

Figura 3.28: Efeitos da cravação em solos argilosos saturados (VELLOSO E LOPES, 2002).

3.5.3 Recomendações para o processo de cravação de estacas

Embora a NBR6122 (2010) faça menção de que o processo de cravação de

estacas pré-moldadas de concreto possa der realizada por prensagem ou vibração,

na prática isso costuma ser feito por percussão.

De acordo com a NBR6122 (2010), a escolha do equipamento para a

cravação deve ser determinada de acordo com o tipo e dimensão da estaca,

características do solo, condições da vizinhança, características do projeto e

peculiaridades do local.

Ainda, a NBR6122 (2010) afirma que o sistema de cravação deve ser

dimensionado de modo a garantir que a estaca atinja a profundidade determinada no

projeto, sem danificá-la. Logo, o uso de martelo mais pesados, com menor altura de

queda, é mais eficiente do que o de martelos mais leves, com grande altura de

queda, mantendo o mesmo sistema de amortecimento.

No campo técnico, há um consenso entre diversos profissionais onde os

mesmos recomendam que para a cravação de estacas pré-fabricadas por

68

percussão, para a carga de trabalho de até 1,3 MN, quando empregado o martelo do

tipo queda livre, a relação entre o peso do martelo e o peso da estaca deve ser o

maior possível, não se utilizando martelos com peso inferior a 18 kN, nem relação

entre o peso do martelo e o peso da estaca inferior a 0,75.

Entretanto, a relação entre o peso do martelo e a carga admissível da estaca

a ser cravada é válida desde que sejam atendidas as seguintes condições:

Martelos com peso não inferior a 40 kN para estacas com carga

admissível maior ou igual a 0,7 MN;

Para estacas cuja carga de trabalho seja superior a 1,3 MN, a escolha

do sistema de cravação deverá ser analisada em cada caso. Ainda

persistindo dúvidas sobre a capacidade de carga da estaca, devem-se

ser executadas provas de carga estática ou ensaios de carregamentos

dinâmicos para a validação dos resultados.

Recomenda-se a execução de um estudo da cravabilidade das estacas pré-

moldadas de concreto no terreno, a fim de que se possa adotar o equipamento

adequado a esta tarefa, sem comprometer a integridade estrutural do elemento. O

uso de martelos leves, com elevadas alturas de queda, pode ocasionar quebras

frequentes dos elementos pré-moldados, decorrentes das excessivas tensões

geradas no processo de cravação.

3.6 Controles de cravação de estacas

3.6.1 Nega e repique

De acordo com Aoki (1986), o controle tradicional de cravação é realizado

através da medida de nega, ou seja, o deslocamento plástico do solo medido no

topo da estaca.

A NBR61122 (2010) define nega como: “medida de penetração permanente

de uma estaca, causada pela aplicação de um golpe de martelo ou pilão, sempre

relacionada com a energia de cravação”. Dada a sua pequena grandeza, em geral é

medida em série de dez golpes.

Segundo Velloso e Lopes (2002), a avaliação à cravação de uma estaca pode

ser realizada por diferentes maneiras, sendo que a forma mais simples consiste em

riscar uma linha horizontal na estaca com uma régua apoiada em dois pontos das

torres do bate estaca. Ocorrido dez golpes, risca-se novamente, mede-se a distância

entre os dois riscos e divide este resultado por dez, obtendo-se a penetração média

por golpe, resultando na nega (Figura 3.29a).

69

Além da maneira de medição de nega descrita no item anterior, pode-se

prender uma folha de papel ao fuste da estaca e no momento do golpe passar um

lápis na horizontal, com o auxílio de uma régua apoiada em pontos fora da estaca.

Neste caso, o lápis deixará marcado no papel o movimento da estaca a receber o

golpe do martelo (Figura 3.29b). Este registro indicará a nega e o repique da estaca

(VIEIRA, 2006).

De acordo com a NBR6122 (2010), define-se repique como: “parcela elástica

do deslocamento máximo de uma estaca decorrente da aplicação de um golpe de

martelo ou pilão”.

Figura 3.29: (a) Medida simples de nega. (b) Medida de nega e repique (VELLOSO E LOPES, 2002).

Ainda segundo a NBR 6122 (2010) leituras de nega e repique devem ser

realizadas em todas as estacas, atendendo-se às condições de segurança.

O registro da nega e do repique pode ser efetuado através de procedimentos

manuais, mecânicos ou eletronicamente, sendo os procedimentos manuais mais

empregados na engenharia de fundações no Brasil. Embora o procedimento de

medida seja fácil de executar, aquelas obtidas pelo processo manual apresentam

grandes limitações, sendo a maior delas a forma do gráfico obtido durante o registro,

pois este sofre grande influência dos deslocamentos horizontais produzidos pelos

impactos do martelo de cavação, além da destreza do técnico neste momento. Outro

ponto desfavorável é o risco de acidentes devido à necessidade de o técnico

permanecer próximo da estaca durante a medição. Logo, tais limitações que

ocorrem na leitura manual de nega e repique fazem com que se obtenha uma

medição imprecisa e arriscada (MAIA, 2008).

O registro das medidas de nega e repique de forma eletrônica ou mecânica

difere do processo manual no princípio do registro dos dados. Em ambos os casos, o

70

deslocamento da estaca é transmitido ao sistema de aquisição de forma mecânica,

sendo no caso dos equipamentos mecânicos o registro efetuado diretamente no

papel. Entretanto, para os eletrônicos, o registro é executado por meio de

transdutores e sistemas de aquisição de dados. Exemplos destes sistemas são

apresentados por Machado e Dionízio (1991) e Aoki et al (1990). Como

desvantagem, em ambos os equipamentos os sistemas são de complexa instalação

e sofisticados, obrigando a necessidade de técnicos com experiência de operação.

A Figura 3.30 mostra os registros de nega e repique executados pelo

processo manual e mecânico.

Figura 3.30: Medida de nega e repique obtidos pelo processo mecânico e manual (MAIA, 2008).

3.6.2 Diagrama de cravação

De acordo com Vieira (2006), o diagrama de cravação é a representação do

registro do número de golpes do martelo necessário para cravar um dado

comprimento de estaca. Este número possui uma relação direta com a nega, pois

através da divisão do comprimento escolhido pelo número de golpes do martelo se

obtém a nega (média daquele comprimento). A Figura 3.31 mostra em exemplo do

registro e o diagrama de cravação de uma estaca metálica.

71

Figura 3.31: Planilha preenchida em campo e representação gráfica do diagrama de cravação (VIEIRA, 2006).

Segundo a NBR 6122 (2010), deve-se elaborar o diagrama de cravação para

100% das estacas cravadas.

De acordo o manual da ABEF (Associação Brasileira de Empresas de

Fundações) (1999), o diagrama de cravação é definido como um documento de

registro do número de golpes necessários para a penetração, em geral 0,5 m, ou 1,0

m. Geralmente, no Brasil é elaborado o diagrama de cravação em intervalor de

medição de 0,5 m, contudo há casos excepcionais que o registro é executado se

adotando intervalos de medição com 1,0 m.

Entretanto, a eficácia do diagrama de cravação como instrumento do controle

do estaqueamento somente será possível, se durante a fase de cravação da estaca

seja mantida a altura de queda do martelo, evitando desta maneira a variação da

energia aplicada à estaca. Alturas menores de queda são utilizadas quando se

devem atravessar camadas de argila mole, onde nestes casos é imprescindível

anotar a nova altura de queda utilizada. Sendo assim, é possível comparar o

diagrama de cravação de uma estaca com a sondagem SPT executada próxima à

estaca, desde que sejam tomados os devidos cuidados (VIEIRA, 2006).

72

3.7 Provas de carga em estacas

A natural dificuldade em conhecer as propriedades dos solos onde as

fundações serão construídas, as alterações das condições iniciais provocadas pela

execução das estacas e o comportamento complexo do conjunto solo-estaca, de

difícil modelagem numérica ou analítica, justificam a necessidade da utilização deste

ensaio em verdadeira grandeza (ALBUQUERQUE, 1996).

As provas de carga promovem a garantia da segurança do desempenho dos

elementos de fundações, visto que, esta confirmação, de acordo com Niyama et al

(1998), é mais complicada do que em qualquer outra etapa da obra, porque não é

possível visualizar os elementos de fundações após sua execução.

Camapum de Carvalho et al (2010) afirmam que o estudo e comportamento

de fundações profundas requerem maior controle, tecnologia e análise, sendo isto

possível somente a partir da execução de provas de carga convencional ou provas

de carga instrumentadas.

Aledi e Polido (2008), também afirmam que a prova de carga é o ensaio mais

confiável para avaliar a capacidade de carga, embora os métodos semiempíricos

desenvolvidos no Brasil tenham se desenvolvidos nas últimas décadas.

De acordo com Décourt (1996), poucas obras de engenharia geotécnica

utilizam provas de carga como elemento de projeto, principalmente por questões de

custos e prazos. Contudo, a dificuldade de se analisar as transferências de carga da

estaca, as alterações iniciais causadas pela execução do elemento de fundação e a

heterogeneidade dos solos justificam a adoção e execução de provas de carga.

Além disto, este ensaio é considerado a forma mais eficiente e correta de se avaliar

o comportamento da curva carga vs recalque e determinação da carga de ruptura.

Segundo Albuquerque (2001), os principais motivos que levam a execução de

provas de carga são:

Segurança contra a ruptura para determinada carga de trabalho;

Definição da carga de ruptura;

Análise da integridade estrutural do elemento de fundação;

Obtenção da curva carga vs recalque.

A NBR 6122 (2010) cita como objetivos das provas de carga a avaliação da

deformação e resistência do solo ao efeito de um carregamento.

No que diz respeito à interpretação da prova de carga, a NBR 6122 (2010)

recomenda as seguintes avaliações:

73

Velocidade do carregamento;

Estabilização dos recalques;

Natureza do terreno.

Ainda, as provas de carga podem ser divididas em três grupos:

Prova de carga direta sobre a superfície do terreno (NBR 6489, 1984);

Prova de carga estática (estaca e tubulões) (NBR 12131, 2006);

Ensaio de carregamento dinâmico (estacas) (NBR 13208, 1994).

3.7.1 Prova de carga estática à compressão em estacas

Atualmente, a prova de carga estática na estaca é considerada como o tipo

de ensaio mais importante para a engenharia de fundações, no quesito avaliação da

capacidade de carga. De acordo com Vargas (1990), o uso de provas de carga

estática como elemento de avaliação de fundações foi introduzido no Brasil pela

Companhia Internacional de Estacas Frankignoul, a qual solicitou ao IPT a

coordenação e execução do ensaio. Vargas (1990) cita que o primeiro ensaio foi

executado em estacas do tipo Franki das fundações da Estação da Estrada de Ferro

Noroeste, em Bauru, SP, executada pelo IPT em 1936, dois anos antes da

instalação da sua Seção de Solos e Fundações. Segundo Massad (1985), estas

provas de carga foram executadas adotando a norma alemã DIN 1054 (1934) e, a

partir de 1939, sofreram influencia do Código de Boston, elaborado em 1936 e

publicado em 1944.

Segundo Vargas (1990), a execução da primeira prova de carga estática no

Rio de Janeiro ocorreu em 1942, no Instituto de Resseguros do Brasil. Ainda

segundo o autor, é notável o trabalho de Costa Nunes, que propôs a “Norma para

Prova de Carga em Estacas”, apresentada e debatida na 6° reunião da ABNT

(Associação Brasileira de Normas Técnicas), realizada em 1945. Contudo, a primeira

norma brasileira sobre o ensaio foi publicada somente em 1951, a NB-20, que

prescreveu o ensaio em incrementos lentos de carga, possibilitando desta maneira a

escolha das cargas admissíveis através da observação dos recalques.

De acordo com Fellenius (2011), a prova de carga estática é o ensaio mais

indicado para confirmar ou prever a capacidade de carga em estacas, além de

verificar a magnitude dos recalques.

Entretanto, a execução deste ensaio em determinadas obras é afetada pelo

seu alto custo. Estima-se que o custo da execução deste ensaio seja de U$ 10,00

por kN de carga (VELLOSO E LOPES, 2010). Tendo em vista a redução de custos e

74

prazos, a NBR 6122 (2010) permitiu a troca de cada prova de carga estática por

cinco ensaios de carregamento dinâmico, entretanto, manteve a orientação de, pelo

menos, a execução de uma prova de carga estática (conforme os critérios mínimos

para isto).

Hoje no Brasil, a NBR 12131 (2006) é a norma regulamentadora da prova de

carga estática. Nos estados unidos, são utilizadas as normas ASTM D3689 (2007) e

ASTM D1143 (2013).

Segundo Milititisky (1991), a análise comparativa entre os resultados de uma

prova de carga estática somente pode ser feita, caso a execução do ensaio siga

rigorosamente as orientações da norma vigente.

Niyama et al (1998) caracterizam as provas de carga estática nas estacas

como um ensaio do tipo tensão vs deformação, onde seus resultados servem de

base para a avaliação do desempenho do elemento de fundação, em relação à

ruptura e aos recalques, com a grande vantagem de considerar a interação solo-

estaca, visto que alterações decorrentes da execução dos trabalhos na infraestrutura

da obra, execução de fundações e outros elementos podem influenciar esta

interação.

Segundo Santos e Pereira (2002), os principais pontos a serem observados

que estão associados a uma prova de carga estática é o número de ensaios a

realizar, o tipo de carregamento, a escolha do sistema de reação, entre outros.

Quanto à definição do número de ensaios de carga compatíveis para o

determinado projeto de fundações, Fonseca (2006) orienta avaliar: experiências

documentadas do comportamento do mesmo tipo de estacas em situações

semelhantes, variabilidade dos terrenos de fundação (em planta), o número total de

estacas e dos tipos de fundações a dimensionar.

A verdadeira importância da execução de provas de carga estática na

engenharia de fundações é bem definida por Milititisky (1991) quando cita que “as

provas de carga constituem técnica insubstituível para o estudo e comportamento de

fundações profundas sob carga, devendo reproduzir, da forma mais próxima, das

condições reais da fundação, não somente no que se refere à geometria ou técnica

construtiva, mas ao tipo de carregamento real da estrutura”.

75

3.7.2 Sistema de reação para as provas de carga estática à compressão

Atualmente no Brasil, há algumas opções de sistemas de reações que podem

ser utilizadas para a execução de provas de carga estática à compressão (Figura

3.32). Vale ressaltar que existem ensaios de tração e prova de carga horizontal, o

que gera a necessidade de sistemas de reações específicos (MUSARA, 2014).

Figura 3.32: Sistema de reações utilizados para P.C.E à compressão (VELLOSO E LOPES, 2010).

No mercado brasileiro, o carregamento geralmente é realizado através de

macaco hidráulico (VELLOSO E LOPES, 2010), destacando-se em:

Plataforma com peso denominada “cargueira” (ferro, aço, água, etc...);

Vigas de reação ligadas a outras estacas que serão submetidas à

tração;

Vigas ou carapaças metálicas ancorados no terreno por tirantes;

Célula expansiva hidrodinâmica.

Segundo Fleming et al (2009), é necessário estar atento à geometria do

sistema de reação quando são utilizados sistemas com cargueiras, tirantes ou

estacas, a fim de que a influência da interação com a estaca ensaiada seja mínimo,

e sobretudo, evitar deslocamentos nas vigas de referência nas quais os

deslocamentos serão medidos.

Devido ao seu alto risco de execução, o sistema de cargueira caiu em desuso

no Brasil, porém este sistema já foi muito utilizado no passado em várias localidades

76

do mundo. Com o passar do tempo, a tendência é de se extinguir tal sistema, pelo

seu alto custo de transportes de material, longo tempo de montagem e baixa

segurança (MUSARA, 2014).

Muito utilizado no Brasil e no mundo, o sistema de reação que utiliza estacas

tracionadas tem apresentado bons resultados, tanto para estacas verticais, quanto

para inclinadas. Tendo como objetivo a redução de custos, geralmente se aproveita

as estacas de reação como parte da estrutura (quando possível), porém a

proximidade das estacas de reação com a estaca ensaiada pode gerar instabilidade

lateral durante processo de carregamento e interferir nas tensões aplicadas,

comprometendo desta maneira o ensaio. Contudo, Fleming et al (2009) afirmam que

se adotado este ensaio com este tipo de sistema de reação, os deslocamentos das

estacas tracionadas devem ser medidas e limitadas a baixas magnitudes.

Geralmente, recomenda-se adotar espaçamentos das estacas de reação entre três e

quatro vezes o diâmetro da estaca ensaiada, porém quanto maior este valor menor

será a ocorrência desta influência.

A NBR 12131 (2006) recomenda, para estacas circulares, espaçamento de

três vezes o diâmetro da estaca ensaiada ou no mínimo 1,5 m, entre o eixo da

estaca de ensaio e o eixo das estacas de reação. Para demais seções geométricas

de estacas, a NBR 12131 (2006) recomenda os mesmo critérios já citados

anteriormente, porém considerando seção circular como área equivalente. Para

estacas com mais de 25 m de profundidade, a norma orienta que estas distâncias

devem ser majoradas em 20%.

Segundo Fleming et al (2009), o uso de tirantes como reações passou a

crescer a partir da década de 70, e dependendo das condições geológicas do local,

passa a ser uma solução muito interessante. Seu processo de instalação é realizado

por meio de uma perfuratriz com acessórios, seguindo a metodologia da NBR 5629

(2006). Apresentam-se como principal desvantagem deste sistema de reação os

alongamentos diferenciais que ocorrem em cada tirante e a falta de estabilidade

lateral. Caso seja necessária a utilização de múltiplos tirantes, a NBR 12131 (2006)

recomenda que os mesmo possuam fator de segurança de 1,2 vezes a carga

prevista para cada tirante, caso sejam ensaiados, ou 1,5 vezes, caso não sejam.

Devido ao invento de Osterberg, a célula de Osterberg (“O-Cell”), foi possível

modificar a forma de planejar e executar provas de cargas em estacas.

77

De acordo com Velloso e Lopes (2010), o sistema conhecido como “O-Cell”,

desenvolvido por Silva (1986) e mundialmente difundido por Osterberg (1989),

consiste em colocar uma célula expansiva no fuste da estaca, geralmente próxima à

ponta da mesma, onde sua expansão é provocada através de um comando

hidráulico, carregando, por consequência, a parte inferior da estaca (ponta) para

baixo, em compressão, e a parte superior (fuste) para cima, em tração. Embora este

método não precise de outro sistema de reação (pois a célula utiliza a própria estaca

para isso), o processo é limitado ao esgotamento de uma das capacidades da

estaca, ponta ou atrito. Tal fato pode ser verificado pelo recorde atual de 320 MN

realizado no I-70 Mississippi Bridge, St Louis, Missouri em 2010, numa estaca de

3,35 m de diâmetro e com 35 m de profundidade (LOADTEST, 2014).

Entretanto, este método apresenta como limitações a necessidade de

selecionar determinada estaca na obra, podendo gerar mais cuidados para esta

estaca ensaiada em detrimento as demais, e máxima carga de ensaio limitada pela

resistência de ponta ou do atrito lateral.

3.7.3 Tipos de carregamentos em provas de carga estática à

compressão em estacas

Estudos realizados por Massad & Winz (2000) mostraram que a velocidade

de carregamento influi pouco na capacidade de carga da estaca ensaiada, porém

alertam que a velocidade de carregamento deve ser analisada individualmente para

cada tipo de solo.

No entanto, Milititisky (1991) cita que a adoção de velocidades altas de

carregamentos ocasiona o aumento da capacidade de carga e de rigidez do sistema

solo-estaca.

De acordo com Velloso e Lopes (2010), os métodos de aplicação de carga

podem ser divididos em três principais categorias, conforme Figura 3.33:

Carga controlada: carga incremental lenta, carga incremental rápida,

carga cíclica;

Deformação controlada;

Método do equilíbrio.

78

Figura 3.33: Desenvolvimentos de cargas e recalque com o tempo (VELLOSO E LOPES, 2010).

Na figura anterior, o eixo da abcissa corresponde ao tempo de execução do

ensaio, o eixo da ordenada positiva corresponde ao incremento de carga e a

ordenada negativa corresponde aos recalques observados no ensaio.

Dentre os ensaios de carregamento controlado, destacam-se os ensaios

lentos e rápidos, citados por Fellenius (1980).

3.7.3.1 Ensaio Lento

Por muitos anos, este ensaio foi considerado como padrão nos Estados

Unidos para provas de carga estática. Atualmente, sua execução se tornou opcional

de acordo com a norma ASTM D1143 (2013), devido às criticas recebidas ao longo

do tempo. Fellenius (1980) argumenta contra este tipo de carregamento a

necessidade de um elevado consumo de tempo, sendo necessário cerca de 30 a 70

horas para finalizar o ensaio, dependendo dos deslocamentos. O autor ainda afirma

79

que o conceito de “deformação zero” não ocorre de fato, pois a taxa de

deslocamento de 0,25 mm/h corresponde à taxa de 2,1 m/ano, conforme a ASTM

D1143 (2013).

Neste tipo de ensaio a estaca é carregada em incrementos de 25% da carga

de projeto até o dobro desta carga (para estacas individuais). Atualmente, a norma

(ASTM D1143) limitou o máximo de carregamento de duas horas por estágio. Cada

incremento é mantido até que seja observada a estabilização, definida como a taxa

de 0,25 mm/hora. O carregamento final é mantido por 12 horas, sendo possível

iniciar o descarregamento caso o deslocamento seja inferior a 0,25 mm em uma

hora. Caso ocorra a ruptura, a ASTM D1143 (2013) orienta não descarregar até que

se alcance o deslocamento axial de no mínimo de 15% do diâmetro da estaca,

procedendo-se a partir daí, o descarregamento em estágios de no máximo 25% da

carga máxima de ensaio.

Velloso et al (1975, apud VELLOSO & LOPES, 2010) constataram tal

inconveniente deste método de carregamento ao executar um ensaio lento

buscando estabilização completamente, caracterizada por três leituras iguais (feitas

de hora em hora), na qual o ensaio teve duração de 25 dias.

A norma brasileira NBR 12131 (2006) orienta a execução da prova de carga

estática com carregamento lento de acordo com as seguintes diretrizes:

a)Em cada estágio o incremento de carga não pode ser superior a 20% da

carga de trabalho prevista na estaca;

b)A carga deve ser mantida até a estabilização ou no mínimo 30 minutos

em cada estágio;

c) Os deslocamentos em cada estágio devem ser lidos imediatamente a

aplicação da carga e seguidos de leituras nos tempos 2, 4, 8, 15, 30,

60 minutos, contados a partir do início do estágio e posteriormente a

cada 1 hora até sua estabilização;

d)A estabilização pode ser considerada quando a diferença de leituras

consecutivas corresponderem a no máximo 5% do deslocamento

ocorrido no mesmo estágio (leitura atual e anterior);

e)Caso não seja atingida a ruptura da estaca, a carga máxima deve ser

mantida por 12 horas para se iniciar o descarregamento;

f) O processo de descarregamento deve ser executado em no mínimo

quatro estágios, com tempo mínimo de 15 minutos e critérios de

estabilização conforme os itens (c) e (d);

g)Concluído o descarregamento total, os deslocamentos devem ser

medidos até a estabilização.

80

Observa-se que nos primeiros estágios de carregamento a estabilização é

logo alcançada, e a carga é mantida por 30 minutos para o cumprimento da norma.

À medida que o carregamento se aproxima da ruptura, os estágios necessitam de

mais de 30 minutos para que ocorra a estabilização (VELLOSO E LOPES, 2010).

As deformações que correm na estaca ao logo do tempo em cada estágio são

causadas principalmente pelo fenômeno de creep (deformações viscosas) e não ao

adensamento (LOPES, 1979 e LOPES, 1985 apud VELLOSO E LOPES, 2010). A

viscosidade do solo pode, dependendo de seu valor, permitir maior resistência com

menores deformações quando há cisalhamento rápido, logo menores velocidades de

carregamento ocasionam recalques maiores e capacidades de carga menores.

Contudo, Fellenius (2011) afirma que um prova de carga estática executada

em 16 incrementos iguais de carga de 300 kN a cada 30 minutos, os resultados

obtidos são melhores quando comparado a um ensaio executado com 8 incrementos

de 600 kN de carga a cada uma hora, pelo fato de se obter uma curva carga vs

deslocamento mais bem definida.

A duração de cada estágio é o menos importante, seja uma hora ou 15

minutos, de acordo com Fellenius (1980). Ainda segundo o autor, o ideal seria

utilizar intervalos de tempo menores, aumentando-se a taxa carga/hora, sem

prejudicar o ensaio. Sendo assim, o uso destes menores intervalos de tempo em

cada estágio, reduziria a influência do tempo, e o ensaio se tornaria próximo da

realidade de um ensaio não drenado. Ensaio que são medidos por longos períodos

de tempo (semanas, meses, anos, ou até em 48 ou 72 horas), são inadequados e

resultam em dados mais confusos.

3.7.3.2 Ensaio rápido

Introduzido nos Estados Unidos na década de 80, com boa aceitação, este

ensaio consiste na aplicação de incrementos de carga em estágios de 4 a 15

minutos. Fellenius (1980) considerou este ensaio superior ao ensaio lento do ponto

de vista técnico, econômico e prático. Na norma americana ASTM D1143 (2013),

este ensaio consta como método padrão de ensaio.

De acordo com a ASTM D1143 (2013), o ensaio rápido tem por objetivo a

aplicação de incrementos de 5% da carga estimada de ruptura, até que se atinja

esta ruptura, limitando-se este carregamento à carga máxima estrutural da estaca e

do sistema de reação. O tempo em cada estágio não deve ser inferior a 4 minutos,

81

nem superior a 15 minutos, utilizando-se o mesmo intervalo de tempo em todos os

estágios. Caso as estacas sejam instrumentadas, recomenda-se utilizar até 15

minutos de intervalo, sendo que um tempo superior a este é desnecessário, além de

não recomendado por norma (FELLENIUS, 1980). Normalmente, este ensaio dura

entre duas e três horas para ser completado.


estática com carregamento rápido de acordo com as seguintes diretrizes:

a)Em cada estágio o incremento de carga não pode ser superior a 10% da

carga de trabalho prevista na estaca;

b)A carga deve ser mantida 10 minutos em cada estágio,

independentemente da estabilização dos recalques (para casos

especiais como torres de linha de transmissão o tempo pode ser

reduzido para cinco minutos);

c) Em cada estágio, os deslocamentos são lidos obrigatoriamente no início

e no final;

d)Atingida o carregamento máximo de ensaio, os deslocamentos devem

ser medidos em cinco leituras, nos tempos 10, 30, 60, 90 e 120

minutos. Procede-se a seguir o descarregamento em no mínimo cinco

estágios, com tempo de 10 minutos cada um e leitura dos respectivos

deslocamentos;

e)Efetuado o descarregamento total após 10 minutos, devem ser

executadas duas leituras adicionais aos 30 e 60 minutos.

3.7.3.3 Ensaio cíclico

A NBR 12131 (2006) divide este ensaio em dois tipos:

Ensaio cíclico lento;

Ensaio cíclico rápido.


estática com carregamento cíclico lento de acordo com as seguintes diretrizes:

a)O carregamento deve ser realizado em ciclos de carga-descarga, com

incrementos iguais e sucessivos, atentando-se que o incremento de

carga aplicada, entre ciclos sucessivos de carga-descarga, não supere

20% da carga de trabalho prevista para a estaca ensaiada. Em cada

ciclo de carga-descarga, a máxima carga aplicada (um estágio) deve

ser mantida até a estabilização dos deslocamentos por um tempo

mínimo de 30 minutos;

b)Os deslocamentos em cada ciclo devem ser lidos imediatamente após a

aplicação da carga máxima correspondente, seguindo-se por leituras

nos tempos de 2, 4, 8, 15, 30, 60, 120, 180 minutos, etc., contados a

partir do início do estágio até se atingir a estabilização;

82

c) Será observada a estabilização dos deslocamentos quando a diferença

entre duas leituras consecutivas corresponder a no máximo, 5% do

deslocamento ocorrido no mesmo estágio (entre o deslocamento da

estabilização do estágio anterior e o atual);

d)Caso não seja observada a ruptura da estaca, a carga máxima do

ensaio deve ser mantida por um tempo mínimo de 12 horas entre a

estabilização dos recalques e o início do descarregamento do último

ciclo;

e)Em cada ciclo os descarregamentos devem ser executados de uma só

vez, em um único estágio por ciclo. A carga nula no topo, em cada

ciclo, é mantida até a estabilização dos deslocamentos com registros,

segundo os critérios determinados em (b) e (c).


estática com carregamento cíclico rápido de acordo com as seguintes diretrizes:

a)O carregamento deve ser realizado em ciclos de carga-descarga, com

incrementos iguais e sucessivos, atentando-se que o incremento de

carga aplicada, entre ciclos sucessivos de carga-descarga, não supere

10% da carga de trabalho prevista para a estaca ensaiada. Em cada

ciclo de carga-descarga, a máxima carga aplicada (um estágio) deve

ser mantida até a estabilização dos deslocamentos por um tempo

mínimo de 10 minutos;

b)O recalque máximo do topo deve ser no mínimo de 10 a 20% do

diâmetro da estaca, a fim de que seja garantido para cargas máximas

dos ciclos finais, o esgotamento do atrito lateral e a mobilização da

resistência de ponta;

c) Os deslocamentos devem ser lidos obrigatoriamente no início e final de

cada estágio em cada ciclo;

d)Atingida a carga máxima de ensaio (último ciclo), devem ser realizadas

cinco leituras a 10, 30, 60, 90 e 120 minutos;

e)Em cada ciclo, os descarregamentos devem ser efetuados de uma única

vez, em um único estágio por ciclo. A carga nula no topo, em cada

ciclo, deve ser mantida por 10 minutos, com leitura dos respectivos

deslocamentos;

f) Após os 10 minutos do descarregamento total do último ciclo, devem ser

realizados mais duas leituras adicionais a 30 e 60 minutos.

De acordo com Fellenius (2011), dois dos principais erros em prova de carga

estática cíclica ocorrem devido ao fato de incluir ciclos de carregamento e

descarregamento e depois deixar a duração da carga aplicada em cada incremento

variar entre os estágios. Numa prova de carga instrumentada, estes dois fatores

contribuem com que a evolução dos dados obtidos pelos “strain gages” não sejam

83

confiáveis. Ainda segundo o autor, caso os ciclos de carga sejam necessários, estes

devem ser realizados após completar o ensaio padrão, para então, proceder ao

descarregamento de forma cíclica, com séries definidas entre dois valores de

carregamento.

Weele (1957, apud FELLENIUS, 1975) concluiu que o primeiro método cíclico

foi apresentado baseado no procedimento empregando o carregamento lento, que

combinava carregamentos e descarregamentos em cada estágio. O principal

objetivo deste ensaio era separar resistência de atrito lateral e resistência última.

Diversos métodos cíclicos foram utilizados com duração de 40 a 60 horas

para conclusão na Suécia. Broms (1972, apud FELLENIUS, 1975) citou que vários

resultados foram publicados na bibliografia pelo método sueco, onde a estaca era

carregada com aproximadamente um terço do permitido ou do máximo, sendo então

descarregada para metade deste valor. Este ciclo deveria ser repetido 20 vezes (10

vezes para a metade da carga aplicada), onde cada ciclo deveria possuir duração de

20 minutos. Os seguintes ciclos procederiam com acréscimo de carga

correspondente a 50% da carga inicial até que a ruptura fosse alcançada. Durante

os ciclos iniciais o deslocamento adicional de um ciclo é inferior ao do ciclo anterior.

Aumentando-se a carga, o deslocamento adicional fica maior e para grandes valores

de carga, finalmente, o deslocamento cresce em uma taxa acelerada. Entretanto, há

um ciclo onde o deslocamento adicional é aproximadamente igual ao deslocamento

anterior. Esta carga de carregamento, neste caso, é denominada “yield value”, ou

carga última.

A carga última pode ser determinada, por interpolação, plotando-se em um

gráfico os deslocamentos de cada ciclo vs o número de ciclos. Contudo, a Swedish

Pile Commission (1970) recomenda plotar os deslocamentos vs o número de ciclos

em escala logarítmica quando o real valor da carga última for de difícil determinação.

A vantagem deste procedimento é a facilidade em determinar a carga última, sendo

esta menos dependente do julgamento de quem a interpreta, em oposição à escala

linear (FELLENIUS, 1975). Este valor é geralmente inferior ao valor da carga última

determinado pela escala linear e normalmente menor que o valor da carga de

ruptura, devido à redução da resistência do fuste após a aplicação dos ciclos.

84

3.7.3.4 Deformação controlada – CRP

Este ensaio foi elaborado no Reino unido por Whitaker (1957), Whitaker &

Cooke (1961) e Whitaker (1963), sendo muito utilizado na região da Europa. Embora

não muito usado nos Estados Unidos, manuais para este ensaio foram publicados

na Swedish Pile Comission (1970) e no New York Departamento of Transportation

(1974). O ensaio CRP consiste em forçar o topo da estaca a se deslocar a um taxa

pré-determinada, normalmente 0,5 mm/minuto, sendo a carga necessária para

alcançar esse deslocamento medida. A cada dois minutos são realizados leituras

dos deslocamentos e o ensaio é levado até o deslocamento máximo (neste caso o

deslocamento medido no topo da estaca) entre 2 e 3 polegadas, ou 50 a 75 mm, ou

até mesmo, o limite máximo de carga do sistema de reação, sendo assim todo o

ensaio pode ser executado entre duas e três horas (FELLENIUS, 1980).

Ainda segundo Fellenius (1980), o ensaio CRP, quando e estaca é levada à

ruptura, fornece dados valiosos à interpretação da curva carga vs recalque, o

comportamento da estaca no momento da ruptura, o atrito lateral em areias com

maior ou menor carga limite e o atrito lateral em argilas.

Comparado com o ensaio rápido, Fellenius (1975) considera o ensaio CRP

mais útil que o primeiro por determinar melhor a curva carga vs recalque, pois esta

informação é de grande valia quando se analisa especificamente estacas de atrito,

onde a carga necessária para se atingir o deslocamento possui um valor

ligeiramente menor depois de alcançar um valor máximo.

Entretanto, pela dificuldade em se executar leituras simultâneas de carga e

deformação, o ensaio rápido é mais recomendado para estacas instrumentadas.

Atualmente, com o uso de leituras automatizadas, isto não seria mais um problema

(FELLENIUS, 1980).

De acordo com Velloso e Lopes (2010), a execução do ensaio CRP requer

uma bomba elétrica que consiga manter o fluxo constante de óleo, sem pulsos ou

variações de pressão. A aplicação do carregamento é realizada através do macaco

que recebe óleo a vazão constante, enviado pela bomba elétrica.

Garneau & Samson (1974) descrevem todo o sistema apropriado para a

execução do ensaio CRP. Este ensaio possui referências na norma americana

ASTM D1143 (2013). Contudo, este ensaio não possui referência na norma

brasileira NBR 12131 (2006).

85

3.7.3.5 Método do equilíbrio

Mohan et al (1967) propuseram este método como alternativa de suprir a falta

de confiabilidade da prova de carga rápida e a demora ou até mesmo, a inviabilidade

da execução de uma prova de carga lenta na estaca.

Neste ensaio, após atingir a carga de trabalho e mantê-la constante por um

tempo, a carga é deixada a relaxar (não se bombeando mais o macaco) até que não

se observem mais recalques ou variações de carga. Este equilíbrio é atingido com

um tempo relativamente curto, assim a carga de equilíbrio atingida no estágio

corresponde a um recalque estabilizado (VIEIRA, 2006).

Logo, este método possibilita, de maneira simplificada, eliminar efeitos do

tempo (creep). Este ensaio pode ser executado com incrementos de carga da ordem

de 20% da carga de trabalho e, em cada estágio, mantê-la por 30 minutos e

deixando a mesma relaxar por mais 30 minutos. A curva carga vs recalque

corresponderá à velocidade de carregamento nula, ou seja, uma prova de carga

realmente estática (FRANCISCO, 2004 apud VELLOSO & LOPES, 2010).

Importantes estudos sobre este ensaio foram realizados por diversos autores,

tais como Ferreira (1985), Francisco (2004), dentre outros.

De acordo com Francisco (2004), durante a execução da prova de carga de

equilíbrio em seu trabalho, foi constatada uma redução contínua da carga aplicada

ao topo da estaca com o passar do tempo, enquanto o deslocamento da mesma era

insignificante. Estes dois pontos observados simultaneamente configuram o

fenômeno da relaxação de tensões do sistema solo-estaca-estrutura da reação.

Este ensaio não possui referência tanto na norma brasileira NBR 12131

(2006), quanto na norma americana ASTM D1143 (2013).

3.7.3.6 Análise dos tipos de ensaio

Fellenius (1975) analisou os métodos de ensaios citados anteriormente, tanto

pelo ponto de vista de duração de cada ensaio, quanto à qualidade dos resultados

fornecidos pelos mesmos. Sabe-se que os ensaios lento e cíclico podem demandar

mais que o dobro de tempo de execução quando comparados com os ensaios

rápidos e CRP.

Entretanto, uma questão surge: o custo é justificado pelos resultados obtidos?

Fellenius (2011) afirma que não.

86

A Figura 3.34 mostra os resultados obtidos para cada um dos métodos

citados em provas de carga executados por Fellenius (1975), em estacas de atrito

em argilas, com diferenças típicas entre as curvas e o tempo de ensaio.

Figura 3.34: Curvas obtidas para cada tipo de procedimento adotado em provas de carga estáticas (FELLENIUS, 1975).

De acordo com Musara (2014), é de suma importância, em projeto e

execução de fundações, que investigações com provas de carga levem a estaca-

teste à ruptura. Logo, levar o ensaio a três vezes a carga de trabalho determinada

no projeto pode ser um bom começo para esta prática.

De acordo com Fellenius (1975), os resultados obtidos no ensaio CRP melhor

definem o comportamento da estaca. O ensaio rápido vem em seguida, pois fornece

uma curva de boa análise de comportamento, entretanto, devido à perda do valor de

pico da curva carga vs recalque, interpretar a carga de ruptura se torna uma tarefa

87

um tanto quanto difícil. Quanto à execução, o ensaio rápido é mais fácil de realizar

quando comparado com o ensaio CRP, o que facilita as medidas de leitura em uma

estaca instrumenta. Já para os ensaios cíclicos, Fellenius (1975) orienta a adoção

deste método somente para casos especiais, pois durante a execução do ensaio

ocorre a mudança de comportamento da estaca, logo, os resultados obtidos não

retratariam o seu comportamento o mais próximo do real. Devido ao elevado custo e

tempo de execução, o autor recomenda que o uso de ensaios cíclicos somente seja

adotado quando o sistema de reação é insuficiente para atingir a carga de ruptura,

ou quando a carga de ponta da estaca é um fator importante, aliado com o estudo

da resistência de ponta. Conforme já citado, o autor não entende a justificativa de

bons resultados obtidos para se adotar o ensaio lento, a menos que se queira

analisar detalhadamente a influência do creep. Cita também que os ensaios rápidos

simulam a condição não drenada.

3.7.4 Curva carga vs recalque

Convenciona-se mostrar os resultados de uma prova de carga na forma de

uma curva carga vs recalque, que mostra o valor da carga medido na cabeça da

estaca e os deslocamentos na mesma para cada incremento de carga,

determinando desta forma o comportamento de uma fundação.

A curva carga vs recalque obtida em uma prova de carga em estacas isoladas

pode ser dividida em três regiões, representadas na Figura 3.35 (NIYAMA et

al,1998).

Figura 3.35: Curva carga vs recalque (VARGAS, 1977).

88

Verifica-se que na região I uma relação de quase proporcionalidade entre as

cargas e os recalques, sendo denominada de região de deformação

elástica e é utilizada para determinar o coeficiente de recalque;

A região II é denominada de deformação viscoplástica. Nesta região, a

velocidade de carregamento influi muito sobre os recalques;

A região III corresponde à região de ruptura. É a parte da curva que define a

carga de ruptura. Quando o recalque aumenta indefinidamente com

pequenos ou nenhum acréscimo de carga.

Segundo Magalhães (2005), há três alternativas de curvas carga vs recalque

numa prova de carga que podem ser obtidas (Figura 3.36), onde a sua interpretação

pode ser, em certos casos, limitada para estimar a sua carga de ruptura.

Figura 3.36: Curva carga vs recalque (VARGAS, 1977).

Quando se interrompe a prova de carga no trecho elástico, o valor da

carga última fica difícil de determinar corretamente (Figura. 3.36.a);

A Figura (3.36.b) mostra a interrupção na prova de carga até esta atingir o

início da plastificação do sistema estaca-solo. O cálculo da estimativa da

carga última ainda é possível de ser realizada;

Na figura (3.36.c) mostra que para um pequeno acréscimo de carga

resultam grandes deformações. A carga última fica claramente

evidenciada. Neste caso, não há a necessidade de aplicar métodos de

extrapolação para se obter a valor estimado da carga última da estaca.

Segundo a NBR 6122 (2010), a ruptura nítida das estacas pode não ser

verificada em provas de carga nas seguintes situações:

Quando não se pretende levar as fundações profundas à ruptura;

89

Quando a estaca ensaiada apresenta capacidade de resistir uma carga maior

que aquela a ser aplicada na prova de carga;

Quando a fundação profunda é carregada até apresentar um recalque

considerável, mas a curva carga vs recalque não indica uma carga de ruptura,

e sim um crescimento contínuo de recalque com a carga.

Nestes casos, deve-se extrapolar a curva carga vs recalque para avaliar a

carga de ruptura através dos critérios consagrados na mecânica de solos. De acordo

com Velloso e Lopes (2010), quando a prova de carga não é levada até a ruptura ou

a um nível de recalque que caracterize a ruptura, pode-se tentar uma extrapolação

da curva carga vs recalque.

Ao analisar o comportamento da estaca ensaiada, pode-se distinguiu dois

tipos de ruptura: ruptura física e a ruptura convencional (DE BEER, 1988).

A ruptura física definida por:

(3.13)

A ruptura física é caracterizada pela diminuição da rigidez à medida que os

recalques aumentam e é definido como o ponto de rigidez nula, o que seria uma

deformação infinita para uma determinada carga aplicada, o que na prática da

engenharia é impossível de ocorrer (DÉCOURT, 1996).

A ruptura convencional é definida como a carga correspondente a uma

deformação da ponta da estaca de 10% do seu diâmetro.

Vesic (1977) afirma que a carga de ruptura raramente é bem definida na

curva carga vs recalque e, em geral não existe nenhuma carga de pico ou colapso

claramente definida.

Velloso e Lopes (2010) citam que se na mesma curva carga vs recalque de

uma prova de carga ocorrer mudança de escalas significativas, diferentes expressões

sobre o comportamento da estaca podem ser obtidas.

De acordo a Fellenius (1980), a carga de ruptura deve ser baseada em regras

matemáticas e, deve gerar um valor que não dependa da variação da escala do

gráfico e da interpretação individual. O autor ainda afirma que considerar a ruptura

através de recalques excessivos pode não ser adequado.

Há um grande número de critérios na literatura para a interpretação de provas

de carga e a definição da carga de ruptura. Hirany & Kulhawy (1989) agrupam esses

90

critérios em três tipos: limitação do recalque, construções gráficas e modelos

matemáticos.

Vesic (1975), Fellenius (1975), Godoy (1993) Velloso e Lopes (2010),

agrupam esses critérios em quatro grupos (Figura 3.37):

1)Critérios baseados num valor absoluto de recalque (pode ser plástico, total

ou residual obtido após o descarregamento) ou num valor relativo ao

diâmetro da estaca. Desta categoria fazem parte normas de algumas

cidades americanas como Nova Iorque e Boston;

2)Critérios baseados na aplicação de uma regra geométrica à curva.

Destacam-se os Métodos De Beer (1967) e De Beer & Wallys (1972),

Método de inclinação de tangentes e de interceptação de tangentes;

3)Critérios que procuram uma assíntota vertical. Neste grupo, destacam-se os

Métodos de Van der Veen (1953), Décourt (1996), Chin (1970,1971),

Mazurkiewichz (1953);

4)Critérios que caracterizam a ruptura por encurtamento elástico da estaca

somando a uma percentagem do diâmetro da base. Enquadram-se neste

grupo: Método de Davisson (1972) e o Método da NBR 6122 (2010).

Amann (2010), conclui em sua tese de doutorado que os critérios de recalque

limite e os de interseção de retas resultam em valores próximos de atrito lateral

ocorrido durante a prova de carga, e não propriamente à ruptura propriamente dita.

O mesmo autor ainda afirma que o valor da carga de ruptura obtido pelo

método de Van der Veen (1953) resulta em 70% da carga de ruptura pretensamente

real, quando há um bom ajuste da curva carga vs recalque, sendo que para estacas

cravadas a coerência é melhor, visto que a curva de ensaio tende a uma ruptura

mais brusca.

91

Figura 3.37: Interpretação da carga vs recalque (VELLOSO E LOPES, 2010).

Neste trabalho, foram utilizados três métodos do grupo três que procuram

uma assíntota vertical: Van der Veen (1953), Décourt (1996) e Chin (1970,1971),

sendo estes os mais empregados para a determinação da capacidade de carga

última da estaca ensaiada. A seguir, será apresentada uma breve descrição de seus

procedimentos.

3.7.4.1 Critério de Van de Veen (1953)

A partir de uma função exponencial (Equação. 3.14) é possível extrapolar a

curva carga vs recalque analisando a ruptura física, correspondendo a recalques

teoricamente infinitos.

(3.14)

Onde:

Q = carga aplicada no topo da estaca (kN);

Qu = carga última correspondente à assíntota vertical da curva (kN);

= coeficiente que define a forma da curva;

= recalque correspondente à carga aplicada (mm).

Com base na equação anterior e após algumas transformações, aplicando a

propriedade dos logaritmos, é obtida a equação:

92

(3.15)

Segundo Aoki (1976), na maioria dos casos o trecho inicial da curva poderia

ser desprezado na determinação da capacidade de carga, sugeriu uma modificação

da equação, sendo a mesma reescrita na seguinte forma:

(3.16)

Na equação anterior o coeficiente linear “b” representa o intercepto no eixo

dos recalques da reta obtida na escala semilogarítmica.

A partir da Equação 3.16 é possível deduzir uma relação linear entre o valor

Ln(1-Q/QR) e o recalque . Partindo-se de um valor de QR qualquer é possível

calcular os valores correspondentes de Ln(1-Q/QR). Estes valores são plotados em

função do recalque, e através de várias tentativas com outros valores de QR até que

o gráfico resulte linear quando os pontos aproximam-se a uma reta. A carga

arbitrada para QR representa a carga de ruptura da estaca (Figura 3.38). A curva que

apresente o melhor coeficiente de correlação R², proporcionará a carga de ruptura

do ensaio.

Figura 3.38: Definição da carga de ajuste pelo Método de Van de Veen (ALONSO, 1991) .

De acordo com Magalhães (2005), quando o ensaio é interrompido no trecho

pseudoplástico da curva carga vs recalque, a extrapolação por Van der Veen (1953)

leva a valores exagerados de carga última.

93

Segundo Carvalho et al (2002), o ajuste pode ser observado na faixa final da

curva carga vs recalque, induzindo a definição teórica a uma boa simulação da fase

de deformações plásticas.

As extrapolações pelo Método de Van der Veen (1953) são confiáveis apenas

para os casos onde o recalque máximo alcançado na prova de carga for, no mínimo,

1 % do diâmetro da estaca (VELLOSO E LOPES, 2002).

De acordo com Niyama e Décourt (1994), o método de Van der Veen (1953)

pode ser aplicado somente nos seguintes casos:

Ensaios que atingiram pelo menos 2/3 da carga de ruptura;

Estacas de deslocamento, pois os resultados da carga de ruptura em

estacas escavadas são subestimados;

Carregamento monotônico (carregamento crescente e aplicado única

vez).

Segundo Vianna e Cintra (2000), é difícil afirmar a carga última da estaca em

provas de carga que não foi possível atingir a ruptura.

3.7.4.2 Método da rigidez Décourt (1978,1996)

Este método correlaciona à carga aplicada no topo da estaca e o respectivo

recalque. Logo, é possível construir um gráfico, onde a abscissa e ordenada

representam a carga aplicada e rigidez, respectivamente. Do gráfico, podem-se

obter dois tipos de ruptura: ruptura física e ruptura convencional.

Analisando gráficos de rigidez de diferentes tipos de fundações, Décourt

(1996) verificou duas situações distintas:

Para fundações como as estacas pré-moldadas ou de deslocamento, a

rigidez decresce com o aumento da carga aplicada e é bastante usual

alcançar a ruptura física ou, pelo menos chegar muito próximo da mesma.

Isto pode ser observado na Figura 3.39;

94

Figura 3.39: Ruptura convencional e física numa estaca pré-moldada (DÉCOURT, 1996) .

Para fundações como: sapatas, bases de tubulões e estacas escavadas

em geral; não e possível notar ruptura física, pois, no gráfico tende a uma

assíntota horizontal e não assume rigidez nula. Isto pode ser observado

na Figura 3.40.

Figura 3.40: Gráfico de rigidez para fundação em sapata (DÉCOURT, 1996) .

Em grande parte dos ensaios de prova de carga estática não é possível

definir a ruptura física. Logo, recomenda-se utilizar extrapolações criteriosas da

curva Rigidez vs Carga para se obter o ponto de rigidez nula, e consequentemente,

a carga última da estaca ensaiada.

Décourt (2008) apresentou uma proposta para separar as parcelas da ponta e

do atrito lateral. De acordo com autor, em uma prova de carga, na qual os

95

carregamentos foram conduzidos até grandes deformações, os domínios de cada

parcela são facilmente identificados. O autor concluiu que: no trecho onde a

transferência por ponta é predominante, a relação entre a carga e a rigidez é uma

curva; e no trecho onde a transferência de atrito lateral é predominante o gráfico log

vs log tornando-se linear.

Para a identificação dos domínios são estabelecidas correlações lineares

entre log(Q) e log(s), começando pelos pontos de carga mais elevados e

determinados. A melhor correlação seria aquela com maior número de pontos e o

maior valor de R2. Dados de boa qualidade apresentam coeficientes de correlação

iguais ou superiores a 0,99. Na Figura 3.41 podemos observar o método aplicado.

Figura 3.41: Identificação dos domínios de ponta e atrito lateral no gráfico de rigidez (DÉCOURT, 2008) .

Melo (2009) em sua dissertação de mestrado realizou um estudo abrangente

sobre a utilização deste método, comparando com resultados de provas de carga

instrumentadas e não instrumentadas, onde foi possível observar que os valores de

carga de ruptura ficaram muito próximos dos valores fornecidos por este método.

3.7.4.3 Método de Chin (1970, 1971)

O método de Chin (1970 apud ALONSO, 1991) e Chin (1971 apud ALONSO,

1991), citado por Fellenius (1980, 2001, 2006), Niyama et al (1996), considera que a

região próxima da ruptura da curva carga vs recalque seja hiperbólica.

Logo, este trecho representa o trecho final da curva carga vs recalque dada

pela seguinte expressão:

96

Q = (3.17)

Onde:

Q = carga aplicada no topo da estaca (kN);

a = interseção;

b = coeficiente angular da reta obtida no gráfico (r/Q vs r) da Figura 3.42;

= recalque correspondente à carga aplicada (mm).

Os valores de carga são divididos pelos correspondentes recalques e

plotados em um gráfico versus recalque (Figura 3.42).

Figura 3.42: Carga de ruptura segundo o Método de Chin (ALONSO, 1991).

A carga de ruptura (Qr) é o limite desta expressão, quando r→ , ou seja, é o

inverso do coeficiente angular da reta.

Qr = (3.18)

Segundo Fellenius (1980), o método de Chin pode ser aplicado tanto em

ensaios lentos, quanto ensaios rápidos, desde que as cargas sejam aplicadas em

tempos constantes.

3.7.4.4 Método da NBR 6122 (2010)

Este método é baseado no recalque limite previsto para provas de carga

carregadas até apresentar um recalque considerável e contínuo, onde a curva carga

vs recalque não indica carga de ruptura.

A carga de ruptura convencional é determinada através do recalque

correspondente, este dada por:

97

r = + (3.19)

Onde,

r = recalque de ruptura convencional (mm);

Pr = carga de ruptura convencional (kN);

A = área da seção transversal da estaca (m²);

E = módulo de elasticidade do material da estaca (kN/m²);

E = diâmetro do círculo circunscrito à estaca (mm).

A partir de um valor arbitrário de carga, calcula-se o recalque correspondente,

obtendo-se um ponto (P; r). Através deste ponto, plota-se o a reta que intercepta o

eixo dos recalques em d/30.

O ponto de interseção entre essa reta e a curva carga vs recalque

corresponde à carga de ruptura convencional, conforme a Figura 3.43.

Figura 3.43: Determinação da carga de ruptura convencional (NBR 6122, 2010).

Segundo Campos (2005), o módulo de elasticidade (E) para estacas de

concreto pode ser calculado pela NBR 6118 (2014) “Projeto e execução de obras de

concreto armado – Procedimentos”, em função da resistência característica (fck), ou

na falta de informações, recomenda-se adotar valores conservadores de 20000 MPa

para estacas escavadas e 25000 MPa para estacas pré-moldadas d concreto.

O método da norma considera as características da edificação através de seu

recalque admissível, além de considerar as dimensões e deformação elástica da

fundação.

98

3.7.5 Prova de carga estática instrumentada em estaca

De acordo com Pérez (2014), melhores resultados sobre o comportamento de

fundações profundas são obtidos quando se instrumentam as provas de carga,

entretanto o alto custo do ensaio, a complexidade do aparelho e a necessidade de

técnicos especializados dificultam sua utilização em larga escala.

Segundo Milititisky (1991), seria ideal realizar provas de carga estática com

instrumentação interna, pois deste modo se obtém um maior controle sobre o

comportamento das estacas, promovendo se forma segura a definição de critérios

de ruptura para estacas não instrumentadas.

Os resultados de provas de carga instrumentadas promovem um maior

detalhamento das distribuições de tensões e deformações ao longo do fuste e ponta

da estaca ensaiada. Os tipos mais comuns de medidores de deslocamento em

profundidade utilizados para esta finalidade são os extensômetros elétricos,

medidores de deslocamento em profundidade ou extensômetros recuperáveis.

No Brasil, as técnicas mais utilizadas para instrumentação em provas de

carga são os medidores de deformação tell-tale e extensômetros elétricos (strain

gages), de acordo com Albuquerque (2001). Ainda segundo o autor, o uso de strain

gage é amplamente difundido no meio acadêmico, devido ao fato de fornecer

valores mais confiáveis.

A carga em qualquer ponto da estaca pode ser calculada com base na Lei de

Hook, através da seguinte equação:

F = Es . Ɛ . Ap (3.20)

Onde,

Es = módulo de elasticidade da estaca (kPa);

Ɛ = deformação da estaca;

Ap = área da seção transversal da estaca (m²).

Lorenzi (2012) cita que no Brasil as provas de carga estática instrumentadas

são executadas principalmente para a conferência do que já foi dimensionado no

projeto.

A Figura 3.43 mostra um exemplo de uma prova de carga estática

instrumentada e a transferência de carga de acordo com a profundidade para cada

nível de instrumentação.

99

Figura 3.44: Transferência de carga de uma estaca em uma prova de carga estática instrumentada (NIYAMA et al, 1998).

Entretanto, Vésic (1977) comenta que a transferência de carga para o solo é

um sistema complexo, onde muitos fatores interferem neste fenômeno, como

geometria e tipo de estaca. Logo, deve-se instrumentar a estaca ensaiada com o

máximo de cuidado possível, a fim de que fatores oriundos do processo de

instalação de uma fundação, tais como remoldamento das argilas, aumento da

compacidade das areias ou surgimento de cargas residuais não afetem os

resultados da instrumentação da estaca ensaiada.

3.8 Leis de Cambefort (1964)

Uma estaca isolada e solicitada por uma carga axial de compressão pode ser

analisada com as relações propostas por Cambefort (1964) e simplificadas por

Cassan (1978), como pode ser observado na Figura 3.45, para atrito lateral (f) e

resistência de ponta (q).

Camberfot (1964) considera que a estaca é compressível e o solo existente

ao longo do fuste é homogêneo, com resistência e rigidez constantes.

100

Figura 3.45: Leis de Cambefort (MASSAD, 1995).

De acordo com a figura anterior, seguem as seguintes relações:

f = B.y (para y<y1) (3.21)

f = fu = B.y1 (para y≥y1) (3.22)

q = R.y (para y<y2) (3.23)

q = Ru = B.y1 (para y≥y2) (3.24)

Percebe-se que para y1 da ordem de alguns milímetros, para quaisquer tipos

de estaca, solo e dimensões de estaca, y2 pode atingir dezenas de milímetros

dependendo das dimensões da ponta.

Figura 3.46: Leis de Cambefort (MASSAD, 1995).

Da figura anterior, pode-se considerar a equação de equilíbrio de um

comprimento dx da estaca, desprezando o peso próprio da mesma, como sendo:

P = P+dP+ π.D.fdx ou = - π.D.f (3.25)

Onde D é o diâmetro da estaca. Da Lei de Hooke, conclui-se:

101

Ɛ = = - (3.26)

Onde Ɛ é a deformação do elemento, E o módulo de elasticidade do material

da estaca e S a área da seção transversal da estaca.

Das equações 3.25 e 3.26, tem-se a seguinte equação que controla a

transferência de carga para o solo:

(3.27)

Para um ensaio de carregamento, pode-se observar quatro estágios no

fenômeno de transferência de carga, associados com cinco pontos diferentes na

curva carga vs recalque no topo (Figura 3.47).

Figura 3.47: Curva carga vs recalque teórica no topo (MASSAD, 1995).

Fase 1: Início do processo de transferência de carga, ocorrendo a mobilização

do atrito lateral sem que ocorra qualquer deslocamento, e, consequentemente

nenhuma reação na ponta da estaca.

Fase 2: Início do deslocamento da ponta, que reage com pressão nula. Ao

longo do fuste, ainda não ocorreu total esgotamento do atrito lateral, ou seja, f<fu.

102

Fase 3: Início do esgotamento do atrito lateral, junto ao topo da estaca. Na

ponta da estaca, a reação se processa pala “rampa” de inclinação R da Figura 3.45

b.

Fase 4: Mobilização de todo o atrito lateral da estaca (f=fu). O deslocamento

na ponta da estaca é igual a y1<<y2, ou seja, a ponta desenvolveu apenas uma

fração de Rp.

Acima da fase 4: O atrito lateral já está totalmente esgotado e acréscimos na

carga são suportadas pela ponta da estaca, até que o deslocamento da ponta atinja

y2, quando a estaca rompe.

3.9 Cargas residuais

Entende-se por carga residual (Ph) o valor de reação na ponta e da parte mais

baixa do fuste, resultado da cravação de estacas ou da aplicação de um segundo

carregamento em estacas escavadas que é basicamente uma carga que fica

aprisionada (Ph), durante o primeiro carregamento e é refletida durante uma segunda

prova de carga.

Segundo Fernandes (2010), durante muitas décadas a interpretação do

mecanismo de transmissão de carga foi realizada de forma equivocada. A

comparação entre os resultados experimentais com os teóricos apontavam uma

discrepância que durante muito tempo não havia explicação.

Esta interpretação errônea se deve ao fato que os deslocamentos, lidos

durante a execução de uma prova de carga estática, serem medidos na cabeça da

estaca, o que não permitia a aferição desta evolução. Mesmo com o advento da

instrumentação do fuste, os extensômetros eram zerados antes do início do ensaio,

ou seja, as medições iniciavam com um valor zero, mesmo sabendo que já existe

uma carga instalada na estaca associada à compressão da mesma, dispondo ao

longo do fuste de um equilíbrio de forças de levantamento (uma carga de

levantamento atuando na base da estaca e uma carga na zona mais baixa do fuste

com o terreno, a levantar a estaca) e de reação ao mesmo, na parte superior ao

fuste (FERNANDES, 2010).

Fisicamente, a existência desta carga residual mostra que a ponta da estaca

já está reagindo quando o atrito lateral começa a se desenvolver positivamente e

mais, este atrito, que logo após a cravação atua de cima para baixo, “prendendo” a

103

estaca no terreno e equilibrando a carga residual na ponta, precisa ser “revertido”

(reversão do atrito lateral).

Portanto, nada se altera quanto à carga de ruptura, porém a curva carga vs

recalque no topo se altera em função da carga residual, como havia enfatizado Vesic

(1977-b).

Figura 3.48: Estacas cravadas: cargas residuais (Ph) e relações de Cambefort modificadas (MASSAD, 1992).

Da figura anterior, é possível distinguir duas situações para estacas cravadas:

a)Situação 1: estacas de ponta:

Ph<Alr<Rp.S

(3.28)

b)Situação 2: estacas de atrito:

Ph< Rp.S < Alr

(3.29)

Onde Rp é a resistência ou reação máxima de ponta, Alr é a resistência de

atrito lateral na ruptura e S valor da área da seção transversal da estaca.

Introduzindo-se o fator µ como sendo a relação:

(3.30)

Deve-se ter necessariamente 1<µ<2.

Logo, analisando a Figura 3.48 é possível concluir que estacas cravadas de

ponta µ=2, e estacas cravadas de atrito 1<µ<2.

104

Na Figura 3.48 estão indicadas as Leis de Cambefort (1964), modificadas por

Massad (1992), para levar em conta a reversão do atrito lateral. Desde que µ>1, o

atrito lateral unitário (f) deve ser revertido de um valor negativo inicial (fmín), que

equilibra a força Ph, sendo o atrito lateral transformado em valores positivos à

medida que é aumentada a carga solicitante na cabeça da estaca, até atingir a

“plena mobilização”, quando f se iguala a fu.

Fernandes (2010) conclui que a não consideração do efeito da carga residual

em uma estaca, onde a mesma exista, implica em sobrestimar a resistência lateral e

que a carga de ponta seja subestimada. A ocorrência da carga residual torna o

comportamento da estaca aparentemente mais flexível, na medida em que a

resistência lateral se apresenta superior a real, contrariamente à resistência de

ponta.

De acordo com os objetivos do projetista as consequências de uma

interpretação errônea dos resultados da prova de carga estática, podem ser mais ou

menos danosos ao projeto de fundações.

Versic (1977) conclui que em estacas que apresentam cargas residuais, os

recalques são inferiores quando comparados em estacas que não apresentam estas

cargas residuais. Observa-se um encurtamento elástico tal como do deslocamento

da ponta da estaca, conduzindo a um menor recalque da cabeça da estaca. A Figura

3.49 apresenta as curvas de transferência de carga no caso de existir ou não a

carga residual para uma mesma estaca. Pode-se observar que para cada valor de

carga aplicada (P0), os recalques associados são maiores quando comparados no

caso de sua ausência. Entretanto, ainda é possível averiguar que a carga de ruptura,

esta tendo como limitante o recalque admissível, é superior no caso em que estão

presentes as cargas residuais.

105

Figura 3.49: Comparação de curvas de transferência de carga na cabeça da estaca para o caso da existência ou não de cargas residuais, para uma mesma estaca (FERNADES, 2010).

Portanto, a consideração de cargas residuais é benéfica em termos da

avaliação da resistência por critérios de limites e deformação, sendo necessários

tomar alguns cuidados na interpretação dos resultados de provas de carga estáticas

onde esteja presente este fenômeno, a fim de se possam estimar a resistência

lateral e de ponta corretamente.

3.10 Métodos de previsão de capacidade de carga geotécnica à

compressão para estacas

Segundo Cintra e Aoki (2010), a capacidade de carga do elemento isolado de

fundação é representada pela máxima resistência que o elemento pode oferecer ou

a carga que provoca a ruptura do sistema composto pelo elemento estrutural e o

maciço de solo que o envolve. Uma fundação profunda suporta carregamentos

verticais graças a sua capacidade de carga, esta composta por duas parcelas: a

parcela correspondente à resistência lateral (Rl) que atua ao longo do fuste da

estaca e resistência de ponta (Rp).

106

Na literatura, há vários métodos para prever a capacidade de carga e o

desenvolvimento dos recalques (movimento vertical descendente) dos elementos de

fundação, tanto individualmente, como em grupo (MELO, 2009).

Dentre os métodos de previsão existentes (estáticos, dinâmicos e provas de

carga), os estáticos semiempíricos são os mais utilizados pelos projetistas de

fundação no Brasil, porém a melhor forma de se analisar o comportamento de

fundações profundas carregadas é a prova de carga (FRANCISCO et al, 2004).

Determinar a capacidade de carga de um elemento isolado (Pu) é o principal

objetivo da prova de carga (Figura 3.50). Esta é composta por duas parcelas de

resistência: pela resistência de ponta (Rp) e pelo atrito lateral (Rl), conforme a

Equação 3.31:

Pu = fsmédio . AL + σp . Ap (3.31)

Onde:

fsmédio = atrito unitário médio ou adesão média do solo ao longo da estaca

(kPa);

AL = área lateral da estaca (m²);

σp = capacidade de carga da camada de solo que serve de apoio à estaca

(m²);

Ap = área da ponta da estaca (m²);

Ø = diâmetro da estaca (m);

L = comprimento da estaca (m).

Figura 3.50: Composição da capacidade de carga de uma estaca (MELO, 2009).

Bowles (1996) menciona que o atrito lateral no fuste se desenvolve para

valores de comprimentos de estacas da ordem de 5 a 10 m, independentemente do

107

tipo de estaca e diâmetro, e se mantem relativamente constante para recalques

maiores, podendo em até alguns casos apesentar uma pequena redução. Sabe-se,

que a resistência de ponta é completamente mobilizada quando o recalque atinge

valores da ordem de 10% do diâmetro da base para estacas cravadas e 30% do

diâmetro da base para estacas escavadas.

A capacidade de carga de um sistema solo-estaca depende do tipo de solo

onde a estaca será instalada, do tipo de sua execução, da sua seção transversal e

de seu comprimento.

A capacidade de carga não é uma grandeza própria do elemento estrutural

(estaca), pois, na análise da capacidade de carga da estaca, deve-se considerar o

maciço de solo e seus parâmetros de resistência (AOKI E CINTRA, 2000).

Aoki (2000) cita que o tempo de resposta e o comportamento de um elemento

isolado de fundação são únicos, devido ao fato do maciço de solo ser constituídos

por camadas contínuas de diferentes formas de solos, e que também depende das

características e comportamento futuro do elemento estrutural após sua instalação.

De acordo com a NBR 6122 (2010) e Stephan (2000), há três métodos para

se estimar a capacidade de carga:

Estáticos (teóricos e semiempíricos);

Dinâmicos;

Provas de carga.

Segundo Alcantara Junior et al (2004), os métodos teóricos apesentam certa

dificuldade de serem utilizados para a estimativa de capacidade de carga de um

elemento de fundação, pois estes métodos são baseados em fórmulas da Mecânica

dos Solos e parâmetros obtidos em ensaios de laboratório e/ou campo.

Utilizando-se ensaios in situ de penetração, tais como o SPT (Standard

Penetration Test), SPT-T (Standard Penetration Test with Torque Measurements),

CPT (Cone Penetration Test), DMT (Flat Dilatometer Test) e PMT (Pressiômetro

Menard), os métodos estáticos teóricos são os mais difundidos e utilizados no Brasil

para a estimativa da capacidade de carga. Contudo, Carvalho et al (2002)

mencionam que por ser estes ensaios de campo pontuais, a presença de

desdobramentos importantes no perfil do solo podem não serem identificados.

Camapum de Carvalho et al (2010) citam que a grande variabilidade de

resultados de capacidade de carga para as estacas submetidas à esforços axiais,

obtidas com a aplicação de diversos métodos de previsão de capacidade de carga,

108

inviabiliza a recomendação de escolhas de critérios para adoção de um determinado

método, haja vista que esta escolha é influenciada fortemente pela experiência do

engenheiro geotécnico com as propriedades do local da obra.

3.10.1 Métodos semiempíricos

Segundo Alonso (2004), não havia no Brasil, até meados da década de 70,

uma estimativa própria para o cálculo da capacidade de carga à compressão. As

fórmulas teóricas utilizadas para o cálculo destas estimativas conduziam, na maioria

das vezes, a valores muito discrepantes.

Devido às incertezas de muitos parâmetros, correlacionados com o solo,

serem utilizados nos métodos teóricos, Aoki (2010) diz que estes métodos utilizados

para a previsão da capacidade de carga de fundações profundas não são muito

confiáveis. Somente no ano de 1975 surgiu o primeiro método semiempírico nacional

para se estimar a capacidade de carga à compressão, desenvolvida pelos

engenheiros Nelson Aoki e Dirceu Alencar Velloso.

Os métodos semiempíricos se baseiam nos ajustes de equações aos mais

diversos tipos de solo que as estacas atravessam, além do processo executivo do

elemento de fundações (sua perfuração ou cravação no solo), visto que as

condições iniciais do terreno são alteradas, tais como ângulo de atrito da interface

solo-estaca, a adesão solo estaca e dimensão da área de contato, podem ser

alteradas de acordo com o processo executivo adotado (NIEVOV, 2006).

Estes métodos semiempíricos se utilizam dos resultados de ensaios de

campo, como por exemplo, SPT, CPT, SPT-T, dentre outros.

3.10.2 Métodos semiempíricos baseados no ensaio SPT

De acordo com Pérez (2014), o ensaio de investigação geotécnica SPT é

amplamente utilizado em todo o mundo, devido ao seu baixo custo além, da

facilidade em seu equipamento, procedimento e experiência empírica. O ensaio

fornece a identificação da consistência dos solos (coesivos e rochas brandas), bem

como indicadores da densidade dos solos granulares. A NBR 6484 (2001) normatiza

os equipamentos e procedimentos deste ensaio.

Segundo Schnaid e Odebrecht (2012), não é raro o uso de diferentes

procedimentos e equipamentos do padrão internacional. O equipamento do ensaio é

composto por seis partes: amostrador, hastes, martelo, torre ou tripé de sondagem,

cabeça de bater e conjunto de perfuração.

109

O procedimento para a execução do ensaio consiste na cravação do

amostrador no fundo usando a queda de peso de 65 kg, caindo de uma altura de

750 mm. São anotados o numero de golpes para cravar 15 cm, 30 cm e 45 cm, onde

o resultado do ensaio SPT é o numero de golpes necessários para cravar os 30 cm

finais. As amostras são retiradas com o amostrador a cada metro para ensaios de

laboratório. A perfuração é obtida através de um tradagem e circulação de água.

Como resultado, o ensaio SPT fornece características do solo, a profundidade

do nível freático e o número de golpes necessários para a penetração do amostrador

a cada profundidade. Este último resultado é utilizado na classificação de solos

segundo a NBR 6484 (2001), e pode até fornecer parâmetros representativos do

comportamento do solo e na previsão de capacidade de carga e recalques em

fundações através de correlações empíricas.

Tabela 3.6: Classificação dos solo de acordo com o NSPT e o tipo de solo (NBR 6484, 2001).

De acordo com Fellenius (2006), os resultados do ensaio SPT apresentam

certa subjetividade, embora ainda sejam utilizados para a previsão da capacidade de

carga do sistema solo-estaca. Deste modo, a análise quantitativa deve ser realizada

com muito cuidado, baseada sempre na experiência e resultados de ensaios

anteriores de solos analisados em regiões próximas ao novo ensaio. A seguir, são

apresentados os principais métodos semiempíricos baseados no ensaio SPT, cujos

métodos foram utilizados para a previsão da capacidade de carga da estaca neste

trabalho.

110

3.10.2.1 Aoki e Velloso (1975)

De acordo com Pérez (2014), este método surgiu a partir de um estudo

comparativo entre os resultados de provas de carga em estacas com o ensaio de

penetração de cone in situ (CPT).

Segundo Lobo (2005), com o intuito de utilizar os resultados do ensaio SPT,

foi criado uma correlação este com o ensaio CPT (Equação. 3.33). A capacidade de

carga última à compressão pode ser calculada pela através da Equação 3.32:

Pu = Qp + QL = qu . Ap + U . Σ fu . Δl (3.32)

Onde:

Qp = parcela de resistência de ponta (kN);

QL = parcela de resistência lateral (kN);

qu = tensão limite normal no nível da ponta (kPa);

Ap = área da seção transversal na ponta da estaca (m²);

U = perímetro da estaca (m);

fu = tensão limite de cisalhamento ao longo do fuste (kPa);

Δl = espessura da camada de solo (m).

Os valores de qu e fu são calculados a partir do número de golpes do ensaio

SPT da camada de solo analisada:

qu = . fu = (3.33)

Onde:

F1 e F2 = fatores de correção;

K = coeficiente de ponta que depende do tipo de solo (kPa);

αAV = razão de atrito (kPa);

Np = índice médio de resistência à penetração na cota de apoio da estaca;

Nl = índice médio de resistência à penetração na camada de solo Δl;

Logo, a capacidade de carga pode ser estimada através da seguinte fórmula:

Pu = . Ap + . αAV . K . Nl . Δl) (3.34)

Os coeficientes F1 e F2 são fatores de correção ajustados após análises de

63 provas de carga realizadas em vários estados do Brasil, determinados em função

do tipo de estaca, cujos valores são mostrados nas Tabelas 3.7 e 3.8. Os valores de

K e αAV foram propostos, com base na experiência e em valores da literatura, em

função do tipo de solo.

111

Tabela 3.7: Fatores de correção F1 e F2 (CINTRA E AOKI, 2010).

Tabela 3.8: Coeficientes K e razão αAV (CINTRA E AOKI, 2010).

Adota-se fator de segurança igual a 2,00 para o cálculo da capacidade de

carga admissível da estaca.

3.10.2.2 Método Laprovitera (1998) e Benegas (1993)

Analisando os resultados de provas de cargas realizadas pela COPPE-UFRJ,

os autores em suas dissertações de mestrado propuseram novos valores de αAV, K,

F1 e F2, utilizando a mesma formulação de Aoki-Velloso (1975).

Visando a melhoria da previsão da capacidade de carga última à compressão,

os autores não mantiveram a relação F2=2.F1. Laprovitera (1998) avaliou os

coeficientes αLB e KLB com base nos valores modificados por Danziger (1982). As

Tabelas 3.9 e 3.10 mostram os valores de αLB, KLB, F1 e F2, respectivamente.

112

Tabela 3.9: Valores de correção F1 e F2 (LAPROVITERA, 1998).

Tabela 3.10: Valores de correção αLB e KLB (LAPROVITERA E BENEGAS, 1993,

1998).

3.10.2.3 Método Décourt e Quaresma (1978), modificado por Décourt

(1996)

Baseada nos resultados obtidos pelo ensaio SPT, foi desenvolvido

inicialmente para estacas pré-moldadas de concreto cravadas. Décourt (1996)

introduz dois fatores de ajuste da capacidade de carga “αDEC” e “βDEC” para englobar

outros tipos de estacas. A carga de ruptura pode ser calculada por:

Pu = αDEC . QP + βDEC . QL = αDEC . qu . AP + βDEC . fu . Δl (3.35)

A Equação 3.35 pode ser reescrita como:

Pu = αDEC . CDEC . Np . AP + βDEC . 10 . ( + 1) . U . Δl (3.36)

Onde:

113

Np = índice médio de resistência à penetração na cota de apoio da estaca,

obtido a partir de três valores: o correspondente ao nível da ponta ou base, o

imediatamente anterior e o imediatamente posterior;

CDEC = coeficiente que correlaciona a resistência à penetração com a

resistência de ponta em função do tipo de solo (kPa);

αDEC = fator aplicado à parcela de ponta, de acordo com o tipo de solo e

estaca (kPa);


βDEC = fator aplicado à parcela de atrito lateral, de acordo com o tipo de solo e

estaca (kPa);



Nl é calculado como a resistência média à penetração do SPT ao longo do

fuste da estaca, não considerando os valores que serão utilizados na resistência de

ponta. Vale ressaltar que para o cálculo de Nl se adotam os seguintes limites: para

estaca de deslocamento e estacas escavadas com fluído estabilizante 3

golpes<NSPT<50 golpes e para estacas Strauss e tubulões a céu aberto 3

golpes<NSPT<15 golpes. A Tabela 3.11 mostra os valores de CDEC e a Tabela 3.12

mostram os valores de αDEC e βDEC.

Tabela 3.11: Valores CDEC (kPa) em função do tipo de solo (DÉCOURT, 1978).

Tabela 3.12: Valores αDEC e βDEC (kPa) em função do tipo de solo e estaca (DÉCOURT, 1996).

O fator de segurança para esta fórmula dever ser de 1,3 para a carga lateral e

4,0 para a carga de ponta.

114

3.10.2.4 Método Meyerhof (1976)

De acordo com Esteves (2005), Meyerhof foi um dos pioneiros em investigar e

estabelecer um método de previsão de capacidade de carga com base em ensaio

SPT. Publicou seu trabalho em 1956 (Meyerhoh, 1956) e apresentou seu trabalho na

sua Terzaghi Lecture em 1976 (Meyerhof, 1976).

De acordo com Velloso e Lopes (2002), os principais resultados de sua

pesquisa foram:

a)Para estacas cravadas até uma profundidade D em solos arenosos, a

resistência unitária de ponta (em kgf/cm²) é dada por:

qp= < 4. Np (3.37)

Onde:

Np = índice médio de resistência à penetração na cota de apoio da estaca,

obtido a partir de três valores: o correspondente ao nível da ponta ou base, o

imediatamente anterior e o imediatamente posterior;

D = profundidade de embutimento da estaca na camada de apoio da ponta

(cm);

B = diâmetro ou maior seção da estaca (cm).

A resistência unitária por atrito lateral (em kgf/cm²) é dada por:

qs = (3.38)

Nl = índice médio de resistência à penetração ao longo do fuste.

b)Para siltes não plásticos é recomendado como limite superior da resistência

de ponta (em kgf/cm²) o valor obtido pela seguinte equação:

qs = 3 . Nl (3.39)

c) Para estacas executadas sem deslocamento do terreno em solos não

coesivos a resistência de ponta é da ordem de 1/3 da obtida pela

aplicação das expressões (3.37) e (3.39) e a resistência lateral é da ordem

da 1/2 obtida na expressão (3.38);

d)Se as propriedades da camada de suporte arenosa variam nas

proximidades da ponta da estaca, deve-se adotar para N um valor médio

calculado ao longo de 4 diâmetros para cima e um diâmetro abaixo da

ponta da estaca;

e)Quando a camada de suporte arenosa for sobrejacente a uma camada

fraca, e espessura H entre a ponta da estaca e o topo desta camada for

menor que a espessura crítica da ordem de 10.B, a resistência da ponta

da estaca será dada por:

115

qp = q0 + ( ) . H < q1 (3.40)

Onde:

q0 = resistência na camada limite fraca inferior (kgf/cm²);

q1 = resistência na camada limite resistente (kgf/cm²);

H = distância entre a ponta da estaca e o topo da camada fraca (cm).

As definições q0 e q1 estão ilustradas na Figura 3.51.

Figura 3.51: Estaca assente em camada resistente sobrejacente a uma camada fraca (ESTEVES, 2005).

f) Para estacas em argilas, não é apresentada nenhuma relação direta entre

capacidade de carga e o valor N obtido no ensaio SPT.

3.10.2.5 Método Pedro Paulo Velloso (1981)

Desenvolvido no ano de 1981, o autor utiliza os resultados do ensaio CPT

para estimar a capacidade de carga, entretanto este método pode ser aplicado com

base em resultados de ensaio SPT, através de correlações entre os ensaios CPT e

SPT. A capacidade de carga á ruptura da estaca à compressão pode ser calculada

por:

Pu = αPPV . βPPV . qu . Ap + αPPV . λPPV . U . ΣfU . Δl (3.41)

Onde:

αPPV = fator de execução da estaca (1,0 para estaca escavada e 0,5 para

estaca cravada);

βPPV = fator de carga de ponta em função da dimensão da ponta da estaca, o

qual relaciona o modelo do cone ao comportamento da estaca. Para estacas

116

comprimidas βPPV é dado por: βPPV = 1,016 – 0,016 . , sendo D o diâmetro do fuste

e d o diâmetro da ponta do cone CPT (3,6 cm no cone padrão);

qu = resistência média de ponta (kPa);

λPPV = fator de carregamento da estaca (1,0 para estaca de compressão 0,7

para tração);


fU = atrito lateral médio (kPa);


Os valores de qu e fu são calculados através do número de golpes do ensaio

SPT.

qu = (3.42)

fU = a’ (3.43)

Onde:

a, a’, b, b’ = parâmetros de correlação entre o SPT e CPT (valores

encontrados na Tabela 3.13);

N1 = valor médio de NSPT, calculado desde a cota da ponta da estaca até dois

diâmetros acima dela;

N2 = valor médio de NSPT, calculado desde a cota da ponta da estaca até um

diâmetro abaixo da mesma;


Tabela 3.13: Valores aproximados de a, a’, b e b’ (VELLOSO, 1981, apud CINTRA E AOKI, 1996).

117

3.10.2.6 Método Teixeira (1996)

Baseada em parâmetros αTEX e βTEX, a equação proposta pelo autor para

cálculo da capacidade de carga é descrita como:

PU = Qp + QL = αTEX . NPTEX . Ap + U . Σ βTEX . Nl . Δl (3.44)

Onde:

αTEX = parâmetro adotado em função do tipo de solo e estaca (kPa);

NPTEX = valor médio do índice de resistência à penetração medido no intervalo

de 4 diâmetros acima da ponta da estaca e 1 diâmetro abaixo;


Ap = área da seção transversal na ponta da estaca (m²);


βTEX = parâmetro adotado em função do tipo de solo e estaca (kPa);


Porém, este método não se aplica as estacas pré-moldadas de concreto

flutuantes em espessas camadas de argila mole, com NSPT inferior a três golpes

(CINTRA E AOKI, 2010). As Tabelas 3.14 e 3.15 mostram os valores de αTEX e βTEX,

respectivamente.

Tabela 3.14: Valores de αTEX (kPa) em função do tipo de solo e estaca (TEIXEIRA, 1996).

Tabela 3.15: Valores de βTEX (kPa) em função do tipo da estaca (TEIXEIRA, 1996).

118

Adota-se fator de segurança igual a 2,00 para e resistência lateral admissível

e fator de segurança igual a 4,00 para a carga admissível de ponta.

3.10.2.7 Método da UFRGS (LOBO, 2005)

Desenvolvida a partir de conceitos físicos e baseados em resultados do

ensaio SPT, Lobo (2005) propõe uma nova interpretação do ensaio, sugerida por

Odebrecht (2003), onde se calcula uma força de ração dinâmica do solo à cravação

do amostrador SPT.

A capacidade de carga é calculada por:

Pu = βUFRGS . 0,7. FD . + αUFRGS . . Σ FD . Δl (3.45)

Onde:

βUFRGS = coeficiente de ajuste aplicado para a resistência de ponta;

AP = área da ponta ou base da estaca (m²);

ap = área da ponta do amostrador SPT (20,4 cm²);

αUFRGS = coeficiente de ajuste aplicado para resistência lateral;

al = área lateral total do amostrador SPT (externa + interna = 810,5 cm²);


Para o cálculo da variação de energia potencial (Fd), o autor sugere a

seguinte equação:

Fd = ƞ3 . [ƞ1 . (0,75 + Δρ) . Mm . g + ƞ2 . Δρ . Mh . g] . (3.46)

Onde:

ƞ1= eficiência do golpe = 0,764;

ƞ2 = eficiência das hastes = 1,0;

ƞ3 = eficiência do sistema = 0,0907 – 0,0066.z;

z = comprimento da haste que penetrou no solo (m);

Mm= massa do martelo (kg);

Mh = massa da haste = 3,23 kg/m;

g = aceleração da gravidade (m/s²);

Δρ = penetração do golpe = 30/NSPT (m/golpes).

Os coeficientes αUFRGS e βUFRGS são obtidos por meio de correlações

estatísticas entre os valores previstos pelos métodos propostos e valores medidos

em provas de carga estática. Esta análise foi realizada com base em resultados de

324 provas de carga à compressão e 43 provas de à tração feita em diferentes tipos

119

de estacas, tais como: cravadas metálicas, cravadas pré-moldadas de concreto,

hélice contínua e escavadas. A Tabela 3.16 contem os valores de αUFRGS e βUFRGS.

Tabela 3.16: Valores de αUFRGS e βUFRGS (kPa) em função do tipo da estaca (LOBO, 2005).

3.10.3 Métodos de previsão de capacidade de carga dinâmicos

Velloso e Lopes (2002) afirmam que as fórmulas dinâmicas buscam ao

máximo correlacionar a energia de queda do martelo com a resistência à cravação

da estaca, através das medidas de nega. Baseadas na conservação de energia,

estas fórmulas incorporam as leis de choque de Newton, sendo a maioria destas

deduzidas com base na lei de Newton referente ao impacto entre dois corpos

rígidos, igualando-se a energia de queda do martelo com a nega multiplicada pela

resistência à cravação, onde inicialmente não eram consideradas as perdas de

energia durante o choque. Posteriormente, diversos autores introduziram estas

perdas em suas fórmulas revisadas, sendo que tais perdas variam de acordo com

cada autor.

A cravação de uma estaca é um fenômeno dinâmico e, portanto, além da

resistência estática do solo, há a mobilização da resistência dinâmica. Desta forma,

a carga de trabalho obtida através das fórmulas dinâmicas, deve ser feita dividindo-

se a resistência à cravação por um coeficiente de correção que fará o devido

desconto da resistência dinâmica (VELLOSO E LOPES, 2002).

Diversas fórmulas dinâmicas podem ser vistas em Chellis (1961) e Whitaker

(1963). Estas fórmulas se baseiam na conservação da energia, onde a energia

potencial do martelo é igualada ao trabalho realizado na cravação das estacas,

acrescentando-se eventuais perdas de energia que podem ocorrer durante o

processo (Figura 3.52).

De acordo com Medrano (2014), as fórmulas dinâmicas são expressões

matemáticas cujo objetivo é correlacionar medidas de deslocamento da estaca, tais

como dados de nega e repique elástico registrados durante a cravação, com um

120

valor de resistência mobilizada, que a princípio não é o valor da carga de ruptura da

estaca.

Figura 3.52: Fórmulas dinâmicas de cravação (SANTOS, 2000).

De uma maneira geral, pode-se escrever:

W . h = Rd . s + X (3.47)

Onde: W = peso do martelo;

H = altura de queda;

Rd = resistência à cravação;

S = penetração ou nega;

X = perdas de energia (energia não utilizada em fazer a estaca

penetrar no solo).

De acordo com Velloso e Lopes (2002), as principais perdas de energia em

martelos de queda livre ocorrem por:

Atrito dos cabos na roldana;

Atrito do martelo nas guias.

Além disso, há uma perda de energia associada às deformações elásticas da

estaca, do solo e do sistema de amortecimento (cepo, coxim, dentre outros).

Entretanto, há uma terceira perda de energia, não computada nas fórmulas

dinâmicas, pois depende do operador do bate-estaca, que decorre da atuação

precoce do guincho ao final da queda do martelo (VIEIRA, 2006).

121

A seguir, serão apresentadas algumas fórmulas dinâmicas que se baseiam

nas considerações já citadas anteriormente.

Cabe observar que as fórmulas dinâmicas servem especialmente como um

elemento de controle de cravação, não fornecendo o valor real da capacidade de

suporte estática da estaca (ALBUQUERQUE, 1996).

3.10.3.1 Fórmula de Sanders

Proposta em 1851, esta fórmula iguala a energia de queda do martelo com o

deslocamento da estaca multiplicado pela resistência à penetração. Vale ressaltar

que esta fórmula despreza qualquer tipo de perda de energia (Figura 3.53).

Pm . h = Rd . s (3.48)

Onde: Pm = peso do martelo (kN);

h = altura de queda (cm);

s = nega (cm/golpe);

Rd = resistência à penetração (kN).

Para se obter a carga admissível de uma estaca através desta fórmula, a

resistência à cravação deve ser dividida por um fator de correção igual a 8, que fará

o devido desconto da resistência dinâmica (VELLOSO E LOPES, 2002).

Figura 3.53: Hipótese adotada na fórmula de Sanders (ARAÚJO, 1988).

Na figura anterior, o eixo w corresponde ao deslocamento da estaca.

3.10.3.2 Fórmula de Wellingnton ou da Engineering News Record

Proposta por A.M Wellingnton em 1888, a fórmula da Engineering News

Record se baseia na premissa de que, sob a ação do martelo, a estaca se encurta

elasticamente e posteriormente penetra no solo encontrando uma dada resistência

Rd, seguindo o diagrama mostrado na Figura 3.54.

122

Figura 3.54: Hipótese adotada na fórmula do Engineering News Record (VELLOSO E LOPES, 2002).

Rd = (3.49)


h = altura de queda do martelo (cm);


c = encurtamento elástico para a estaca (cm);


Foram sugeridos os seguintes valores de para o encurtamento elástico c da

estaca.

c = 2,54 cm para martelo de queda livre;

c = 0,254 cm para martelo de ação simples, duplas e diferenciais a vapor.

Deve-se adotar para esta fórmula um fator de correção das incertezas igual a

6.

3.10.3.3 Fórmula dos Holandeses

Esta fórmula, proposta em 1812, utiliza a relação entre a massa da estaca

(Pest) e a massa do martelo (Pm) de cravação, para considerar a perda de energia no

impacto entre dois corpos:

Rd = (3.50)

Onde: Pest = peso da estaca (kN);


Pm = peso do martelo (kN);



123

Para martelos de gravidade se deve adotar um fator de correção igual a 10 e,

para martelos a vapor se adota um fator de correção das incertezas igual a 6.

3.10.3.4 Fórmula de Brix

Baseada na teoria do choque Newtoniano, a fórmula de Brix adota as

seguintes premissas, adotando-se fator de correção das incertezas igual a 5:

Desprezam-se as elasticidades que possam apresentar a estaca e o

martelo;

Admite-se, que logo após o choque, o martelo se separa da estaca para

efetuar o segundo golpe, não continuando seu peso a auxiliar a

penetração da estaca.

Logo, a resistência a penetração (Rd) é dada por:

Rd= (3.51)



Pest = peso da estaca (kN);



3.10.3.5 Fórmula de Hiley

Em 1925, Hiley propôs que em sua fórmula ocorrem as seguintes perdas de

energia:

A eficiência do martelo (ef);

Perdas no impacto (ef . Pm . h .[ ]), onde ef é o coeficiente de

restituição elástica;

Perdas por compressão elástica do capacete ( ;

Perdas por compressão elástica da estaca ( = );

Perdas por compressão elástica do solo ( );

Então, pode-se escrever:

Rd . s = ef . Pm . h - ef . Pm . h . (ef . Pm . h .[ ]) - ( )- ( ) –(

) (3.52)

Combinando-se os termos, obtém-se a fórmula de Hiley.

124

Rd = . (3.53)

Para esta fórmula, considera-se um fator de correção das incertezas entre 2 e

6.

Valores de C1, C2 e C3 e ef podem ser encontrados em Chellis (1961) a

Araújo (1988).

O fabricante de martelos a diesel Kobe propõe uma adaptação da fórmula de

Hiley, que toma a forma (VELLOSO E LOPES, 2002):

Rd = . (3.54)





c = encurtamento elástico da estaca (cm);


O fabricante recomenda uma fator de correção das incertezas igual a 4 para

cargas permanentes e igual a 2 para temporárias.

3.10.3.6 Fórmula de Janbu

A fórmula de Janbu, proposta em 1953, adota constantes empíricas e a

relação entre as massas da estaca e do martelo, bem como as perdas de energia

por compressão elástica da estaca.

Pm . h = Rd . s . (0,75 + 0,15 . ) . ( 1 + ) (3.55)

Sendo λ:

λ =





Em = módulo de Young do material da estaca (kN/m²);

A = área da seção transversal da estaca (cm²);

L = comprimento da estaca (cm);

125


Recomenda-se uma fator de correção das incertezas igual a 2.

3.10.3.7 Fórmula dos Dinamarqueses

Desenvolvida por Sorensen & Hansen (1957), esta fórmula considera a

eficiência do martelo (ƞ) e a perda de energia na compressão elástica da estaca.

Resultados dos estudos desenvolvidos por Danzinger e Ferreira (2005)

mostraram que esta fórmula é a mais indicada para a previsão de capacidade de

carga para estacas metálicas.

A fórmula é baseada em:

ƞ . Pm . h = Rd . s + X (3.56)

Sendo:

X = . (3.57)





Em = módulo de Young do material da estaca (kN/m²);


ƞ = eficiência do sistema de cravação;

L = comprimento da estaca (m);


Recomenda-se que a eficiência seja ƞ = 0,7 para martelos de queda livre e ƞ

= 0,9 para martelos a diesel. Como orientação para a cravação, sugere-se:

Tabela 3.17: Recomendações para a cravação de estacas (VELLOSO E LOPES, 2002).

É recomendado um fator de correção das incertezas igual a 2 para esta

fórmula.

126

3.10.4 Métodos de previsão de capacidade de carga geotécnica à

compressão baseados no repique elástico

Os estudos da avaliação da capacidade de carga de uma estaca, baseada no

repique elástico medido no fim da cravação, têm-se intensificado ao longo dos anos.

De acordo com Machado (1995), isto ocorre em nível nacional e internacional,

seguindo então propostas de novos métodos e fórmulas para se obter a capacidade

de carga das estacas, visto que diversos autores, principalmente do Japão,

desenvolveram pesquisas importantes sobre este assunto, juntamente com os dados

de nega.

No Brasil, estudos com dados de repiques têm sido alvo de aplicações

práticas com bons resultados (AOKI, 1986; GOMES E LOPES, 1986).

A utilização do repique, como controle alternativo à nega para cravação de

estacas, foi sugerida por Chellis (1951).

O repique elástico é obtido por meio da medição do deslocamento ao longo

do tempo, de uma seção da estaca próxima ao topo, devido ao golpe do martelo de

cravação.

Segundo Aoki (1991), o deslocamento do topo da estaca é provocado pela

aplicação do golpe do martelo, sendo que estes deslocamentos correspondem às

deformações elásticas e plásticas na estaca e no solo. Este deslocamento atinge um

valor máximo igual a K+S, onde K é uma parcela de deslocamento recuperado e S o

valor de um deslocamento final.

A deformação elástica recuperada, medida no topo da estaca, é

correspondente ao valor de K, que é a soma das parcelas de compressão elástica

do solo e do fuste abaixo da ponta da estaca. No cálculo da capacidade de carga

pelo método de Uto et al (1985), a parcela devida à compressão elástica do fuste é

definida por K0, por Chellis (1951) é definida por C2, enquanto que a parcela devida

à compressão do solo abaixo da ponta da estaca é Ks e C3, respectivamente

(ALBUQUERQUE, 1996).

Machado (1995) cita que a estimativa da capacidade de carga utilizando o

valor de repique seria uma alternativa conceitualmente mais precisa, quando

comparadas aos métodos de capacidade de carga dinâmicos. Porém, a falta de um

sistema de medição de deslocamento de estacas mais eficiente e preciso em campo

acaba por limitar o uso de repiques no computo de capacidades de cargas para as

estacas. Entretanto, diversas linhas de pesquisas têm sido desenvolvidas com o

127

intuito de se aprimorar cada vez mais este sistema de medição. O Instituto de

Pesquisas Tecnológicas de São Paulo (IPT) desenvolveu na década de 1990 um

protótipo automatizado para a medição de repique elástico.

A seguir, apesentam-se algumas fórmulas que estimam a carga mobilizada

através do repique elástico.

3.10.4.1 Método de Chellis (1951) – Velloso (1987)

Neste método, o autor propõe que a resistência mobilizada (Rd) durante o

processo de cravação seja diretamente proporcional à compressão elástica do fuste

(C2). Logo, a própria estaca se comportaria como medidor de resistência mobilizada,

onde os valores de C2 durante a cravação e em seu final seriam utilizados como

parâmetros para aferição da resistência que o solo impõe à penetração da estaca

cravada.

C2 = (3.58)

Onde: Rd = resistência mobilizada na cravação (kN);


L = profundidade do centro da resistência à cravação (m);

Em = módulo de elasticidade do material da estaca (kPa).

Logo, é possível escrever:

Rd = (3.59)

Velloso, 1987 (apud MACHADO, 1995) propõe uma expressão aproximada

que é:

Rd ≡ . A . Em (3.60)




Em = módulo de elasticidade do material da estaca (MPa).

Kr = valor do repique elástico da estaca (C2 + C3) (m);

C3 = valor da compressão elástica (quake) do solo abaixo da ponta da

estaca;

α = coeficiente que exprime a relação entre a parcela de carga da

ponta e carga total da estaca.

128

O coeficiente α pode ser obtido pela seguinte expressão:

α = + 0,61 . ( L - ) (3.61)

Onde: Qpu,calc = resistência de ponta da estaca mobilizada na cravação (kN);

Qu,calc = resistência total da estaca mobilizada na cravação (kN);

Segundo Aoki (1986), o cálculo de C2 deve fazer parte do cálculo da

capacidade de carga pelo método estático, as duas parcelas da capacidade de

carga (fuste e ponta) são conhecidas, bem como a distribuição do atrito lateral que

determina o valor de α (para o caso de estacas relativamente curtas).

Os valores de C3 a serem somados se situam tipicamente numa faixa de 2,5

mm para areias e até 7,5 mm para argilas (VIEIRA 2006).

Este método fornece a resistência mobilizada de trabalho, sendo necessário

multiplicar o valor obtido pelo coeficiente de correção a ser adotado em projeto.

3.10.4.2 Método de Uto et al (1985)

UTO et al (1985) propuseram uma equação simplificada para a determinação

da capacidade de carga de uma estaca cravada. Obtida a partir da equação da onda

e, resolvendo-se a mesma, tendo como condições de contorno o valor constante da

resistência da ponta da estaca, o repique medido no topo da estaca ao ser cravada,

além de desconsiderar o atrito lateral dinâmico, apresenta-se a seguinte equação de

uso geral:

Rd = + (3.62)




Em = módulo de elasticidade do material da estaca (MPa).

Kr = valor do repique elástico da estaca (C2 + C3) (m);


Nméd,spt = valor médio do SPT;

F1 = fator de correção do atrito lateral, igual a 2,5 para estacas de aço

ou concreto;

F2 = fator de correção devido ao comprimento da onda de impacto ser

diferente de 2L, dado por:

129

F2 = (3.63)

Onde: Pm = peso do martelo (kgf);

Pest = peso da estaca (kgf);

Caso seja adotada esta fórmula para o cálculo da capacidade de carga da

estaca, recomenda-se adotar um fator de correção igual a 4 para cargas

permanentes e 2 para cargas temporárias.

A execução de centenas de provas de carga tem levado a conclusão de que a

fórmula proposta por Chellis (1951) superestima os valores da carga última,

enquanto que a fórmula de Uto et al (1985), a subestimava.

Logo, de acordo com Souza Filho e Abreu (1989), o valor da carga última

deve ser considerado como a média entre estes dois métodos.

130

4.MATERIAIS E MÉTODOS

As estacas ensaiadas fazem parte das fundações de um edifício comercial

com 18 pavimentos e mais um subsolo, localizado na região sudeste da cidade do

Recife/PE.

O projeto de fundações proposto previu o uso de estacas pré-moldadas de

concreto armado centrifugado de seção circular EC-500/90 mm e EC-400/90 mm (de

fabricação da T&A Pré-Fabricados) e estacas mistas de concreto armado

centrifugado EC-500/90 mm e metálica HP310x79 (fabricada pela GERDAU). A

Tabela 4.1 mostra as quantidades totais de estacas utilizadas na obra.

Tabela 4.1: Quantidades totais de estacas utilizadas na obra (ENSOLO, 2012).

Figura 4.1: Estacas utilizadas na obra.

As Tabelas 4.2 e 4.3 mostram as características das estacas pré-moldadas de

concreto e metálicas fornecidas pelos fabricantes, respectivamente.

131

Tabela 4.2: Características técnicas da estaca pré-moldada de concreto centrifugado EC 500/90 mm (T&A PRÉ-FABRICADOS, 2014).

Figura 4.2: Descrição da estaca pré-moldada de concreto armado centrifugado de seção circular EC 500/90 mm (T&A PRÉ FABRICADOS, 2014).

Tabela 4.3: Características técnicas do perfil metálico HP310x79,0 (GERDAU, 2006).

4.1 Local de realização dos ensaios

As provas de carga ocorreram na obra do Edifício Empresarial Grand Tower

Shopping, localizado na Rua Padre Carapuceiro, n° 1246, Boa Viagem, Recife/PE,

cujas coordenadas de latitude e longitude são -8.1205233 e 34.90671829,

respectivamente, correspondendo a uma área de aproximadamente 10.000,00 m².

132

Figura 4.3: Localização da obra onde foram executadas as provas de carga estáticas na cidade do Recife/PE (GOOGLE MAPS, 2014).

Figura 4.4: Localização da obra (ampliada) onde foram executadas as provas de carga estáticas na cidade do Recife/PE (GOOGLE MAPS, 2014).

133

4.2 Características geológicas

Do ponto de vista morfológico, a cidade do Recife apresenta duas paisagens

muito distintas: os morros e as planícies. Edificações de grande porte ocupam a

cidade no espaço confinado entre os morros e a orla marítima, que se constitui em

uma grande planície.

Gusmão Filho (1982), Alheiros et al (1990) e Gusmão (2007) descrevem as

características geológicas do Recife da seguinte forma: “A planície do Recife é de

origem flúvio-marinha com dois níveis de terraços marinhos arenosos,

correspondentes à penúltima e última transgressão marinha. Há ainda depósitos de

mangues, sedimentos flúvio lacunares e aluviões recentes. Nesse contexto

geológico, o subsolo típico é muito variado. Encontra-se camadas de areia fina e

média, intercaladas ou seguidas por outras, seja de argila orgânica mole, seja de

areia concrecionada muito compacta ou arenitos bem consolidados. Os depósitos de

argila orgânica mole e média são encontrados em cerca de 50% da área da planície,

muitas vezes em subsuperfície e com espessuras superiores a 15 metros. Nos

morros, que se situam na periferia da cidade, são encontrados sedimentos da

Formação Barreiras (areias e argilas variegadas). Têm-se também com frequência a

presença de arenitos no nível superficial do perfil de subsolo da cidade, aparecendo

em ambos os terraços marinhos pleistocênico e halocênico, especialmente na

planície costeira. Há ainda, alguns locais da cidade onde aparecem camadas de

fragmentos de conchas e/ou corais, misturados ou não às areias”.

134

Figura 4.5: Unidades geológicas da cidade do Recife/PE (ALHEIROS et al, 1990).

Logo, a prática de fundações em Recife está intimamente ligada às

características geológico-geotécnicas do subsolo, mesmo que outros fatores possam

influenciar na escolha e sejam assim encontrados diversos tipos de fundações na

cidade (GUSMÃO, 2000; PACHECO et al, 2000).

135

4.3 Ensaios de campo

As investigações e ensaios in situ iniciaram em no dia 23 de abril de 2012 e

se constituíram em campanhas de sondagens SPT (Standard Penetration Test). A

Tabela 4.4 mostra o resumo dos ensaios realizados.

Tabela 4.4: Resumo dos ensaios in situ realizados no local da obra (ENSOLO, 2012).

A Figura 4.6 mostra a locação das sondagens executadas no terreno.

Figura 4.6: Locação dos furos de sondagens com ensaio SPT (ENSOLO, 2012).

As Figuras 4.7 e 4.8 mostram os resultados das sondagens do ensaio SPT do

furo SP.04, este mais próximo das estacas submetidas à prova de carga estática

instrumentada.

As Figuras 4.9 e 4.10 mostram os perfis geológicos geotécnicos entre as

sondagens SP.01 e SP04 e SP.04 e SP.05, respectivamente.

136

Figura 4.7: Resultado do ensaio SPT (SP.04) próximo à estaca mista E25 (ENSOLO, 2012).

137

Figura 4.8: Resultado do ensaio SPT (SP.04) próximo à estaca pré-moldada E624 (ENSOLO, 2012).

138

Figura 4.9: Perfil geológico geotécnico entre as sondagens SP.01 e SP.04 (ENSOLO, 2012).

139

Figura 4.10: Perfil geológico geotécnico entre as sondagens SP.04 e SP.05 (ENSOLO, 2012).

140

4.4 Estacas

4.4.1 Estaca mista pré-moldada de concreto armado centrifugado de

seção circular e metálica

A Figura 4.11 mostra a composição da estaca mista E25 submetida à prova

de carga estática instrumentada em profundidade.

Figura 4.11: Descrição da estaca mista E25 submetida ao ensaio de prova de carga estática instrumentada (ENSOLO, 2012).

A Tabela 4.5 apresenta os elementos técnicos do projeto que serviram de

parâmetros para a execução das estacas mistas.

Tabela 4.5: Elementos técnicos do projeto (ENSOLO, 2012).

141

A união entre o elemento pré-moldado e a estaca metálica foi feita através de

uma chapa metálica circular com diâmetro de 500 mm e espessura de 20 mm,

soldada posteriormente à cravação do segmento metálico no solo na parte superior

do perfil metálico. A união desta chapa metálica ao elemento de concreto

centrifugado foi executada por meio de anéis de solda, a cerca de 1,50 m de altura

do solo, possibilitando desta maneira que o processo de soldagem entre os anéis

metálicos das estacas pré-fabricadas de concreto com as referidas chapas metálicas

de interligação fossem efetuados pela parte superior, permitindo desta forma uma

melhor qualidade da soldagem, e também facilitando o processo operacional deste

processo, pois não houve a necessidade do soldador se debruçar rente ao solo para

executar o procedimento de soldagem desses elementos.

Figura 4.12: Detalhe do perfil metálico HP310x79 cravado com a chapa metálica soldada na sua parte superior.

Após o término da cravação da estaca metálica, soldou-se o elemento pré-

moldado à chapa metálica por meio de um anel de solda, constituindo-se desta

forma a estaca mista. A união entre segmentos de perfis metálicos (quando

142

necessários) foi realizada por meio de talas metálicas, estas obtidas através dos

cortes das mesas e almas do próprio perfil metálico, soldadas aos perfis metálicos.

Figura 4.13: Detalhes das emendas utilizadas nas estacas mistas e entre os perfis metálicos.

A Figura 4.14 mostra a união entre o segmento metálico e o elemento pré-

moldado.

Figura 4.14: Detalhes da execução da união entre os segmentos que compõem a estaca mista E25.

143

4.4.2 Estaca pré-moldada de concreto armado centrifugado de seção

circular

A Figura 4.15 mostra a composição da estaca E624 pré-moldada de concreto

armado centrifugado de seção circular submetida ao ensaio de prova de carga

estática instrumentada.

Figura 4.15: Descrição da estaca pré-moldada de concreto centrifugado E624 submetida ao ensaio de prova de carga estática instrumentada (ENSOLO, 2012).

A Tabela 4.6 apresenta os elementos técnicos do projeto que serviram de

parâmetros para a execução das estacas pré-moldadas.

144

Tabela 4.6: Elementos técnicos do projeto para as estacas pré-moldadas de concreto armado centrifugado de seção circular (ENSOLO, 2012).

A união entre os segmentos de concreto centrifugado foi realizada através de

anéis de solda.

Figura 4.16: Detalhe da união entre os elementos pré-moldados de concreto armado centrifugado.

4.5 Instrumentação

Apresenta-se neste item o processo de instrumentação empregado nas

estacas desta pesquisa.

4.5.1 Instrumentação da estaca mista pré-moldada de concreto armado

centrifugado de seção circular e metálica

Para este tipo de estaca, foram utilizados processos distintos de

instrumentação, pois como são estacas de materiais diferentes, não seria possível

utilizar um único procedimento.

No segmento pré-moldado, utilizou-se do processo por meio de instalação de

barras de aço instrumentadas em laboratório, em configurações do tipo ponte

completa no segmento de concreto em quatro níveis (0,70 m; 7,10 m; 13,57 m e

15,97 m). No segmento metálico, o processo foi realizado in-loco por meio da

colagem dos strain-gages na seção da estaca. Neste material utilizou-se da ligação

145

ponte completa e 1/4 de ponte em quatro profundidades (19,15 m; 25,10 m; 30,75 m

e 32,25 m). Estes pontos foram distribuídos de maneira a fornecer informações

oriundas dos diferentes níveis do subsolo.

Uma das finalidades em instrumentar com dois tipos de ligação no elemento

metálico foi para que se pudesse comparar os sinais obtidos na prova de carga

estática e compará-los. A Figura 4.17 mostra a estaca mista com os níveis de

instrumentação instalados.

Figura 4.17: Posição dos sensores da instrumentação na estaca mista E25 submetida ao ensaio de prova de carga estática instrumentada.

146

4.5.1.1 Segmento de concreto

A instrumentação instalada consistiu de extensômetros elétricos de

resistência (strain gages) KFG-2-120-D16-11 da marca KYOWA INSTRUMENTS,

colados em barras de aço CA-50, com 12,5 mm de diâmetro e 0,4 m de

comprimento. Ligados em ponte completa e calibrados em laboratório.

Apresenta-se a seguir o processo executado em laboratório para

instrumentação da barra de aço.

A superfície da barra, na região onde os strain gages seriam colocado, retirou-

se as nervuras, de forma a deixar a superfície lisa, removendo-se todas as

impurezas sobre superfície lixada com acetona (Figura 4.18);

Figura 4.18: Detalhes do preparo da superfície da barra de instrumentação.

Em seguida, posicionaram-se e fixados os strain gages na superfície preparada

com adesivo (Cianocrilato), e montada as ligações em ponte completa (Figura

4.19);

Figura 4.19: Detalhes das ligações dos strain gages.

Aos sensores instalados na barra metálica foram conectados os cabos elétricos

que coletam os dados de deformação. Para proteção mecânica adicionou-se

sobre o nível de instrumentação uma resina de silicone (Figura 4.20).

147

Figura 4.20: Detalhes da ligação dos cabos elétricos aos strain gages e proteção dos mesmos.

As barras instrumentadas instaladas no interior dos elementos de concreto

centrifugado foram aferidas em laboratório da Unicamp, cujo principal objetivo avaliar

a qualidade da instrumentação. Na Figura 4.21 é possível verificar a barra

instrumentada concluída.

Figura 4.21: Detalhe final da barra instrumentada.

Estas barras foram unidas posteriormente, à medida que iam sendo

colocadas no interior da estaca pré-moldada, a barra do mesmo material, com

comprimentos de 6,00 m; 6,10 m; 2,00 m e 1,60 m, até formarem uma barra

148

contínua. Para possibilitar as emendas das barras, foi utilizado o sistema de rosca

nas pontas, com acoplamento de luvas de mesmo material.

4.5.1.2 Segmento metálico

Na parte inferior, constituída por perfis metálicos, os sensores foram fixados

por meio de colagem direta em sua alma, posteriormente ao tratamento da superfície

e fixado à superfície por meio de um adesivo (cianocrilato).

A proteção dos stain gages contra a umidade e choques mecânicos foi feita

com a utilização de resina de silicone, fita adesiva e resina de proteção elétrica, além

de resinas epóxicas e talas metálicas no trecho constituído por perfis metálicos.

O processo de instalação da instrumentação do perfil metálico se deu em

várias etapas, e foi realizada em campo, da seguinte maneira:

Soldagem das talas metálicas no encontro entre a mesa e a alma do

perfil metálico, cujo objetivo é proporcionar a proteção contra choques

mecânicos durante o processo de cravação do perfil metálico (Figura

4.22.b) e passagem dos cabos;

Locação dos pontos de instrumentação e perfuração da alma do perfil

metálico, para que se possam ligar os strain gages fixados em lados

opostos (Figura 4.22.a) (caso da ponte completa);

Figura 4.22: Detalhes da locação (a) e proteção (b) do 7° nível de instrumentação da estaca mista E25.

Limpeza e tratamento da superfície do perfil metálico para posterior

fixação dos extensômetros elétricos em seus respectivos tipo de

ligação: ponte completa e 1/4 de ponte completa (Figura 4.23.a);

Para a ligação em ponte completa utilizou-se strain gages PA-06-062TG-

350LEN, da marca Excel Sensores;

149

Para a ligação em 1/4 de ponte utilizou-se strain gages PA-06-125BA-

350LEN, da marca Excel Sensores;

Ligação dos cabos elétricos, através do interior das talas metálicas de

proteção, aos sensores elétricos já fixados nos níveis de

instrumentação (Figura 4.23.b);

Figura 4.23: Detalhes da preparação da superfície metálica para a fixação dos sensores elétricos (a) e da ligação dos cabos elétricos aos sensores (b) da estaca mista E25.

Aplicação da resina de silicone (Figura 4.24a), fita adesiva e resina de

proteção elétrica para proteção dos strain gages contra a umidade e

choques mecânicos (Figura 4.24.b);

Figura 4.24: Detalhes das proteções dos sensores na estaca mista E25 contra umidade (a) e choques mecânicos (b).

150

Fechamento dos níveis de instrumentação entre as talas metálicas com

resina epóxica, para proteção contra choques mecânicos durante o

processo de cravação (Figura 4.25);

Figura 4.25: Detalhes das proteções dos níveis de instrumentação na estaca mista E25 contra choques mecânicos através da aplicação da resina epóxica.

Fixação dos cabos elétricos, que estão conectados aos strain gages ao

longo dos níveis de instrumentação do segmento metálico, na parte

superior do perfil metálico, a fim de que possa prosseguir a

instrumentação do segmento de concreto centrifugado após a cravação

do perfil metálico no terreno (Figura 4.26);

Figura 4.26: Detalhe da fixação dos cabos elétricos conectados aos sensores elétricos no segmento metálico da estaca mista E25 para posterior cravação do perfil metálico.

151

Execução do furo na chapa metálica soldada ao perfil metálico, que irá

unir o segmento de concreto centrifugado, para a passagem dos cabos

elétricos do segmento metálico que serão unidos às extensões de

cabos elétricos (no interior do segmento de concreto centrifugado) que

irão ser conectados ao sistema de aquisição de dados da

instrumentação (Figura 4.27).

Figura 4.27: Detalhe da ligação entre os cabos elétricos da instrumentação entre os segmentos metálicos e pré-moldados da estaca mista E25.

Após a cravação da estaca pré-moldada de concreto, procedeu-se a

instalação da instrumentação da seguinte forma:

Ligação das barras instrumentadas a barras não instrumentadas, através

de luvas adequadas, formando uma barra contínua;

Após a execução das emendas, inseriu-se a barra contínua no eixo da

estaca pré-moldada previamente posicionada antes da sua

concretagem, a fim de se garantir o posicionamento centrado;

152

Figura 4.28: Detalhe da emenda entre as barras instrumentadas e não instrumentadas da estaca mista E25.

Executou-se um furo de 10 mm de diâmetro na parte superior lateral da

estaca de concreto centrifugado para que os cabos elétricos possam

ser conectados ao sistema de aquisição de dados;

Após o procedimento anterior, foi realizada a injeção de argamassa para

a consolidação da instrumentação no interior da estaca pré-moldada

(Figura 4.29).

Figura 4.29: Detalhe da instrumentação na parte superior do elemento pré-moldado de concreto armado centrifugado da estaca mista E25.

153

4.5.2 Instrumentação da estaca pré-moldada de concreto armado

centrifugado de seção circular

O processo de execução as instrumentação das barras utilizadas neste tipo

de estaca foi apresentado no item 4.5.1.1. Estas barras foram unidas

posteriormente, à medida que iam sendo colocadas no interior da estaca pré-

moldada, a barra do mesmo material, com comprimentos de 6,90 m; 7,90 m; 1,50 m

e 0,60 m, até formarem uma barra contínua. A Figura 4.30 mostra a estaca pré-

moldada de concreto com os níveis de instrumentação instalados.

Figura 4.30: Posição dos sensores da instrumentação na estaca pré-moldada E624 submetida ao ensaio de prova de carga estática instrumentada.

O processo de instalação da instrumentação foi idêntico ao executado para o

segmento de concreto para a estaca mista descrita no item anterior, cujo resultado

final pode ser visto na Figura 4.31.

154

Figura 4.31: Detalhe da instrumentação da estaca pré-moldada E624 submetida ao ensaio de prova de carga estática instrumentada.

4.6 Cravação das estacas

Para a cravação das estacas mistas e pré-moldadas de concreto armado do

ensaio foi utilizado um martelo hidráulico JUNTTAN PM25 – MARTELO 5/7A (Figura

4.32), com peso do martelo 9000 kgf e altura de queda de 50 cm, com eficiência de

80 %.

155

Figura 4.32: Martelo hidráulico utilizado para a cravação das estacas mistas e pré-moldadas de concreto armado utilizadas no ensaio de prova de carga estática instrumentada.

4.6.1 Cravação da estaca mista pré-moldada de concreto armado

centrifugado de seção circular e metálica

O processo de cravação e instalação da instrumentação da estaca mista E25

durou cerca de oito horas, registrando-se ao término da cravação nega sem

suplemento de 27 mm e repique de 17 mm.

A Tabela 4.7 mostra o número de golpes registrado por metro linear cravado

para a estaca mista E25 submetida à prova de carga, obtido através do

acompanhamento de cravação.

156

Tabela 4.7: Número de golpes por metro linear cravado da estaca mista E25 (ENSOLO, 2012).

4.6.2 Cravação da estaca pré-moldada de concreto armado

centrifugado de seção circular

O processo de cravação e instalação da instrumentação da estaca pré-

moldada E624 durou cerca de 50 minutos, registrando-se ao término da cravação

nega sem suplemento de 18 mm e repique de 18 mm.

A Tabela 4.8 mostra o número de golpes registrado por metro linear cravado

para a estaca pré-moldada E624 submetida ao ensaio de prova de carga, obtido

através do acompanhamento de cravação.

157

Tabela 4.8: Número de golpes por metro linear cravado da estaca pré-moldada E624 ensaiada (ENSOLO, 2012).

4.7 Prova de carga estática instrumentada

De acordo com o número total de estacas utilizadas na obra (629 unidades),

deveriam ser executadas 7 provas de carga estática em toda obra, seguindo as

prescrições da NBR 6122 (2010).

Por motivo de custos, optou-se por realizar apenas 2 provas de carga estática

e nenhum ensaio de carregamento dinâmico nas estacas ensaiadas (PDA).

As provas de carga estática realizadas foram de desempenho, ou seja, a

carga máxima na qual a estaca foi submetida foi de duas vezes a sua carga de

trabalho.

A Figura 4.33 mostra a localização das duas provas de carga estáticas

instrumentadas em profundidade em relação ao projeto executivo de fundações da

torre.

158

Figura 4.33: Localização das provas de carga estáticas instrumentadas em profundidade.

4.7.1 Sistema de reação

De acordo com Albuquerque (1996), um dos pontos que limita a execução de

provas de carga estática é a necessidade de se ter uma reação compatível com a

carga na fundação a ser ensaiada, devido ao elevado custo para a instalação de

estacas de reação e das vigas de reação.

4.7.1.1 Estaca mista pré-moldada de concreto armado centrifugado

de seção circular e metálica

A Figura 4.34 mostra a localização da estaca mista E25 submetida à prova de

carga estática instrumentada em profundidade, bem como a locação das estacas de

reação utilizadas no ensaio.

159

Figura 4.34: Localização da estaca mista E25 ensaiada (ENSOLO, 2012).

Neste ensaio, o sistema de reação foi composto por vigas de reação, sistema

de atirantamento INCOTEP e estacas de reação, conforme se apresenta a seguir:

Foram utilizadas onze estacas mistas constituída na sua parte superior

por elementos pré-moldados de concreto armado centrifugado de

seção circular (diâmetro nominal de 500/90 mm), com 18 m de

comprimento e na sua parte inferior por perfis metálicos Gerdau

Açominas HP310x79 com 15m de comprimento, totalizando cerca de

33 m de estaca mista cravada no solo, todas executadas para a

fundação do mesmo pilar P03;

O sistema de atirantamento foi composto por barras Inco 50D, com 50

mm de diâmetro, porcas, placas e luvas de aço, todos fabricados com

o mesmo material empregado nos tirantes, os quais foram adquiridos

juntos à empresa INCOTEP. Os comprimentos das barras ancoradas

nas estacas de reação foram iguais ao do comprimento das estacas

pré-moldadas de concreto armado centrifugado, adicionando-se mais 3

m acima da cota de arrasamento, totalizando 21 m de comprimento.

Todas as estacas de reação, antes da execução da prova de carga,

foram testadas à tração com 404,40 kN (40,44 tf). As deformações

totais nas estacas de reação para as cargas máximas dos testes das

ancoragens variaram entre 1,39 e 5,92 mm;

Uma viga de reação principal, seção duplo “I", projetada para suportar

cargas aplicadas em seu centro, com 5 m de comprimento;

Três vigas de reação, com seção duplo “I”, projetada para suportar


Duas vigas de reação, com seção duplo “I”, projetada para suportar

cargas aplicadas em seu centro, com 2 m de comprimento.

160

Figura 4.35: Esquema do sistema de reação para o ensaio de prova de carga estática instrumentada na estaca mista E25 (ENSOLO, 2012).

Figura 4.36: Vista do sistema de reação para a prova de carga estática instrumentada na estaca mista E25 (ENSOLO, 2012).

161

A Figura 4.37 mostra a montagem final do sistema de reação da prova de

carga para a estaca E25 no local da obra.

Figura 4.37: Sistema de reação para a de carga estática instrumentada na estaca mista E25.

4.7.1.2 Estaca pré-moldada de concreto armado centrifugado de

seção circular

A Figura 4.38 mostra a localização da estaca pré-moldada E624 submetida à

prova de carga estática instrumentada, bem como a locação das estacas de reação

utilizadas no ensaio.

162

Figura 4.38: Localização da estaca pré-moldada E624 submetida à prova de carga estática instrumentada (ENSOLO, 2012).

Neste ensaio, o sistema de reação foi composto por vigas de reação, sistema

de atirantamento INCOTEP e estacas de reação, conforme se apresenta a seguir:

Foram utilizadas quatro estacas pré-moldadas de concreto armado

centrifugado de seção circular (diâmetro nominal de 500/90 mm) com

18 m de comprimento, todas executadas para a fundação do mesmo

pilar P159;

O sistema de atirantamento foi composto por barras Incotep Inco 50D,

com 50 mm de diâmetro, porcas, placas e luvas de aço, todos

fabricados com o mesmo material empregado nos tirantes, os quais

foram adquiridos juntos à empresa INCOTEP. Os comprimentos das

barras ancoradas nas estacas de reação foram iguais ao do

comprimento das estacas pré-moldadas de concreto armado

centrifugado, adicionando-se mais 3 m acima da cota de arrasamento,

totalizando 21 m de comprimento. Todas as estacas de reação, antes

da execução da prova de carga, foram testadas à tração com 404,40

kN (40,44 tf). As deformações totais nas estacas de reação para as

cargas máximas dos testes das ancoragens variaram de 4,20 mm a

5,55 mm;

Uma viga de reação principal, seção duplo “I", projetada para suportar


163

Duas vigas de reação, com seção duplo “I”, projetada para suportar

cargas aplicadas em seu centro, com 3 m de comprimento.

Figura 4.39: Esquema do sistema de reação para a prova de carga estática instrumentada na estaca pré-moldada E624 (ENSOLO, 2012).

Figura 4.40: Vista do sistema de reação para a prova de carga estática instrumentada na estaca pré-moldada E624 (ENSOLO, 2012).

164

A Figura 4.41 mostra a montagem final do sistema de reação da prova de

carga para a estaca pré-moldada E624.

Figura 4.41: Sistema de reação para a prova de carga estática instrumentada na estaca pré-moldada E624.

4.7.2 Execução das provas de carga estáticas

Todos os procedimentos de montagem e operação obedeceram ao que

prescreve o Método de Ensaio - Estacas – Prova de Carga Estática ABNT NBR 1231

(2006) com carregamento lento.

Os seguintes aspectos do conjunto foram cuidadosamente observados

durante a execução das provas de carga: o nivelamento das vigas metálicas de

reação, os tirantes das estacas de reação, os relógios comparadores, a ligação dos

cabos elétricos das barras instrumentadas, dos cabos elétricos ligados aos níveis de

instrumentação no perfil metálico e da célula de carga ao quadro de conexão dos

fios do indicador de deformação.

Tanto para o ensaio na estaca mista E25, quanto para a estaca pré-moldada

E624, a carga aplicada em cada estágio não foi superior a 20% da carga de trabalho

prevista para a estaca. Não foi utilizado bloco de coroamento na estaca ensaiada,

sendo toda a carga aplicada pelo sistema de reação diretamente sobre a estaca,

tendo em vista que se trata de uma estaca pré-moldada.

165

Foram utilizados os seguintes equipamentos para as duas provas de carga

estática:

Relógios comparadores;

Utilizaram-se 4 extensômetros instalados em dois eixos ortogonais, com

cursor de 50 mm, sensíveis a 0,01 mm, fixadas nas vigas de

referências com garras magnéticas.

Vigas de referência

Utilizaram-se duas vigas de referência metálicas de seção circular, com

diâmetro de 500 mm.

Macaco hidráulico

Foi utilizado um macaco hidráulico, munido de manômetro e bomba,

alimentado manualmente, com capacidade de carga de 5000 kN.

Célula de carga

Foi utilizada uma célula de carga com capacidade de carga de 4000 kN,

devidamente calibrada para este ensaio, instalada entre a viga de

reação principal e a estaca ensaiada.

Indicador de deformações

Para a aquisição dos dados de deformação ao longo da profundidade foi

utilizado o equipamento HBMMX 840. Também foi utilizada uma caixa

de leitura de deformações da VISHAY P3, em que foram feitas leituras

após a cravação, antes e depois da prova de carga de todos os pontos

instrumentados.

A Figura 4.42 mostra alguns dos equipamentos utilizados na prova de carga

estática na estaca mista E25.

166

Figura 4.42: Equipamentos utilizados para o ensaio de prova de carga estática instrumentada na estaca mista E25.

Figura 4.43: Equipamentos utilizados na aquisição dos dados da instrumentação da estaca mista E25 e pré-moldada E624.

167

A Figura 4.43 mostra alguns dos equipamentos utilizados na prova de carga

estática instrumentada na estaca E624.

Figura 4.43: Equipamentos utilizados para o ensaio de prova de carga estática instrumentada na estaca pré-moldada E624.

168

5.APRESENTAÇÃO E ANÁLISE DOS RESULTADOS

Neste capítulo serão apresentados e analisados os resultados das provas de

carga instrumentadas realizadas para este trabalho. Com base nos ensaios, foram

obtidas as curvas carga vs deslocamento, descrição do seu comportamento, critérios

de interpretação dos resultados, transferência de carga, cálculo e comparação entre

os métodos para previsão de carga última citados no capitulo 3, com relação aos

valores da carga de ruptura média extrapolados através das curvas carga vs

deslocamento das provas de carga, e cargas residuais atuantes na estaca mista.

Também será abordada a eficiência das instrumentações durante a execução

dos ensaios de carregamento estático e o comportamento do tipo de ligação em

ponte completa e 1/4 de ponte, ambos adotados no segmento metálico da estaca

mista.

5.1 Comportamento das curvas carga vs deslocamento

Através das curvas carga vs deslocamento será definido um valor médio de

carga de ruptura para cada ensaio, por meio de extrapolação pelos métodos já

mencionados na revisão bibliográfica, visto que não foi possível levar à ruptura as

estaca ensaiadas neste estudo de caso, tendo em vista que as provas de carga

eram de desempenho.



A Figura 5.1 apresenta a curva carga vs deslocamento da estaca mista E25.

Neste ensaio lento foram utilizados incrementos de carga de 340 kN, iniciando-se no

dia 23/05/2013 as 10:44 horas e, finalizando-se no dia 24/05/2013 as 9:53 horas. O

carregamento máximo aplicado foi de 3400 kN, observando-se um e recalque total

de 20,34 mm, sendo 8,78 mm de recalque permanente e 11,56 mm de recalque

elástico.

169

Figura 5.1: Curva carga vs deslocamento da prova de carga da estaca mista E25.

É possível visualizar na figura anterior que a até o carregamento de 1360 kN

(4° estágio de carregamento) a estaca apresentou o comportamento típico da região

I de deformação elástica, onde a partir deste estágio até o carregamento de 3060 kN

verificou-se o comportamento típico da região II de deformação viscoplástica, visto

que parte da resistência lateral do segmento metálico começou a se mobilizar. Além

deste carregamento é possível visualizar a mobilização de parte da resistência de

ponta da estaca mista, tendo em vista o ponto de inflexão da curva observado a

partir do penúltimo estágio de carregamento do ensaio.

Esta prova de carga estática foi de desempenho, logo não foi possível chegar

à ruptura da estaca mista E25, como pode ser observado na Figura 5.1.

Portanto, foram utilizados métodos de extrapolação da curva carga vs

deslocamento para se obter um valor médio de carga de ruptura extrapolada da

estaca.

As Figuras 5.2, 5.3, 5.4 e 5.5 mostram as curvas resultantes da extrapolação

através dos métodos da Rigidez (1996), Van der Veen (1953), Chin (1970, 1971) e

NBR 6122 (2010), respectivamente.

170

Figura 5.2: Resultado da curva de rigidez (II) e curva carga de atrito vs deslocamento (III) da prova de carga estática na estaca mista E25 pelo método da Rigidez (1996).

Figura 5.3: Resultado da extrapolação curva carga vs deslocamento da prova de carga estática na estaca mista E25 pelo método de Van der Veen (1953).

171

Figura 5.4: Resultado da extrapolação curva carga vs deslocamento da prova de carga estática na estaca mista E25 pelo método de Chin (1970, 1971).

Figura 5.5: Resultado da extrapolação curva carga vs deslocamento da prova de carga estática na estaca mista E25 pelo método da NBR 6122 (2010).

O método da NBR 6122 (2010) só foi possível de ser utilizado após a

extrapolação da curva carga vs deslocamento pelo método de Van de Veen (1953).

A Tabela 5.1 mostra os valores de carga de ruptura, obtidos através dos

métodos de extrapolação da curva carga vs deslocamento, da prova de carga

estática na estaca mista E25.

172

Tabela 5.1: Valores de carga de ruptura, obtidos pelos métodos de extrapolação da curva carga vs deslocamento, da prova de carga estática na estaca mista E25.

Os valores obtidos pelos diferentes métodos de extrapolação apresentaram

valores muitos próximos de carga de ruptura.

Logo, será adotado como a carga de ruptura da estaca mista E25 a média

dos valores encontrados pelos métodos de extrapolação utilizados, ou seja, 4570

kN.

Considerando-se este valor de carga de ruptura extrapolado e fator de

segurança 1,6 (recomendado pela NBR 6122 (2010) para provas de carga de

projeto), o valor de carga de trabalho de 2856 kN poderia ser adotado, desde que os

recalques observados para esta carga de trabalho fossem compatíveis com os

recalques admissíveis da estrutura.

Este valor é aproximadamente 68% superior ao valor de carga de trabalho

(1700 kN) adotado em projeto, mostrando a importância da execução da prova de

carga estática de projeto antes do início do estaqueamento, cujos objetivos são

aferição da carga de trabalho adotada e possível redução de custos globais das

fundações.

Entretanto, a prova de carga foi realizada com o estaqueamento em

andamento, inviabilizando a adoção deste fator de segurança reduzido.


circular

A Figura 5.6 apresenta a curva carga vs deslocamento da estaca pré-moldada

E624. Neste ensaio lento foram utilizados incrementos de carga de 200 kN,

iniciando-se no dia 24/05/2013 as 17:26 horas e, finalizando-se no dia 25/05/2013 as

12:13 horas. O carregamento máximo aplicado foi de 2000 kN, observando-se um e

recalque total de 9,30 mm, sendo 2,65 mm de recalque permanente e 6,65 mm de

recalque elástico.

173

Figura 5.6: Curva carga vs deslocamento da prova de carga estática da estaca pré-moldada de concreto E624.

De acordo com a figura anterior é possível visualizar apenas uma região

quanto ao comportamento da curva (região de deformação elástica), diferentemente

do comportamento da curva apresentada pela estaca mista.

O mesmo procedimento adotado para a execução da prova de carga estática

na estaca mista E25 foi adotada para a estaca pré-moldada E624, ou seja, o ensaio

foi de desempenho e não sendo possível atingir a carga de ruptura da estaca.

Portanto, foram utilizados métodos de extrapolação da curva carga vs

deslocamento para se obter um valor médio de carga de ruptura da estaca.

As Figuras 5.7, 5.8, 5.9 e 5.10 mostram os gráficos resultantes da

extrapolação através dos métodos da Rigidez (1996), Van der Veen (1953), Chin

(1970, 1971) e NBR 6122 (2010), respectivamente.

174

Figura 5.7: Resultado da curva de rigidez (II) e curva carga de atrito vs deslocamento (III) da prova de carga estática na estaca pré-moldada E624 pelo método da Rigidez (1996).

Figura 5.8: Resultado da extrapolação da curva carga vs deslocamento da prova de carga estática na estaca pré-moldada E624 pelo método de Van der Veen (1953).

175

Figura 5.9: Resultado da extrapolação curva carga vs deslocamento da prova de carga estática na estaca pré-moldada E624 pelo método de Chin (1970, 1971).

Figura 5.10: Resultado da extrapolação curva carga vs deslocamento da prova de carga estática na estaca pré-moldada E624 pelo método da NBR 6122 (2010).

Novamente, método da norma só foi possível de ser utilizado após a

extrapolação da curva carga vs deslocamento pelo método de Van de Veen (1953).

A Tabela 5.2 mostra os valores de carga de ruptura, obtidos através dos

métodos de extrapolação da curva carga vs deslocamento, da prova de carga

estática na estaca pré-moldada E624.

176

Tabela 5.2: Valores de carga de ruptura, obtidos pelos métodos de extrapolação da curva carga vs deslocamento, da prova de carga estática na estaca pré-moldada E624.

Os valores obtidos pelos diferentes métodos de extrapolação apresentaram

valores muitos próximos de carga de ruptura.

Logo, será adotado como a carga de ruptura da estaca pré-moldada E624 a

carga média dos valores encontrados pelos métodos de extrapolação utilizados, ou

seja, 3070 kN.

Novamente, adotando-se este valor de carga de ruptura extrapolado e fator

de segurança 1,6, este determinado pela NBR 6122 (2010) após a execução do

ensaio, o valor de carga de trabalho de 1919 kN poderia ser adotado, desde que os

recalques observados para esta carga de trabalho fossem compatíveis com os

recalques admissíveis da estrutura.

Observa-se que este valor é aproximadamente 92% superior ao valor de

carga de trabalho (1000 kN) adotado em projeto, ou seja, quase o dobro da caga

máxima que a estaca poderia suportar.

Caso a prova de carga estática tivesse sido executada antes do

estaqueamento, e a mesma fosse levada a ruptura, provavelmente ocorreria uma

redução de quase pela metade do número total de estacas pré-moldadas, levando-

se sempre em consideração a possibilidade de compatibilização dos recalques

observados no ensaio, para esta carga de trabalho com fator de segurança reduzido,

com os recalques admissíveis suportados pela estrutura.

Vale ressaltar também a importância da execução de mais de uma prova de

carga estática para a adoção do fator de segurança FS=1,6, tendo em vista que

apenas um ensaio pode não representar o comportamento de todas as estacas da

obra.

Comparando-se o valor de carga de ruptura média extrapolada da estaca pré-

moldada E624 com o valor obtido da estaca mista E25, verifica-se que e inserção do

segmento metálico confere um ganho de aproximadamente 1500 kN na carga de

ruptura, ou seja, a estaca pré-moldada E624 apresenta cerca de 49% a menos de

carga de ruptura por estar inserida apenas nos 18 m iniciais de solo.

Entretanto, os valores de deslocamento para a carga máxima de ensaio foram

inferiores para estaca pré-moldada E624 em relação à estaca mista E25.

177

5.2 Instrumentação



A estaca mista estudada foi instrumentada em oito níveis ao longo do seu

fuste, sendo quatro níveis no segmento de concreto e os quatro últimos níveis na

parte metálica.

Tanto no segmento de concreto, quanto no metálico, as ligações dos

sensores foram realizadas em ponte completa. Além disso, no trecho metálico foram

realizadas ligações em 1/4 de ponte nos mesmos níveis das ligações já citadas

neste trecho.

A seguir, são apresentados os resultados obtidos a partir das análises da

instrumentação da prova de carga estática.

5.2.1.1Análise do funcionamento da instrumentação

A Figura 5.11 mostra a evolução das deformações dos sensores durante a

execução da prova de carga estática, tanto para o segmento de concreto (Figura

5.11.a), quanto para o trecho metálico da estaca mista (Figura 5.11.b). Ambos os

gráficos representam as deformações dos sensores em ligação do tipo ponte

completa.

178

Figura 5.11: Deformações dos sensores em ligação do tipo ponte completa durante a execução da P.C.E: a) segmento pré-moldado, b) segmento metálico.

As deformações ocorridas nos sensores instalados no segmento pré-moldado

funcionaram dentro do previsto, pois as leituras de deformações tendem a diminuir a

partir da seção de referência (N1) até o último nível deste trecho pré-moldado (N4).

179

As leituras de deformações dos sensores no trecho metálico também

seguiram a mesma tendência observada no trecho pré-moldado, ou seja, as

deformações sofreram reduções com o aumento da profundidade.

Porém, observa-se que as deformações que ocorrem no segmento metálico

são superiores às ocorridas no trecho pré-moldado. A princípio, este fato conduziria

a um pensamento errôneo de que a instrumentação falhou durante a execução do

ensaio, visto que é esperada a dissipação de carga com o aumento da profundidade.

No entanto, a estaca mista é composta por dois materiais distintos, com

características geométricas e rigidez diferentes.

A estaca pré-moldada de concreto possui valor da área da seção 19 vezes

superior à seção da estaca metálica, porém com valor de módulo de elasticidade 5

vezes inferior ao valor do módulo de elasticidade do aço.

Supondo que uma estaca metálica e pré-moldada estejam instrumentadas no

mesmo nível e no mesmo solo, sob as mesmas condições de carregamento, pode-

se concluir que teoricamente que a força obtida pela instrumentação seria a mesma.

Utilizando-se a Equação 3.20 (F = Es . Ɛ . Ap) e as relações de área da seção

e módulo de elasticidade, entre o elemento pré-moldado e metálico da estaca mista,

observa-se que a deformação do aço é cerca de 4,3 vezes superior à deformação do

elemento pré-moldado, justificando a deformação superior ocorrida no primeiro nível

instrumentado (N5) do segmento metálico, quando comparado com o último nível

instrumentado do trecho de concreto (N4).

Logo, a instrumentação em ponte completa do trecho metálico funcionou

dentro do esperado, tendo em vista que as deformações entre os diferentes

materiais ocorreram dentro da previsão teórica.

Entretanto, a instrumentação dos níveis em ligação do tipo 1/4 de ponte no

segmento metálico não funcionou adequadamente, pois a mesma não forneceu os

valores de deformações até o final do ensaio, e apresentou grande variabilidade de

sinais durante o tempo que funcionou (cerca de 6 horas).

180

Figura 5.12: Deformações dos sensores em ligação do tipo ponte 1/4 do segmento metálico durante a execução da P.C.E.

5.2.1.2 Transferência de carga

A carga solicitante em uma determinada profundidade é calculada com o

auxílio da instrumentação com base na Lei de Hooke. Logo, é necessário calcular o

módulo de elasticidade da estaca, e isto pode ser realizado através do gráfico com a

curva carga vs deformação da seção de referência, onde o valor da inclinação da

reta que melhor se ajusta a esta curva é o produto E.A.

A partir do diâmetro nominal da estaca, é possível obter o módulo de

elasticidade da estaca.

Com o produto E.A é possível determinar a carga transmitida para cada nível

de instrumentação da estaca, em cada carregamento aplicado no topo da estaca

durante o ensaio.

Entretanto, numa prova de carga as únicas medidas “verdadeiras” são as

fornecidas pelas células de carga e relógios comparadores, sendo as demais

medidas obtidas indiretamente.

A fim de avaliar o valor do módulo de elasticidade da estaca obtido (E), foram

realizadas três análises da seção de referência, sendo a primeira considerando

todos os pontos de deformação e carga, a segunda análise considerando somente

os seis primeiros pontos, descartando o primeiro ponto que passa pelo zero e a

181

terceira análise considerando todos os pontos, forçando a linha de tendência passar

pelo zero.

A partir do sexto ponto as tensões aplicadas são elevadas, gerando fissuras

no concreto. É por este motivo que foi considerada a análise até o sexto ponto, visto

que a compatibilidade de deformações deixou de existir e o sensor pode fornecer um

valor que não é correto.

A Figura 5.13 mostra a curva carga vs deformação para a seção de referência

do segmento de concreto da estaca mista E25, considerando-se as análises já

citadas. Nesta figura podem ser observados os valores do produto E.A e do módulo

de elasticidade (E) da estaca.

Figura 5.13: Gráfico tensão vs deformação obtido através da seção de referência da estaca mista (E25).

Nos resultados de cálculos de engenharia é de extrema importância verificar

se os valores obtidos estão de acordo com a realidade na prática. No caso do

módulo de elasticidade da estaca (E), é preciso verificar se o valor obtido

corresponde à realidade.

De acordo com a NBR 6118 (2014), o módulo de elasticidade pode ser

calculado a partir do valor de fck do concreto:

E = αe . 5600 . (fck)1/2 (5.1)

Onde:

E = Módulo de elasticidade do concreto (MPa);

182

αe = coeficiente que depende do tipo de agregado utilizado no concreto,

sendo αe = 1,2 para diabásio/basalto, αe = 1,0 para granito, αe = 0,9 para calcário e

αe = 0,7 para arenito;

fck = resistência característica do concreto à compressão (20< fck<50) (MPa).

De acordo com o catálogo do fabricante da estaca pré-moldada utilizada

neste estudo de caso (T&A PRÉ FABRICADOS, 2014), o valor de fck do concreto

utilizado pode chegar até a 50 MPa.

Utilizando-se αe = 1,2 (foram utilizados estes agregados) e o valor de fck

fornecido pelo fabricante, obtem-se o valor de módulo de elasticidade de 45 GPa,

aproximadamente.

Como o concreto medido na prova de carga já é um concreto fissurado devido

aos golpes do martelo, o módulo de elasticidade obtido é possívelmente menor que

o valor dado pelo fabricante.

Diante destas considerações, o valor do módulo de elasticidade medido na

seção de referência adotado para este trabalho será de 43,5 GPa, tendo em vista

também que esta análise apresentou valor mais próximo de 1,00 para o R2.

Na Tabela 5.3 são apresentados os valores da transferência de carga obtidos

para cada nível de instrumentação da estaca mista E25, e na última coluna a

porcentagem da carga que chega à ponta da estaca com relação à carga aplicada

no topo. A carga de ponta foi calculada por extrapolação dos valores de carga

obtidos no nível mais profundo.

Tabela 5.3: Valores de carga solicitante em cada nível de instrumentação da estaca E25, de acordo com a carga aplicada, e porcentagem de carga solicitante na ponta em relação à carga de topo.

A Figura 5.14 mostra a transferência de carga ao longo da profundidade da

estaca mista E25.

183

Figura 5.14: Transferência de carga ao longo da profundidade da estaca mista (E25).

No primeiro estágio de carregamento (340 kN) houve possivelmente um erro

de leitura ou ajuste do sistema, pois observa-se que ocorreu uma inversão da

dissipação de carga com o aumento da profundidade, o que é fisicamente

inconsistente. Pode ser atribuída a esse ajuste a dissipação da carga residual

aprisionada na ponta da estaca mista.

Pode ser observado que até o carregamento de 680 kN a estaca pré-moldada

absorveu a maior parte da carga, tendo em vista que a parte metálica não teve

variação de carga.

Observa-se a partir do terceiro estágio de carregamento elevada transferência

de carga entre as profundidades de -17 m e -20 m, onde os valores NSPT não

indicam solo com maior resistência. Logo, é possível atribuir essa elevada

dissipação de carga nesta região a uma ponta “virtual”, que se formou na união entre

a chapa metálica ao perfil metálico para a composição da estaca mista juntamente

com o segmento de concreto.

Este mesmo fenômeno pode ser visto na Tabela 5.4, onde é possível

observar a elevada dissipação de carga entre os níveis EE-04 e EE-05,

correspondendo justamente à região de mudança de material da estaca, ou seja,

alterando-se do elemento pré-moldado para o perfil metálico.

184

Para a carga de trabalho (1700 kN) da estaca mista, verifica-se que a maior

dissipação de carga ocorre entre as profundidades de -16 m e -30 m, sendo a maior

parcela desta dissipação absorvida pelo atrito lateral no segmento metálico e pela

ponta “virtual”.

A Tabela 5.4 mostra os valores de dissipação da carga, aplicada em cada

estágio, entre os trechos instrumentados.

Tabela 5.4: Dissipação de carga entre os trechos instrumentados da estaca mista E25, de acordo com cada estágio de carga aplicada durante a prova de carga estática.

Para a carga de trabalho (1700 kN) apenas 9 % do carregamento aplicado

chega à ponta da estaca metálica, mostrando que a estaca trabalha tanto por atrito,

quanto por ponta, pois boa parcela do carregamento foi resistida pela ponta “virtual”.

A Tabela 5.5 mostra a distribução do atrito lateral unitário ao longo do fuste da

estaca mista E25, considerando-se o perímetro da seção do perfil metálico.

Tabela 5.5: Valores da distribuição do atrito lateral unitário ao longo do fuste da estaca mista E25, considerando-se o perímetro colado da seção do perfil metálico.

A Tabela 5.6 mostra a distribução do atrito lateral ao longo do fuste da estaca

mista E25, considerando-se o perímetro do retângulo envolvente à seção do perfil

metálico.

185

Tabela 5.6: Valores da distribuição do atrito lateral unitário ao longo do fuste da estaca mista E25, considerando-se o perímetro do retângulo envolvente.

Pelo fato do perímetro da seção do perfil metálico ser maior que o perímetro

do retângulo envolvente, os valores de distribuição do atrito lateral são maiores para

este último caso.

186

Figura 5.15: Distribuição do atrito lateral ao longo do fuste da estaca mista (E25), considerando-se o perímetro da seção do perfil metálico.

187

Figura 5.16: Distribuição do atrito lateral ao longo do fuste da estaca mista (E25), considerando-se o perímetro do retângulo envolvente ao perfil metálico.

188

A Figura 5.15 mostra o gráfico obtido a partir dos cálculos da primeira lei de

Cambefort (1964). Esta relação expressa o atrito lateral unitário médio em função

dos deslocamentos médios ao logo do fuste.

Figura 5.17: Atrito lateral unitário médio ao longo do fuste da estaca mista (E25).

É possível observar na figura anterior que não ocorre o esgotamento do atrito

lateral do fuste da estaca, pois a curva continua ascendente após a aplicação da

carga máxima do ensaio.

Devido a este crescimento contínuo, observa-se que ainda há uma boa

reserva de atrito lateral para o nível de carregamento a qual a estaca foi submetida,

tendo em vista que não se percebe que a curva esteja próxima de um ponto de

inflexão.

Para a carga máxima de ensaio, observa-se atrito lateral médio de 42 kPa,

para um deslocamento de 11,2 mm.

A Figura 5.18 expressa a reação de ponta em função dos deslocamentos

observados na ponta da estaca (2° Lei de Cambefort (1964)).

189

Figura 5.18: Deslocamento de ponta em função da reação de ponta da estaca mista (E25).

Foi possível medir o valor da carga residual, através da instrumentação, antes

da execução da prova de carga, obtendo-se o valor de 150 kN.

Na figura anterior, é possível observar a o efeito da carga residual atuante na

ponta da estaca. Para deslocamentos nulos, já ocorre uma mobilização na ponta da

estaca, ou seja, existe uma carga “aprisionada” na ponta.

Dividindo-se o valor de carga residual obtido pela instrumentação, pelas

áreas da seção do perfil e do retângulo envolvente à seção do perfil metálico, chega-

se aos valores de resitência de ponta de 15000 kPa e 1500 kPa, respectimavente.

Estes valores de resistência de ponta são observados dentro do intervalo para

deslocamentos nulos, logo não é possível afirmar qual área de ponta deve ser

adotada para este cálculo, tendo em vista que não ocorreu ruptura da estaca

durante a realização do ensaio.

Sem a ocorrência da ruptura da estaca não é possível separar as parcelas de

atrito lateral e de ponta de ruptura com exatidão.

De acordo com a Figura 5.18, não ocorre total mobilização da ponta para

carga máxima de ensaio, e nem mesmo a presença de um ponto de inflexão da

curva, mostrando uma boa reserva de resistência de ponta para esta estaca.

190

O crescimento contínuo das curvas observado nas Leis de Cambefort (1964)

demonstra que a estaca mista, possui resistências lateral e de ponta além das

máximas obtidas para o máximo carregamento executado no ensaio.


circular

A estaca pré-moldada E624 foi instrumentada em quatro níveis, com ligação

do tipo completa.

A seguir, são mostrados os resultados obtidos desta instrumentação.

5.2.2.1 Análise do funcionamento da instrumentação

A Figura 5.19 mostra a evolução das deformações dos sensores em ponte

completa durante a execução da prova de carga estática.

Figura 5.19: Deformações dos sensores em ligação do tipo ponte completa durante a execução da P.C.E.

Os sensores instalados em camadas mais profundas apresentaram menores

deformações quando comparados com os sensores superiores. Logo, isto é um

indício de que a instrumentação funcionou adequadamente durante a execução da

P.C.E.

191

5.2.2.2 Transferência de carga

O mesmo raciocínio aplicado à análise da seção de referência da estaca

mista E25 foi aplicado à estaca pré-moldada E624 para a obtenção do módulo de

elasticidade, sendo adotado o valor de E = 46 GPa.

A Figura 5.20 mostra a curva carga vs deformação para a seção de referência

da estaca de concreto armado centrifugado E624. Nesta figura, podem pode ser

observados os valores do produto E.A e do módulo de elasticidade da estaca para

as diferentes análises.

Figura 5.20: Gráfico tensão vs deformação obtido através da seção de referência da estaca pré-moldada (E624).

Na Tabela 5.7 estão os valores de transferência de carga para cada nível de

instrumentação da estaca pré-moldada E624, e na última coluna da tabela a

porcentagem da carga que chega à ponta da estaca com relação à carga aplicada

no topo. A carga de ponta foi calculada por extrapolação dos valores de carga

obtidos nos nível mais profundo.

192

Tabela 5.7: Valores de carga solicitante em cada nível de instrumentação da estaca E624, de acordo com a carga aplicada, e porcentagem de carga solicitante na ponta em relação à carga de topo.

De acordo com a tabela anterior, verifica-se que a grande parcela de carga é

transferida à ponta da estaca, tendo em vista que a ponta do elemento pré-moldado

estar assente numa camada solo muito resistente, pois os valores de NSPT indicam

um solo arenoso com maior resistência em relação ao solo acima desta camada.

Para a carga de trabalho (1000 kN), cerca de 64 % da carga está aplicada à

ponta. Logo, diferente da estaca mista E25, a estaca pré-moldda E624 trabalha tanto

por ponta, quanto por atrito lateral.

A Figura 5.21 mostra a transferência de carga ao longo da profundidade da

estaca pré-moldada de concreto E624.

193

Figura 5.21: Transferência de carga ao longo da profundidade da estaca pré-moldada (E624).

As Tabelas 5.8 e 5.9 mostram os valores de dissipação da carga aplicada em

cada estágio e a distribução do atrito lateral ao longo do fuste da estaca pré-

moldada E624, respectivamente.

Tabela 5.8: Dissipação de carga ao longo do fuste da estaca pré-moldada E624, de acordo com cada estágio de carga aplicada durante a prova de carga estática.

194

Tabela 5.9: Valores da distribuição do atrito lateral ao longo do fuste da estaca pré-moldada E624.

Figura 5.22: Distribuição do atrito lateral ao longo do fuste da estaca pré-moldada (E624).

195

A Figura 5.23 mostra o gráfico obtido a partir dos cálculos da primeira lei de

Cambefort (1964). Esta relação expressa o atrito lateral unitário em função dos

deslocamentos ao logo do fuste.

Figura 5.23: Atrito lateral unitário médio ao longo do fuste da estaca pré-moldada (E624).

Na figura anterior, observa-se que não ocorre o esgotamento de todo atrito

lateral do fuste da estaca após a aplicação da carga máxima do ensaio.

Porém, diferentemente do comportamento da curva da estaca mista E25, há

uma inflexão na curva continua que pressupõe que o atrito lateral de ruptura está

próximo.

Extrapolando-se esta curva é possível estimar que o atrito lateral máximo de

ruptura esteja em torno de 27 kPa.

Para a carga máxima de ensaio, observa-se atrito lateral médio de 24 kPa,

para um deslocamento de 5,6 mm.

A Figura 5.24 expressa a reação de ponta em função dos deslocamentos

observados na ponta da estaca (2° Lei de Cambefort (1964)).

196

Figura 5.24: Deslocamento de ponta em função da reação de ponta da estaca pré-moldada (E624).

Não foi possível medir através da instrumentação o valor da carga residual

atuante nesta estaca.

Porém, na figura anterior é possível observar a o efeito da carga residual

atuante na ponta da estaca. Para deslocamentos nulos, já ocorre uma mobilização

na ponta da estaca, ou seja, existe uma carga “aprisionada” na ponta.

A máxima carga de reação na ponta observada foi de 410 kPa,

aproximadamente, para o intervalo de deslocamentos nulos. Multiplicando-se este

valor pela área da seção da estaca, é possível estimar que a carga residual atuante

fosse de 81 kN.

Novamente, sem a ocorrência da ruptura da estaca não é possível separar as

parcelas de atrito lateral e de ponta de ruptura com exatidão. Logo, este valor de

carga residual é estimado.

De acordo com a Figura 5.24, não ocorre total mobilização da ponta para

carga máxima de ensaio, e nem mesmo a presença de um ponto de inflexão da

curva, mostrando uma boa reserva de resistência de ponta para esta estaca.

O crescimento contínuo da curva, observada na 2° Lei de Cambefort (1964),

mostra que a estaca pré-moldada possui resistência de ponta além das máximas

obtidas para o máximo carregamento executado no ensaio.

197

5.3 Previsão da capacidade de carga

Os resultados de previsão de capacidade de carga calculados com base em

métodos semiempíricos e dinâmicos serão comparados com os resultados das

cargas de ruptura médias, obtidas através dos métodos de extrapolação adotados

neste trabalho. Além disso, foi adotado para a análise dos resultados o limite de ± 20

% (faixa) da carga ruptura média extrapolada. A Tabela 5.10 mostra os valores

obtidos e adotados neste trabalho.

Tabela 5.10: Valores de carga de ruptura média obtidos pelos métodos de extrapolação adotados para as estacas ensaiadas.

5.3.1 Métodos semi-empíricos

A previsão de capacidade de carga para a estaca mista E25 através dos

métodos semiempíricos foi realizada com base nas seguintes condicionantes:

Cálculo da capacidade de carga lateral última da estaca metálica

considerando duas análises: adotando-se o perímetro colado da seção

do perfil metálico e perímetro do retângulo envolvente à seção do perfil

metálico;

Cálculo da capacidade de carga da ponta da estaca metálica

considerando três análises: área cheia do retângulo envolvente à

seção do perfil metálico, metade da área cheia do retângulo envolvente

à seção do perfil metálico e área da seção do perfil metálico.

Logo, para um mesmo método, haverá seis capacidades de carga, conforme

mostram as Tabelas 5.11 e 5.12.

198

Tabela 5.11: Descrição das parcelas de resistência da estaca mista E25 obtidas pelos métodos semiempíricos.

Tabela 5.12: Descrição seis análises da capacidade última da estaca mista E25 para cada método semiempírico.

Foi adotada a análise da capacidade de ponta última da estaca,

considerando-se a metade da área do retângulo envolvente, porque este foi o critério

adotado pelo projetista responsável pelo cálculo da capacidade de carga das

estacas mista deste empreendimento.

199

A Tabela 5.13 mostra os dados geométricos utilizados para o cálculo da

capacidade de carga das estacas mista E25 e pré-moldada E624 através dos

métodos semiempíricos.

Tabela 5.13: Valores dos elementos geométricos da estaca pré-moldada e metálica adotados para o cálculo da capacidade de carga última das estacas ensaiadas.



A seguir, são mostrados os resultados das capacidades de carga de ruptura

da estaca mista E25 obtidos pelos diferentes métodos, bem como sua relação com a

carga de ruptura média extrapolada, de acordo com as considerações feitas na

Tabela 5.12 para perímetro e área de ponta da estaca metálica.

Tabela 5.14: Valores de carga de ruptura obtida pelos diferentes métodos para a estaca mista E25.

De acordo com a tabela anterior, os métodos analisados apresentaram

valores de carga de ruptura superiores e inferiores à carga de ruptura média

extrapolada.

200

Os valores de carga de ruptura obtidos através dos métodos semiempiricos

apresentaram entre 41 e 47 % de desvio em relação à média da carga de ruptura

dos métodos de previsão de capacidade de carga, mostrando elevada variabilidade

obtida.

Figura 5.25: Relação entre a carga de ruptura da estaca mista E25, obtida por diferentes métodos, e a carga de ruptura média extrapolada, considerando-se diferentes valores de perímetro e área de ponta do perfil metálico.

O método Aoki e Velloso (1975) apresentou valores de carga de ruptura

dentro dos limites de ± 20% em relação à carga de ruptura média extrapolada em

todos os casos, exceto para a combinação com carga lateral considerando-se o

perímetro colado e carga de ponta calculada com o valor da área do retângulo

envolvente à seção do perfil metálico.

Os valores de carga de ruptura dos métodos P. P Velloso (1981), Meyerhof

(1976) e UFRGS (2005) ficaram abaixo do limite de -20% em todas as combinações

de parcelas de resistências da estaca mista.

O Método da UFRGS (2005) apresentou valores muito baixos de carga de

ruptura em relação à carga média extrapolada, logo é recomendado que o mesmo

seja modificado caso seja utilizado para este tipo de estaca e solo sedimentar de

Recife/PE.

Os métodos de previsão de carga de ruptura P.P Velloso (1981) e Meyerhof

(1976) chegaram a valores muito próximos (cerca de 50 kN de diferença), quando se

considera valores de área de ponta com o retângulo envolvente. À medida que

201

diminui o valor da área de ponta, a diferença entre dos valores de carga de ruptura

passa para cerca de 430 kN, mostrando a importância do valor de área da ponta da

estaca metálica a ser adotada em projeto.

O Método Décourt e Quaresma (1978, 1996) superestimou o valor de carga

de ruptura média em todos os casos, tendo em vista a elevada parcela resistência

de ponta “virtual” fornecida por este método.

A análise que forneceu maior valor de carga de ruptura foi considerando área

de ponta como a do retângulo envolvente e perímetro colado à seção do perfil

metálico. Adotando-se as considerações opostas mencionadas anteriormente, ou

seja, perímetro do perfil metálico com sendo o do retângulo envolvente e área de

ponta da seção da estaca metálica, obteve-se a menor carga de ruptura.

O maior (QT1mis,u) e menor (QT6mis,u) valor de carga de ruptura obtidos foram

6165 kN e 1133 kN, através dos métodos Aoki e Velloso (1975) e da UFRGS (2005),

respectivamente.

A tabela 5.15 mostra os valores máximos e mínimos de carga de ruptura,

obtidos pelos diferentes métodos.

Tabela 5.15: Valores de carga de ruptura máximos e mínimos obtida pelos diferentes métodos semiempíricos para a estaca mista E25.

202

Figura 5.26: Valores de máximos e mínimos carga de ruptura da estaca mista E25 obtida por diferentes métodos semiempíricos.

Exceto os métodos Décourt & Quaresma (1978, 1996) e da UFRGS (2005),

os demais apresentaram uma diferença de carga de ruptura entre 29 e 43%,

aproximadamente, levando-se e consideração somente os valores de perímetro e

área de ponta da estaca metálica adotados nos cálculos.

A Tabela 5.16 apresenta as parcelas de resistências laterais da estaca mista

do segmento pré-moldado (Qlp,u) e do segmento metálico, tanto para o perímetro

colado (Qlm1,u), quanto para o perímetro do retângulo envolvente (Qlm2,u) à seção do

perfil metálico.

Tabela 5.16: Valores das parcelas de resistências laterais da estaca mista.

Como podem ser observadas na tabela anterior, as parcelas de resistências

laterais obtidas no segmento pré-moldado para os métodos Aoki e Velloso (1975),

UFRGS (2005) e Teixeira (1996) são muito próximos, sendo que o método Décourt e

Quaresma (1978, 1996) forneceu o maior valor de resistência lateral.

203

Exceto para o método UFRGS (2005), os demais métodos mostram que a

maior parcela de resistência lateral ocorre no segmento metálico, sendo a maior

resistência encontrada neste trecho pelo método Aoki e Velloso (1975), cerca de

35% da resistência total para o caso de (Qlm1,u) e 25% considerando (Qlm2,u).

Os valores de resistência lateral no trecho metálico para métodos Décourt e

Quaresma (1978, 1996) e Teixeira (1996) estão muito próximos, mesmo embora os

valores de resistência lateral para o segmento de concreto não estejam muito

próximos, haja vista os diferentes processos de análises de cada método para os

distintos materiais que compõem a estaca mista.

Na Figura 5.27 é possível observar a redução da resistência lateral (Qlm2,u)

quando se considera o perímetro do retângulo envolvente à seção do perfil metálico,

sendo a maior redução encontrada no método Aoki e Velloso (1975),

aproximadamente 30 %.

Logo, é muito importante saber com qual perímetro do perfil metálico se deve

trabalhar, pois como pôde ser observado é possível aumentar ou reduzir a

resistência lateral deste trecho metálico, contribuindo ora a favor, ora contra a

segurança do projeto de fundações.

Figura 5.27: Valores das parcelas de resistências laterais últimas da estaca mista E25 obtida por diferentes métodos semiempíricos.

A Tabela 5.17 apresenta os valores de resistência de ponta da estaca mista,

considerando-se a área da ponta da estaca com sendo a área do retângulo

204

envolvente (Qpm1,u), metade do retângulo envolvente (Qpm2,u), da seção do perfil

metálico (Qpm3,u) e também a resistência da ponta “virtual” (Qpv,u).

Tabela 5.17: Valores das parcelas de resistências de ponta da estaca mista, de acordo com as considerações de área de ponta da estaca metálica.

Figura 5.28: Valores das parcelas de resistência ponta últimas da estaca mista E25 obtida por diferentes métodos semiempíricos.

Na Figura anterior é possível observar que os métodos Aoki e Velloso (1975),

Meyerhof (1976) e Teixeira (1996) forneceram os maiores valores de resistência de

ponta da estaca metálica.

O método Décourt e Quaresma (1978, 1996) forneceu o maior valor de

resistência de ponta “virtual”, face à sensibilidade do método quando a ponta da

estaca está inserida numa região de solo resistente com valores de Nspt elevados.

205

Tabela 5.18: Valores de carga de ruptura da ponta do segmento metálico máximos e mínimos obtida pelos diferentes métodos semiempíricos para a estaca mista E25.

A análise da resistência de ponta, considerando-se o valor de área da seção

do perfil metálico (Qpm3,u), conduziu a uma redução de aproximadamente 92% da

resistência de ponta quando comparado com a análise realizada com a área do

retângulo envolvente (Qpm1,u) à seção do perfil, visto que a área da seção é cerca de

9 vezes menor do que a do retângulo envolvente.

Logo, deve-se tomar cuidado com as considerações de embuchamento da

ponta da estaca metálica, visto que a ocorrência ou não deste fenômeno pode levar

a valores totalmente discrepantes com a realidade.

A Tabela 5.19 fornece a relação da parcela de resistência de ponta da estaca

metálica com a carga de ruptura de para cada método, considerando-se as

diferentes áreas de ponta para o perfil metálico.

Tabela 5.19: Relação entre as resistências de ponta com a carga de ruptura obtidos por diversos métodos semiempíricos para a estaca mista E25.

Da tabela anterior, percebe-se que a consideração de área de ponta cheia do

retângulo envolvente à seção do perfil metálico contribui de sobremaneira para a

resistência total da estaca (entre 20 e 35 % da resistência total), ou seja, a estaca

trabalha tanto por atrito, quanto resistência de ponta, com exceção dos métodos

Décourt & Quaresma (1978, 1996) e UFRGS (2005), que apresentaram baixo valor

de resistência de ponta.

Com a consideração de área de ponta da seção do perfil metálico, observa-se

que a contribuição da parcela de resistência de ponta é mínima, entre 1 e 5 %

apenas, quando comparada com a resistência total. Caso não fosse considerado o

206

efeito da ponta “virtual”, poderia ser afirmado que a estaca mista trabalha

predominantemente por atrito lateral.

O método Aoki e Velloso (1975) foi o que apresentou carga de ruptura

(QT3,mis) mais próximo da carga média de ruptura extrapolada, utilizando-se valores

de área de ponta da seção do perfil metálico e perímetro colado à seção do perfil

metálico. Este fato pode sugerir que para este tipo de estaca e solo, são as

considerações de área de ponta e perímetro a serem adotadas em cálculos para o

segmento metálico.

Entretanto, isto é apenas uma sugestão com base na análise da carga média

extrapolada, pois a análise correta desta questão deve ser confirmada com

resultados de provas de carga em que foi verificada a ruptura da estaca na prova de

carga.

A Tabela 5.20 mostra a relação entre a cara de ponta virtual com a carga de

ruptura média extrapolada.

Tabela 5.20: Relação entre a parcela de resistência de ponta “virtual” com a carga de ruptura média extrapolada da estaca mista obtidos por diferentes métodos semiempíricos.

De acordo com a tabela anterior é possível visualizar a importância da

consideração da parcela de resistência da ponta “virtual”, visto que a mesma

corresponde entre 19 e 50 % da resistência total da estaca, exceto para o método da

UFRGS (2005).

A definição das parcelas de resistência lateral e de ponta últimas seria mais

bem definida através da ruptura da estaca durante o ensaio, e também de uma

melhor definição do procedimento de cálculo, por parte dos métodos semiempíricos,

do efeito da ponta “virtual”.

207


seção circular

A Tabela 5.21 mostra os valores de capacidade de carga última da estaca

pré-moldada E624, obtidos através dos diversos métodos de previsão de

capacidade de carga adotados neste projeto. A Figura 5.29 mostra a relação entra a

capacidade de carga última de cada método com a capacidade de carga à ruptura

média obtida através dos métodos de extrapolação.

Tabela 5.21: Valores de resistência última da estaca pré-moldada E624 obtidos por diferentes métodos.

Figura 5.29: Relação entre a carga de ruptura da estaca pré-moldada E624, obtida por diferentes métodos, e a carga de ruptura média obtida por extrapolação.

208

De acordo com a Tabela 5.21, há uma grande dispersão de valores de carga

de ruptura (cerca de 74%) em relação ao valor médio obtido pelos diferentes

métodos, face da elevada variabilidade dos resultados da ponta.

Exceto os métodos Teixeira (1996) e Laprovitera e Benegas (1993, 1995),

todos os demais métodos não estão contidos dentro dos limites de ± 20%.

O método Teixeira foi o que mais se aproximou da carga de ruptura média

extrapolada, sendo o método UFRGS apresentando menor valor de carga de

ruptura.

O método Décourt e Quaresma (1978, 1996) superestimou a carga de

ruptura, fornecendo um valor 2,5 vezes maior que a carga média extrapolada.

A Figura 5.30 demonstra as parcelas de resistência lateral e de ponta obtidas

para a estaca pré-moldada E 624, através dos diversos métodos semiempíricos.

Figura 5.30: Valores das parcelas de resistência lateral e ponta últimas da estaca pré-moldada E624 obtida por diferentes métodos semiempíricos.

O método Décourt e Quaresma (1978, 1996) forneceu valor elevado de

resistência última de ponta, tendo em vista que a camada de solo acima e abaixo da

ponta desta estaca está apoiada em camada de areia com Nspt superior a 35 golpes,

o que mostra a grande sensibilidade deste método para valores elevados de NSPT

próximo à ponta da estaca.

209

As parcelas de resistência lateral entre os métodos Teixeira (1996) e UFRGS

(2005) são semelhantes, porém para o último método a parcela de resistência de

ponta é cerca de 13 vezes menor que o primeiro.

A Tabela 5.22 mostra a relação entre as parcelas de resistência lateral e de

ponta com a carga de ruptura, obtida entre os diversos métodos para a estaca E624.

Tabela 5.22: Relação entre as resistência lateral e de ponta com a carga de ruptura, obtidos por diversos métodos semiempíricos pré-moldada E624.

De acordo com a tabela anterior, todos os métodos indicam que a estaca

trabalha predominantemente por resistência de ponta, exceto para o método UFRGS

(2005) que apresentou apenas 19% de resistência total relacionada à resistência da

ponta da estaca.

Para o cálculo da resistência de ponta foi considerada o embuchamento da

mesma, ou seja, adotou-se a área da seção plena da estaca pré-moldada.

5.3.2 Métodos dinâmicos

Neste item são apresentados os valores de resistência mobilizada pelo solo

durante a cravação das estacas (Rd), para a energia de cravação adotada neste

estudo de caso, obtidos através das fórmulas dinâmicas utilizadas neste trabalho,

que levam em consideração valores de nega e repique.



A Tabela 5.23 mostra os valores de resistência mobilizada última do solo da

estaca mista E25, obtidos através dos diversos métodos dinâmicos adotados nesta

dissertação.

210

Tabela 5.23: Valores de resistência última mobilizada do solo durante a cravação da estaca mista E25 obtidos por diferentes métodos dinâmicos.

De acordo com a Tabela 5.23, houve elevada variabilidade de valores da

resistência mobilizada entre os diferentes métodos utilizados. Os valores

encontrados estão com uma variação de 40% em relação ao valor médio da Rdp,u.

Esta diferença de valores pode ser constatada quando se compara os

métodos de Sandres e Brix, onde a diferença de resistência mobilizada chega a ser

da ordem de 2300 kN.

Os métodos de Brix e Chellis (1951) – Velloso (1987) forneceram valores de

Rdp,u dentro dos limites de ± 20% da carga média extrapolada, sendo que o primeiro

subestimou e o segundo método superestimou a carga média extrapolada.

Os métodos citados anteriormente utilizam valores de repique para o cálculo

de Rdp,u, mostrando que este dado pode ser mais confiável com dados de nega para

aferição da resistência mobilizada durante a cravação de uma estaca.

A fórmula de Sanders superestimou em cerca de 3 vezes a carga de ruptura

média extrapolada, sendo necessária certa cautela ao utilizar este método para a

aferição de capacidade de carga da estaca.

A Figura 5.31 mostra a relação entre a resistência mobilizada última do solo

(para a energia de cravação adotada) com a capacidade de carga à ruptura média

extrapolada.

211

Figura 5.31: Relação entre a resistência última mobilizada do solo durante a cravação da estaca mista E25, obtida por diferentes métodos dinâmicos, e a carga de ruptura média obtida por extrapolação.


seção circular

A Tabela 5.24 mostra os valores de resistência mobilizada última do solo da

estaca pré-moldada E624, obtidos através dos diversos métodos dinâmicos

adotados neste projeto. A Figura 5.32 mostra a relação entra resistência mobilizada

última do solo com a capacidade de carga à ruptura média obtida através dos

métodos de extrapolação.

212

Tabela 5.24: Valores de resistência última mobilizada do solo durante a cravação da estaca pré-moldada E624, obtidos por diferentes métodos.

A tabela anterior mostra novamente a grande variabilidade de valores de

resistência mobilizada para a energia de cravação utilizada na estaca.

Ocorre uma dispersão de 57% dos valores de Rdp,u em torno da média dos

valores obtidos pelos diferentes métodos dinâmicos.

Todos os métodos apresentaram valores de resistência mobilizada acima

carga média de ruptura extrapolada.

Os valores Rdp,u que utilizam valores de repique foram que mais se

aproximaram da carga de ruptura média extrapolada.

213

Figura 5.32: Relação entre a resistência última mobilizada do solo durante a cravação da estaca pré-moldada E624, obtida por diferentes métodos, e a carga de ruptura média obtida por extrapolação.

Observa-se que o método de Sanders estima a resistência última mobilizada

8 vezes superior que a carga de ruptura média extrapolada.

Os métodos dos Holandeses, Dinamarqueses, Janbu e Hiley apresentaram

valores de Rdp,u entre 4 e 5 vezes a carga média extrapolada.

Dentre os métodos que utilizam valores de nega, o método de Brix foi o que

forneceu o valor mais próximo de resistência mobilizada em relação à carga média

extrapolada.

A grande variabilidade destas resistências mobilizadas se deve as diferentes

considerações de variáveis adotadas nos métodos de cálculo pelos autores.

Estes valores discrepantes reforçam a orientação de que os métodos

dinâmicos servem apenas para controle de cravação, sendo necessário executar

provas de carga para a aferição da real capacidade de carga da estaca.

214

6.CONCLUSÃO

A)Provas de carga

Não foi evidenciada a carga de ruptura geotécnica das estacas, tendo em

vista que os ensaios foram de desempenho.

Destacam-se os pequenos deslocamentos observados para a carga de

trabalho, sendo 5,3 mm para a estaca mista e 2,7 mm para a estaca pré-moldada.

A inserção de 15 m do elemento metálico posteriormente à estaca pré-

moldada conferiu um ganho de 1500 kN na carga de ruptura, em relação aos 18 m

iniciais da estaca pré-moldada E624, considerando-se as extrapolações das curvas

carga vs deslocamento.

Os resultados de carga de ruptura extrapolada mostraram a importância da

execução de provas de carga de projeto, pois o uso do fator de segurança FS=1,6,

recomendado pela NBR 6122 (2010) para este tipo de ensaio, proporcionaria para o

aumento da carga de trabalho em 68% e 92%, para a estaca mista e pré-moldada,

respectivamente.

Desde que os recalques para estas cargas de trabalho com fator de

segurança reduzido, fossem compatíveis com os recalques admissíveis da estrutura,

certamente ocorreria uma redução da ordem de 25 a 35% dos custos globais do

projeto de fundações deste empreendimento.

Porém, estas conclusões foram obtidas com base em apenas duas provas de

carga estática executadas na obra, onde o ideal seria analisar os resultados de mais

ensaios (determinados pela NBR 6122 (2010)) distribuídos em regiões diferentes do

terreno, a fim de validar os resultados obtidos pelos primeiros ensaios.

B)Instrumentação

A análise do funcionamento da instrumentação da estaca mista revelou o bom

desempenho da ligação dos sensores em ponte completa, tanto no segmento

metálico, quanto no segmento de concreto. A ligação em 1/4 de ponte efetuada no

trecho metálico não apresentou resultados consistentes, resultando no descarte dos

mesmos. Isto pode ter ocorrido devido ao ruído na aquisição advindo do próprio tipo

de ligação efetuado, que não necessariamente elimina os efeitos de flexão e

esforços axiais.

215

As deformações lidas nos sensores instalados no segmento metálico da

estaca mista foram superiores às do segmento de concreto, tendo em vista que

ambos os materiais possuem características geométricas e rigidez diferentes.

Os módulos de elasticidade obtidos se apresentaram dentro da expectativa,

visto que ambas as estacas apresentaram valores abaixo do módulo de elasticidade

do concreto utilizado pelo fabricante das estacas pré-moldadas.

Houve pouca mobilização da resistência de ponta do segmento metálico da

estaca mista, ao contrário da estaca pré-moldada, mostrando que a mesma que

trabalha tanto por atrito lateral, quanto por resistência de ponta.

A elevada resistência de ponta observada na estaca pré-moldada se deve ao

fato da ponta da estaca estar apoiada em solo arenoso com elevada resistência

(Nspt>35 golpes).

Houve elevada transferência de carga na região de transição entre os

elementos pré-moldado e metálico, fato que evidencia a formação de uma ponta

“virtual” neste trecho da estaca.

Verificou-se pelas Leis de Cambefort (1964) que a estaca mista possui

resistências lateral e de ponta, além das máximas registradas durante a execução

do ensaio, tendo em vista o crescimento contínuo da curva nos gráficos e sem a

presença de um ponto de inflexão.

Entretanto, a 1° Lei de Cambefort (1964) para a estaca pré-moldada revelou

que o atrito lateral unitário de ruptura estava próximo da carga máxima aplicada no

ensaio, visto que a curva do gráfico apresentou um ponto de inflexão tendendo a

ficar constante com o aumento da carga de ensaio.

Foi observado no gráfico da 2° Lei de Cambefort (1964) da estaca pré-

moldada certo valor de carga residual. Fazendo uma retroanálise, estimou-se o valor

de carga residual da ordem de 80 kN, valor este inferior ao encontrado na estaca

mista.

C)Capacidade de carga

Os valores de capacidade de carga à ruptura pelos métodos semiempíricos

apresentaram elevada dispersão em relação à média.

Para a consideração de área de ponta do segmento metálico como sendo a

área da seção do elemento e perímetro colado o método, Aoki e Velloso (1975)

forneceu o valor mais próximo da carga de ruptura média extrapolada da estaca

216

mista (valor cerca de 5% acima do valor extrapolado). Logo, a consideração de área

de ponta e perímetro do perfil metálico imerso em solo arenoso, recomendada por

Salgado (2006), vai ao encontro dos resultados obtidos pelos ensaios.

Portanto, pressupõe que a análise da carga de ruptura da estaca mista com o

segmento metálico em solo arenoso, considerando o perímetro colado e área da

seção do perfil metálico, seja a mais adequada para este estudo de caso, haja vista

que a adoção destas considerações forneceu o valor de carga de ruptura mais

próximo da carga de ruptura média extrapolada.

Vale ressaltar que a afirmação acima é uma suposição com base na

extrapolação da curva carga vs deslocamento, sendo somente esta questão mais

bem definida com a análise das parcelas de resistência lateral e ponta na ruptura, o

que não foi possível identificar neste trabalho.

Os menores valores de carga de ruptura para a estaca mista foram obtidos

com valores de perímetro do retângulo envolvente e área de ponta da seção do perfil

metálico.

É possível concluir que a consideração de área de ponta com o retângulo

envolvente leva a valores arrojados de resistência de ponta da estaca metálica, pois

a consideração de área de ponta como apenas da seção do perfil acarreta uma

redução de 92% da resistência inicial da ponta.

A adoção do perímetro do retângulo envolvente conduziu a uma redução de

30% da resistência lateral última entre os diversos métodos semiempíricos, quando

comparado com os valores obtidos com o perímetro da seção do perfil metálico.

Logo, ressalta-se a importância de como proceder aos cálculos de

capacidade de carga com os métodos semiempiricos, no que diz respeito ao

perímetro e área de seção da estaca metálica. Tais valores devem ser

cuidadosamente estudados antes de serem adotados, pois os mesmos podem levar

a valores de carga de ruptura abaixo, ou acima da carga real de ruptura.

Neste trabalho não foi possível identificar quais considerações, de perímetro e

área de ponta do segmento metálico da estaca mista, foram determinantes nas

resistências lateral e de ponta, respectivamente, visto que não houve ruptura da

estaca durante a realização da prova de carga estática.

O valor da parcela de resistência da ponta “virtual” é significativo para todos

os métodos, exceto para o método UFRGS (2005), onde estas parcelas

corresponderam entre 19 e 50 % da resistência total da estaca mista. Logo, é de

217

extrema importância a consideração deste efeito neste tipo de estaca, tendo em

vista que o mesmo pode levar a valores de capacidades de carga mais condizentes

com a realidade.

Pelo fato da ponta da estaca pré-moldada estar apoiada em solo arenoso,

cujas camadas superior e inferior possuem boa resistência (Nspt>35 golpes),

conduziu ao valor de carga de ruptura superestimado pelo método Décourt e

Quaresma (1978, 1996), diferentemente do que mostrou a instrumentação,

mostrando a sensibilidade deste método para estacas pré-moldadas que possuem

sua ponta em camadas resistentes de solo.

Os métodos dinâmicos que utilizam valores de repique elástico apresentaram

valores de resistência mobilizada próximos das cargas de ruptura média

extrapoladas. Logo, a adoção deste dado pode ser uma ferramenta muito importante

para o controle de cravação.

Conclui-se que o controle de cravação com o uso de valores de nega requer

uma atenção especial, visto que houve métodos que forneceram valores de

resistência mobilizada 8 vezes superior à carga de ruptura média extrapolada.

No geral, os métodos dinâmicos apresentaram grande discrepância de

valores de resistência mobilizada, tanto para a estaca mista, quanto para a estaca

pré-moldada.

Isto pode ser explicado pelas deficiências teóricas destas fórmulas, que não

retratam claramente a real energia aplicada à estaca, aumento ou diminuição da

resistência com o tempo e efeitos decorrentes do amolgamento, compactação e

adensamento do solo.

Contudo, vale ressaltar que o uso dos métodos dinâmicos é válido somente

para o controle do estaqueamento, sendo que a carga de ruptura deve ser adotada

com base nos resultados das provas de carga estáticas, preferencialmente com o

rompimento da estaca no ensaio.

218

7.SUGESTÕES PARA TESES FUTURAS

Criar um banco de dados, para verificar as correlações propostas nesta

dissertação ou estabelecer nova formulação, considerando tipo de solo, estaca,

etc...

Verificar o comportamento dos diversos métodos teóricos e semiempíricos a

partir de parâmetros geotécnicos, obtidos em ensaios laboratoriais, e de ensaios de

campo, como SPT-T,CPT, DMT, etc...

Mais pesquisas sobre o efeito da ponta “virtual” através de provas de carga

estática, com instrumentação na região de transição dos diferentes materiais que

formam a estaca mista, e sugestões de adaptação do efeito desta ponta “virtual” nos

diversos métodos semiempíricos existentes.

Um banco de dados mais amplo de provas de carga estática deve ser

encorajado para a aferição dos métodos dinâmicos, em particular para as fórmulas

que utilizam valores de repique elástico.

Realizar maiores quantidades de provas de carga estática em estacas

metálicas instrumentadas.

219

8.REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS

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