UNIVERSIDADE ESTADUAL DE GOIAS
Unidade Universitária de Ciências Exatas e Tecnológicas
Curso de Engenharia Civil
ANÁLISE DO ESTAQUEAMENTO DO RESIDENCIAL
BELVEDERE DU PARC
WILTON BORGES FERREIRA
ANÁPOLIS
2013
ii
WILTON BORGES FERREIRA
ANÁLISE DO ESTAQUEAMENTO DO RESIDENCIAL
BELVEDERE DU PARC
ORIENTADOR: Prof. PhD. Paulo Márcio Fernandes Viana.
ANÁPOLIS
2013
iii
FICHA CATALOGRÁFICA
FERREIRA, Wilton Borges.
ANÁLISE DO ESTAQUEAMENTO DO RESIDENCIAL BELVEDERE DU PARC.
--, --P. ---MM (ENC/UEG, BACHAREL, ENGENHARIA CIVIL, 2013).
PROJETO
FINAL
–
UNIVERSIDADE
ESTADUAL
DE
GOIÁS.
UNIDADE
UNIVERSITÁRIA DE CIÊNCIAS EXATAS E TECNOLÓGICAS.
CURSO DE ENGENHARIA CIVIL.
REFERÊNCIA BIBLIOGRÁFICA
FERREIRA, W. B. Análise do estaqueamento do Residencial Belvedere du Parc. Projeto
Final, Publicação ENC. XXX-2013, Curso de Engenharia Civil, Universidade Estadual de
Goiás, Anápolis, GO, 63p. 2013.
CESSÃO DE DIREITOS
NOME DO AUTOR: Wilton Borges Ferreira
TÍTULO DA MONOGRAFIA DE PROJETO FINAL: Análise do estaqueamento do
Residencial Belvedere du Parc.
GRAU: Bacharel em Engenharia Civil ANO: 2013
É concedida à Universidade Estadual de Goiás a permissão para reproduzir cópias deste
projeto final e para emprestar ou vender tais cópias somente para propósitos acadêmicos e
científicos. O autor reserva outros direitos de publicação, e nenhuma parte deste projeto final
pode ser reproduzida sem a autorização por escrito do autor.
____________________________
Wilton Borges Ferreira
Rua Benjamin Constant Nº 1654 – Centro.
Anápolis-Go – Brasil
[email protected]
iv
FICHA DE APROVAÇÃO
ANÁLISE DO ESTAQUEAMENTO DO RESIDENCIAL BELVEDERE DU PARC
Wilton Borges Ferreira
Monografia submetida ao corpo docente da Universidade Estadual de Goiás - UEG, como
parte dos requisitos necessários à obtenção do grau de Bacharel em Engenharia Civil.
Aprovado por:
____________________________________________________
PROF. PhD. PAULO MÁRCIO FERNANDES VIANA
(ORIENTADOR)
____________________________________________________
PROF. Dr. CHRISTIAN MOREIRA
(EXAMINADOR INTERNO)
____________________________________________________
ENG.
(EXAMINADOR EXTERNO)
ANÁPOLIS / GO, 23 de Março de 2014.
v
Dedico este trabalho aos meus pais, que com
toda
determinação,
se
empenharam
firmemente para proporcionar, tanto para
mim quanto para meus irmãos, uma boa
formação, e ótimos princípios morais.
vi
AGRADECIMENTOS
Agradeço primeiramente a Deus, que vem se demonstrado fiel e bondoso com as
bênçãos lançadas em minha vida, pelo direcionamento em minhas decisões e caminhos.
Agradeço ao meu pai, que com sua firmeza e dedicação, me ensinou a força do
trabalho e dos princípios morais, à minha mãe, que com sua delicadeza e bondade me ensinou
a valorizar e respeitar ao meu próximo.
Agradeço aos meus irmãos, Marcelo e Letícia, pelas orações, torcida e amizade.
Agradeço à minha namorada pelo incentivo, companheirismo, amizade, carinho e
paciência.
Obrigada a todos.
vii
RESUMO
A engenharia de fundações é uma ciência nova, aberta ao campo das experimentações
e descobertas, portanto, todo e qualquer tipo de estudo na área pode refletir em grandes
descobertas e ao menos trazer grande entendimento àqueles que a estudam.
Este trabalho visa à determinação e dimensionamento da profundidade de uma
amostragem de um estaqueamento já executado, mediante dois métodos conhecidos e
difundidos de capacidade de carga geotécnica, Décourt & Quaresma e Antunes & Cabral, bem
como a comparação com o executado na edificação em estudo, estabelecendo assim uma
forma de entender e visualizar procedimentos de cálculo possivelmente empregados pelo
projetista. Engloba também, portanto, a determinação dos carregamentos nas estacas em
estudo, através do Princípio da Superposição de Efeitos e dos dados fornecidos pelo projeto
de locação e cargas transmitidas dos pilares às fundações.
viii
ABSTRACT
The engineering of foundations is a new, open to field trials and discoveries, so all
science and any study area may reflect major discoveries and at least bring great
understanding to those who study it.
This study aims to determine and design the depth of a sample of a piling already run
through two well-known and widespread methods of capacity geotechnical load Décourt &
Lent and Antunes & Cabral, as well as the comparison with the run in the building under
study, establishing just a way to understand and visualize the calculation procedures
employed by the designer possibly. Also encompasses therefore the determination of loads on
piles in the study, through the Superposition Principle and Effects of data provided by the
project location and loads transmitted to the foundations of the pillars.
ix
LISTA DE FIGURAS
Figura 1 – Etapas de execução de estacas do tipo Hélice Contínua . ......................................... 3
Figura 2 – Detalhe da hélice e tubo de concretagem .................................................................. 4
Figura 3 – Detalhe dos sensores e suas localizações na perfuratriz (GEOFIX, 2010) ............... 8
Figura 4 – Relatório da estaca, aplicação de software ................................................................ 9
Figura 5 – Distribuição das estacas em torno do centro de carga do pilar (ALONSO, 2010) . 12
Figura 6 – Distribuição das estacas em torno do centro de carga do pilar (ALONSO, 2010) . 13
Figura 7 – Espaçamento mínimo entre blocos contíguos (ALONSO, 2010) ........................... 14
Figura 8 – Distribuição das estacas na direção de maior sentido do pilar (ALONSO, 2010) .. 14
Figura 9 – Centro de carga coincidindo com o centro de gravidade dos pilares (ALONSO,
2010) ......................................................................................................................................... 14
Figura 10 – Distribuição de estacas a ser evitada (ALONSO, 2010) ....................................... 15
Figura 11 – Blocos de duas estacas para dois pilares, posicionamento a ser seguido
(ALONSO, 2010) ..................................................................................................................... 15
Figura 12 – Ligação de blocos de uma e duas estacas por vigas (ALONSO, 2010) ................ 15
Figura 13 – Princípio da superposição de efeitos aplicado a um grupo de estacas (ALONSO,
2010) ......................................................................................................................................... 16
Figura 14 – Locação dos furos de sondagem . ......................................................................... 24
Figura 15 – Furo de sondagem SP18 ........................................................................................ 25
Figura 16 – Furo de sondagem SP18’ ...................................................................................... 26
x
Figura 17 – Furo de sondagem SP24 ........................................................................................ 27
Figura 18 – Furo de sondagem SP06 ........................................................................................ 28
Figura 19 – Planta de locação dos pilares do efifício ............................................................... 29
Figura 20 – Detalhe locação de estacas no bloco do pilar P18 ................................................ 26
Figura 21 – Detalhe locação de estacas no bloco do pilar P24 ................................................ 31
Figura 22 – Detalhe locação de estacas no bloco do pilar P06 ................................................ 33
Figura 23 – Detalhe locação de estacas no bloco do pilar P16 ................................................ 34
xi
LISTA DE TABELAS
Tabela 1 – Armadura mínima para estacas Hélice Contínua...................................................... 6
Tabela 2 – Diâmetros, espaçamento e carga estrutural admissível (ANTUNES; TAROZZO,
1998) ......................................................................................................................................... 17
Tabela 3 – Coeficiente característico do solo C (CINTRA; AOKI, 2010)............................... 20
Tabela 4 – Fatores α (para correção da resistência de ponta) e β (correção resistência lateral) ......... 20
Tabela 5 – Parâmetros β1 e β2 (ANTUNES; CABRAL, 1996)...................................................... 22
Tabela 6 – Cálculo de carregamentos transmitidos às estacas do bloco do pilar P18 .............. 30
Tabela 7 – Distância entre os eixos das estacas e o eixo do pilar P18 ..................................... 30
Tabela 8 – Estaca mais carregada do bloco do pilar P18, acréscimo do peso do bloco ........... 31
Tabela 9 – Cálculo de carregamentos transmitidos às estacas do bloco do pilar P24 .............. 32
Tabela 10 – Distância entre os eixos das estacas e o eixo do pilar P24 ................................... 32
Tabela 11 – Estaca mais carregada do bloco do pilar P24, acréscimo do peso do bloco ......... 32
Tabela 12 – Cálculo de carregamentos transmitidos às estacas do bloco do pilar P06 ............ 33
Tabela 13 – Distância entre os eixos das estacas e o eixo do pilar P06 ................................... 34
Tabela 14 – Estaca mais carregada do bloco do pilar P06, acréscimo do peso do bloco ......... 34
Tabela 15 – Cálculo de carregamentos transmitidos às estacas do bloco do pilar P16 ............ 35
Tabela 16 – Distância entre os eixos das estacas e o eixo do pilar P16 ................................... 35
Tabela 17 – Estaca mais carregada do bloco do pilar P16, acréscimo do peso do bloco ......... 35
Tabela 18 – Dados para cálculo do estaqueamento do pilar P18 ............................................. 36
Tabela 19 – Cotas de sondagem e Nspt correspondente, pilar P18 .......................................... 37
Tabela 20 – Nspt médio relativos ao atrito lateral (Nl) e à ponta das estacas (Np), P18 ........ 38
Tabela 21 – Determinação das resistências lateral, de ponta e total, na ruptura ...................... 38
Tabela 22 – Aplicação dos fatores de segurança global e parcial para as estacas do pilar P1838
Tabela 23 – Nspt relativos ao atrito lateral (Nl) e à ponta da estaca (Np)................................ 38
Tabela 24 – Determinação das resistências lateral, de ponta e total, na ruptura ...................... 38
Tabela 25 – Aplicação dos fatores de segurança global para as estacas do pilar P18 .............. 38
Tabela 26 – Dados para cálculo do estaqueamento do pilar P24 ............................................. 39
Tabela 27 – Cotas de sondagem e Nspt correspondente, pilar P24 .......................................... 39
Tabela 28 – Nspt médio relativos ao atrito lateral (Nl) e à ponta das estacas (Np), P24 ........ 40
Tabela 29 – Determinação das resistências lateral, de ponta e total, na ruptura ...................... 40
Tabela 30 – Aplicação dos fatores de segurança global e parcial para as estacas do pilar P2440
xii
Tabela 31 – Nspt relativos ao atrito lateral (Nl) e à ponta da estaca (Np)................................ 40
Tabela 32 – Determinação das resistências lateral, de ponta e total, na ruptura ...................... 40
Tabela 33 – Aplicação dos fatores de segurança global para as estacas do pilar P24 .............. 41
Tabela 34 – Dados para cálculo do estaqueamento do pilar P06 ............................................. 41
Tabela 35 – Cotas de sondagem e Nspt correspondente, pilar P06 .......................................... 42
Tabela 36 – Nspt médio relativos ao atrito lateral (Nl) e à ponta das estacas (Np), P06 ........ 42
Tabela 37 – Determinação das resistências lateral, de ponta e total, na ruptura ...................... 43
Tabela 38 – Aplicação dos fatores de segurança global e parcial para as estacas do pilar P0643
Tabela 39 – Nspt relativos ao atrito lateral (Nl) e à ponta da estaca (Np)................................ 43
Tabela 40 – Determinação das resistências lateral, de ponta e total, na ruptura ...................... 43
Tabela 41 – Aplicação dos fatores de segurança global para as estacas do pilar P06 .............. 43
Tabela 42 – Dados para cálculo do estaqueamento do pilar P16 ............................................. 44
Tabela 43 – Cotas de sondagem e Nspt correspondente, pilar P16 .......................................... 44
Tabela 44 – Nspt médio relativos ao atrito lateral (Nl) e à ponta das estacas (Np), P16 ........ 45
Tabela 45 – Determinação das resistências lateral, de ponta e total, na ruptura ...................... 45
Tabela 46 – Aplicação dos fatores de segurança global e parcial para as estacas do pilar P1645
Tabela 47 – Nspt relativos ao atrito lateral (Nl) e à ponta da estaca (Np)................................ 45
Tabela 48 – Determinação das resistências lateral, de ponta e total, na ruptura ...................... 45
Tabela 49 – Aplicação dos fatores de segurança global para as estacas do pilar P16 .............. 45
Tabela 50 – Profundidades dos estaqueamentos mediante projeto original, métodos Décourt &
Quaresma e Antunes & Cabral ................................................................................................. 46
xiii
SUMÁRIO
1
INTRODUÇÃO - HISTÓRICO ......................................................................................... 1
2. OBJETIVOS: .......................................................................................................................... 2
2.1Gerais ..................................................................................................................................... 2
2.2
3
Específicos ..................................................................................................................... 2
REVISÃO LITERÁRIA...................................................................................................... 3
3.1
Definição Hélice Contínua ................................................................................................... 3
3.2
Processo executivo das estacas Hélice Contínua ................................................................ 3
3.3
Controle de execuçãoe qualidade do estaqueamento .......................................................... 6
3.4
Vantagens do emprego de estacas do tipo Hélice Contínua ..................................................... 0
3.5
Desvantavens do emprego de estacas do tipo Hélice Contínua ................................................ 0
3.6
Procedimentos Gerais de Projeto ...................................................................................... 0
3.7
Geometria do Elemento Estrutural.................................................................................... 0
3.8
Critérios de Cálculo ........................................................................................................ 0
3.8.1
Método Decóurt - Quaresma ...................................................................................... 0
3.8.2
Método do Antunes - Cabral ............................................................................................ 0
REFERÊNCIAS ....................................................................................................................... 48
xiv
1
1
INTRODUÇÃO - HISTÓRICO
No contexto global verifica-se, a cada dia, o advento de inúmeras inovações
tecnológicas e a busca constante pelo aperfeiçoamento de técnicas e teorias, baseadas em
pesquisas e estudos científicos cada vez mais aprimorados. No campo da engenharia de
fundações, não seria diferente. Verifica-se ainda o constante aperfeiçoamento dos cálculos,
detalhes de projetos e métodos construtivos. Entre estes, pode-se destacar o crescimento do
emprego das estacas do tipo hélice contínua monitorada como fundação de diversas obras
realizadastanto no Brasil, como no mundo.
A utilização das estacas executadas com o trado hélice contínua surgiu na década de
50 nos Estados Unidos, sendo que os equipamentos utilizados consistiam de guindastes de
torre acoplada, dotados de mesa perfuradora que executavam estacas com diâmetros de 27.5,
30 e 40 cm. No começo da década de 70, seu emprego foi difundido na Alemanha, de onde se
espalhou para o resto da Europa e Japão (Penna et. al., 1999).
No Brasil, a utilização desse tipo de estaca, foi iniciada por volta de 1987, porém, seu
emprego ampliou-sea partir de 1993, devido às importações de equipamentos específicos para
sua execução. Desde então, com equipamentos de maior força de arranque, e torques de até 85
KN.m, possibilitou-se a execução de estacas de até 80cmde diâmetro e comprimento máximo
de 24 metros. Hoje em dia, tornou-se possível a execução de estacas de até 120 cm de
diâmetro com um comprimento de até 32 metros. Sendo assim, com a crescente evolução dos
equipamentos, a variedade de diâmetros e profundidades só tende a aumentar (ALMEIDA
NETO; KOCHEN, 2003).
2
2
OBJETIVOS
2.1.1
Gerais
Analisar um estaqueamento do edifício Belvedere du Parc, comparar o estaqueamento
executado com o previsto mediante aplicação de métodos de cálculo usualmente utilizados:
Décourt & Quaresma (1978) e Antunes & Cabral (1996).
2.1.2
Específicos
Analisar o As-built do estaqueamento executado considerando o comprimento das
estacas mediante a escolha de um diâmetro específico.
Calcular os carregamentos nas estacas (máximos e mínimos).
Comparar os valores calculados (profundidade) com os executados na obra e verificar
a variabilidade existente.
3
3
REVISÃO LITERÁRIA
3.1
Definição estacas hélice contínua
Estaca hélice contínua monitorada é uma:
estaca de concreto moldada in loco, executada mediante a introdução, por
rotação, de um trado helicoidal contínuo no terreno e injeção de concreto
pela própria haste central do trado simultaneamente com a sua retirada,
sendo que a armadura é introduzida após a concretagem da estaca
(ASSOCIAÇÃO
BRASILEIRA
DE
NORMAS
TÉCNICAS
[ABNT]NORMAS BRASILEIRAS [NBR] 6122, 2010, p.5).
3.2
Processo executivo das estacas Hélice Contínua
O processo executivo das estacas do tipo hélice contínuacompreende três etapas
sequenciais, sendo elas: perfuração, extração da hélice com simultânea concretagem da estaca
e posterior colocação da armação, conforme Figura 1.
Figura 1: Etapas de Execução de estacas do tipo Hélice Contínua
Fonte:<http://www.brasfond.com.br/fundacoes/ehcontinua.html>
A etapa de perfuração compreendea cravaçãoda hélice no terreno, até a profundidade
estabelecida em projeto, com o auxílio de uma mesa rotativa colocada em seu topo, que aplica
4
um torque específico, de acordo com a resistência do solo.É uma operação contínua, que não
comporta a retirada da hélice antes da concretagem, não permitindo alívio significativo do
terreno, possibilitando a execução em solos coesivos, arenosos e na presença de lençol
freático (ANTUNES; TAROZZO, 1998).
JoppertJr (2007) complementa que a haste de perfuração é formada por uma
hélice espiral, criada em torno de um tubo central vazado, equipada em sua extremidade
inferior, com dentes que possibilitam sua adequada penetração no solo. À medida que o
mesmo se desagrega e penetra entre as hastes da hélice, o trado é introduzido no solo, por
meio da aplicação do torque adicionado ao peso próprio da hélice e do solo nela contido
(figura 2).
Fig. 2: Detalhe da hélice e tubo de concretagem;
Fonte: <brunodanielguilherme.comunidades.net>
Antunes e Tarozzo(1998) complementam ainda que no caso de terrenos com solo
muito resistente à penetração da hélice, os dentes da mesma podem ser substituídos por pontas
de vídia, facilitando assim sua penetração, pois tem-se uma maior rigidez e eficiência. A
entrada de solo no tubo vazado é impedida por uma tampa de proteção, situada na
extremidade da haste e presa por uma corrente, sendo expulsa pela pressão do concreto no
início da concretagem da estaca. A produtividade dos equipamentos pode variar em torno de
150 a 400 metros por dia, à depender das especificações da estaca, como diâmetro e
profundidade, da intensidade do torque aplicado e da resistência do solo.
5
“O equipamento de escavação deve ser posicionado e nivelado para assegurar a
centralização e verticalidade da estaca. O diâmetro do trado deve ser verificado para assegurar
as premissas de projeto.”(ABNT NBR 6122:2010, p. 53).
A concretagem das estacas é feita logo após o alcance da profundidade de projeto,
com aplicação de concreto bombeado através do tubo central. De acordo com a norma ABNT
NBR 6122:2010 o concreto utilizado deve possuir consumo de cimento não inferior a 400 kg
por m³, abatimento ou slumptest igual a 22+-3 cm conforme ABNT NBR NM 67, fator água
cimento menor ou igual a 0.6, areia e pedrisco como agregados, porcentagem de argamassa
em massa maior ou igual a 55%, traço tipo bombeado, fck maior ou igual a 20MPa aos 28
dias conforme ABNT NBR 6118, ABNT NBR 5738, ABNT NBR 5739, podem ser utilizados
aditivos plastificantes, incorporadores de ar, retardadores de pega, desde que atendam às
normas ABNT NBR 10908, ABNT NBR 11768 e ABNT NBR 12317. Podem ser utilizados
agregados miúdos artificiais de acordo com a ABNT NBR 7212.
O enchimento da estaca se dá com a simultânea retirada do trado, completando as
cavidades deixadas pela hélice, que é extraída do terreno sem girar ou girada lentamente no
mesmo sentido da perfuração, levando-se em conta a pressão aplicada e o sobreconsumo de
concreto, sendo que rápidas extrações da hélice levam a uma corriqueira patologia deste tipo
de fundação, que consiste no seccionamento da estaca, impulsionado pelo não preenchimento
de determinados pontos com concreto, ou pelo estreitamento do fuste devido ao desabamento
de paredes do solo perfurado (ABNT NBR 6122:2010; ANTUNES, TAROZZO, 1998;
JOPPERT JR, 2007).
O enchimento da estaca é finalizado na superfície do terreno, sendo possível a
interrupção da concretagem um pouco abaixo desta cota, com a retirada do trado, o que
impossibilita, de certa forma, o controle preciso da cota (JOPPERT JR, 2007).
A limpeza do solo contido nas lâminas da hélice pode ser realizada manualmente
ou com o auxílio de limpador hidráulico acoplado ao equipamento, o solo pode ser removido
com o auxílio de pá carregadeira ou maquinário similar (ANTUNES; TAROZZO, 1998).
A pressão de injeção do concreto na estaca é normalmente entre 1 e 2 bar, e zero em camadas
de argila mole e solos muito fracos.Influi diretamente na homogeneidade e integridade da
estaca, bem como em sua capacidade de carga, pois leva a um maior confinamento lateral no
fuste e ao consequente aumento do atrito lateral(ALMEIDA NETO; KOCHEN, 2003).
A colocação da armação se dá após a concretagem, o que leva a uma maior
dificuldade em relação aos outros tipos de estacas. Deve ser em forma de gaiola, introduzida
por gravidade com o auxílio de um pilão de pequena carga ou vibrador. Devem apresentar
6
barras de aço de bitolas grossas, estribo helicoidal soldado nas barras longitudinais, e a
extremidade inferior levemente afunilada, facilitando sua introdução na estaca e evitando
deformação excessiva durante sua introdução. A tabela 1 apresenta as especificações mínimas
para a armadura de estacas do tipo hélice contínua. Para estacas submetidas a esforços
normais, fica a critério do projetista a colocação ou não da armação de ligação com o bloco.
Para estacas submetidas a esforços de tração, as armações devem ser longas e os estribos
devem ser substituídos por espirais, evitando-se o emprego de emendas por transpasse. Para
armações de até 12 metros, a introdução pode ser efetuada com o auxílio de um pilão, e de um
vibrador para gaiolas de até 19 metros. A centralização da estaca no furo, deve ser auxiliada
com o emprego de espaçadores tipo pastilha ou roletes, de forma a garantir o recobrimento
mínimo (ANTUNES; TAROZZO, 1998).
Tabela 1: Armadura mínima para estacas hélice contínua.
Fonte: GEOFIX (2010)
Uma prática não recomendável e erroneamente empregada, é a disposição
excessiva de roletes ao longo da armação, pois ao contrário das estacas escavadas com fluido
estabilizante, onde os mesmos rolam pelas paredes da escavação, nas estacas hélice,
empurram o concreto. Recomenda-se o emprego de 4 roletes na mudança da armadura do pé
para o corpo e no topo, permitindo a centralização da armadura e o balance da mesma quando
da colocação. Uma folga de 7,5 cm entre a armadura e o diâmetro do trado permite esse
balance. Recomenda-se que o pé da armadura seja reduzido nos últimos 100 a 150 cm da
armação (GEOFIX, 2010).
7
3.3
Controle de execução e qualidade
De acordo com a norma ABNT NBR 6122:2010 as fases de execução das estacas
devem ser acompanhadas eletronicamente através de sensores instalados na perfuratriz,
registrando o nivelamento do equipamento e prumo do trado, torque aplicado, velocidade de
avanço e rotação do trado, cota da ponta do trado, pressão de injeção e sobreconsumo de
concreto durante a concretagem e velocidade de extração do trado. Devem ser expostas
abaixo da cota de arrasamento, pelo menos 1% das estacas e no mínimo uma por obra, para o
acompanhamento da integridade do fuste da estaca. Quanto à verificação de concreto não
conforme abaixo da cota de arrasamento da estaca, deve ser feita a demolição com ponteiros
ou marteletes leves para seções de até 900 cm², marteletes maiores para áreas superiores a 900
cm², e reposição com concreto de resistência não inferior ao anteriormente empregado.
Para o monitoramento das estacas durante a execução, o equipamento mais
utilizado no Brasil e no mundo foi desenvolvimento na França, fabricado pela Jean Lutz S.A.,
com a denominaçãoTARACORD CE (ANTUNES; TAROZZO, 1998). Existem outros
similares, como o TARALOG, que realiza o monitoramento estabelecendo os mesmos
parâmetros, diferindo apenas na apresentação dos dados na tela do computador (ALMEIDA
NETO, 2002).
O TARACORD CE é composto por um computador e vários sensores instalados na
perfuratriz através de cabos elétricos, alimentados pela bateria do equipamento, com
mostrador digital instalado na cabine do operador que informa todos os dados de execução da
estaca. Os parâmetros indicados no mostrador digital são registrados em um elemento de
memória e transferidos a um microcomputador, través de um drive especial, para a aplicação
de “Software” que permite a impressão do relatório da estaca conforme Fig. 4.A Fig. 3
apresenta a localização dos sensores na perfuratriz.
8
Fig. 3: Detalhe dos sensores e suas localizações na perfuratriz.
Fonte: <http//:www.geofix.com.br>
Para Velloso (2000apud ALMEIDA NETO, 2002, p. 23), a folha de controle do
monitoramento, poderia substituir os tradicionais diagramas de cravação que temos para as
estacas cravadas, sugerindo critérios para interpretação dos dados, principalmente relativos ao
torque e avanço do trado, que poderiam servir de auxílio na previsão do comportamento carga
x recalque e cálculo de capacidade de carga das estacas, tomando estas características como
influentes para o máximo desempenho e qualidade do estaqueamento.
9
Fig. 4: Relatório de estaca, aplicação do Software.
Fonte: <http//:www.basefirme.com.br)/equipamentos>
Apesar de o monitoramento oferecer valores correspondentes ao sobreconsumo de
concreto e a variação da seção ao longo do fuste da estaca, a confiabilidade deste processo
pode ser discutida, perante possíveis falhas de sensores e demais componentes do sistema,
incluindo falta de calibração dos equipamentos.
O registro de qualidade dos serviços deve estar de acordo com o disposto na
ABNT NBR 6122:2010.
3.4
Vantagens do emprego de estacas do tipo Hélice Contínua
O emprego cada vez maior deste tipo de estaca se deve a enorme gama de
vantagens relativas tanto ao processo executivo, como à eficiência da estaca. A ausência de
vibrações e ruídos é fator condicionante para sua escolha em grandes centros urbanos.
Apresenta grande velocidade de execução e elevada produtividade, o que reduz
10
consideravelmente o cronograma da obra e viabiliza economicamente os gastos com a
mobilização do equipamento. Necessita de apenas uma equipe de trabalho. Apresenta elevada
capacidade de carga. Pode ser executada em solos argilosos, arenosos e na presença de lençol
freático, pois não permite o desconfinamento do solo após a perfuração. Não necessita do
emprego de lama bentonítica para estabilização do furo obtido na perfuração pelos mesmos
fatores, reduzindo problemas ligados ao remanejamento de material proveniente da escavação
do terreno.
3.5
Desvantagens do emprego de estacas do tipo Hélice Contínua
O principal problema deste tipo de estaca está na impossibilidade de controle de
arrasamento, que levam a perdas de concreto em torno de 20% (JOPPERT JR, 2007).
Necessita de áreas de trabalho planas e de fácil mobilização do equipamento, central de
concreto próxima à obra e com disponibilidade ininterrupta para fornecimento, logo que o
equipamento exige um consumo de concreto muito maior que as estacas convencionais,
impulsionada pela alta produtividade do equipamento. Do ponto de vista comercial é
necessário um número considerável de estacas, para a compatibilização com os custos
elevados de mobilização do equipamento (ANTUNES; TAROZZO, 1998). Apresenta
dificuldade para determinação da capacidade de cargadurante a execução, levando a uma
maior necessidade do empregode provas de carga estáticas, pois até o momento não foram
estabelecidas relações usuais entre os dados fornecidos pelos sensores na perfuração que
permitam a associação à capacidade da estaca, ao contrário das estacas cravadas, controladas
pelos relatórios de cravação, que estabelecem relações com o número de golpes, nega e
repique.
Em solos de baixa resistência pode propiciar um alargamento ou extreitamento do
fuste da estaca. A qualidade da estaca está sujeita à sensibilidade e experiência do operador da
perfuratriz (ALMEIDA NETO, 2002).
3.6
Procedimentos gerais de projeto
A capacidade de carga de uma estaca é obtida como o menor valor entre a
resistência estrutural do material da estaca e a resistência do solo que lhe dá suporte
11
(ALONSO, 2012). As estacas são elementos estruturais esbeltos que aplicadas no solo têm o
objetivo de transmitir cargas ao mesmo, seja pela resistência de ponta, seja ao longo do fuste
por atrito lateral ou pela combinação dos dois (ALONSO, 2010).
Escolhido o tipo de estaca e estabelecidas sua carga admissível estrutural e
espaçamento mínimo entre eixos, determina-se o número de estacas através da seguinte
equação:
=
.
onde: N = número de estacas
P = carga no pilar
Pe = carga admissível da estaca
K = Peso do bloco (1,05-1,2);
Este cálculo é válido somente se o centro de carga coincidir com o centro do
estaqueamento e se as estacas do bloco forem do mesmo tipo e diâmetro. A disposição das
estacas deve ser de tal forma que conduza a blocos de menor volume. No caso de
superposição das estacas de dois ou mais pilares, deve-se empregar um único bloco. Para
pilares de divisa, emprega-se o uso de viga de equilíbrio (ALONSO, 2010).
De forma geral, a distribuição das estacas nos blocos dever ser realizada, sempre
que possível, como indicado nas figuras 5 e 6.
12
Fig. 5 – Distribuição das estacas em torno do centro de carga do pilar
Fonte: Alonso, 2010.
13
Figura 6 – Distribuição das estacas em torno do centro de carga do pilar
Fonte: Alonso, 2010.
O espaçamento (d) entre estacas deve ser respeitado, não só entre as estacas do
próprio bloco, mas também entre estacas de blocos contíguos, de acordo com a figura 6
(ALONSO, 2010).
14
Fig. 7 - Espaçamento mínimo entre blocos contíguos.
Fonte: Alonso, 2010.
A distribuição das estacas deve ser feita, sempre que possível, no sentido de maior
dimensão do pilar, de acordo com a figura 7 (ALONSO, 2010).
Fig. 8 - Distribuição das estacas no sentido de maior dimensão do pilar.
Fonte: Alonso, 2010.
Para blocos que recebem carga de mais de um pilar, o “centro de carga” deve
coincidir com o centro de gravidade das estacas, de acordo com a figura 9 (ALONSO, 2010).
Fig. 9 – Centro de carga coincidindo com o centro de gravidade das estacas (Girar a figura)
Fonte: Alonso, 2010.
Deve-se evitar a distribuição de estacas em um bloco como mostrado na figura 10,
logo que esta leva a uma introdução de momento de torção no bloco (ALONSO, 2010).
15
Fig. 10 - Distribuição de estacas a ser evitada.
Fonte: Alonso, 2010.
O estaqueamento deve ser realizado independentemente para cada pilar, sempre
que possível. O emprego de blocos contíguos de grande extensão deve ser evitado. No caso de
bloco com duas estacas para dois pilares, deve-se evitar a posição da estaca embaixo dos
pilares, como mostra a Fig. 10.
Fig. 11 - Blocos de duas estacas para dois pilares, posicionamento a ser seguido.
Fonte: Alonso, 2010.
Não se deve misturar estacas de diferentes diâmetros em um mesmo bloco. É
recomendável indicar, no projeto, que os blocos de uma estaca sejam ligados por vigas aos
blocos vizinhos, pelo menos em duas direções aproximadamente ortogonais, e os blocos de
duas estacas pelo menos com uma viga, como indicado na figura 11.
Fig. 12: Ligação de blocos de uma e duas estacas por vigas.
Fonte: Alonso, 2010.
16
Para blocos de três estacas ou mais, não é necessário o emprego de vigas e
amarração. As vigas deverão ser dimensionadas de forma a absorver as excentricidades,
permitidas pela norma, que poderão ocorrer entre o eixo do pilar e o das estacas (ALONSO,
2010).
Para pilares com carga vertical e momento, o método normalmente utilizado é o
da superposição de efeitos, que estabelece o cálculo de cada estaca pela soma entre os efeitos
da carga vertical e dos momentos, como indicado na figura 12 (ALONSO, 2010).
Fig. 13: Princípio da superposição de efeitos aplicado a grupos de estacas.
Fonte: Alonso, 2010.
Para a validação do processo, os eixos x e y devem ser os principais de inércia e
as estacas devem ser verticais, do mesmo tipo, diâmetro e comprimento (ALONSO, 2010).
A carga atuante numa estaca genérica i de coordenadas (xi,yi) é dada por:
=
Onde:
∑
.
∑
.
= carga vertical atuante no pilar, na cota de arrasamento das estacas,
incluindo o peso próprio do bloco.
= número de estacas do bloco.
e
= momentos na cota de arrasamento das estacas, considerados positivos,
conforme indicados na figura 12.
17
Os sinais a serem considerados dependem da posição da estaca no bloco.
Conforme figura 12, quando se considera o momento
, as estacas da direita terão sinal
positivo (+) e as da esquerda, negativo (-). Do mesmo modo, quando se considera o momento
Mx, as estacas de cima terão o sinal negativo (-) e as de baixo, positivo (+) (ALONSO, 2010).
O estaqueamento sujeito a momentos é solucionado por tentativas, lançando-se
um estaqueamento e calculando-se as cargas atuantes nas estacas. O estaqueamento é aceito
se a carga nas estacas forem, no máximo, igual às cargas admissíveis de compressão e de
tração da estaca (ALONSO, 2010).
3.7
Geometria do elemento estrutural
A tabela 2 apresenta os diâmetros usualmente utilizados, o espaçamento sugerido
entre eixos de estacas e a carga admissível estrutural.
Tabela 2: Diâmetros, espaçamento e carga estrutural admissível.
Diâmetro da
Hélice (mm)
275
300
350
400
425
500
600
700
800
900
1000
Fonte: Antunes e Tarozzo, 1998.
3.8
Carga Admissível
Estrutural (KN)
Espaçamento
Sugerido (cm)
350
450
600
800
900
1250
1800
2450
3200
4000
5000
70
75
90
100
110
125
150
175
200
225
250
Critérios de cálculo
Fórmulas teóricas de capacidade de carga de fundações por estacas são pouco
utilizadas em projetos, por alguns fatores, dentre eles podemos destacar a grande variabilidade
de resultados encontrados quando se utilizam autores diferentes.
Outro fator está na
consideração do solo apenas como granular ou coesivo o que não é evidenciado na prática,
pois encontra-se corriqueiramente solos com coesão e atrito, como é o caso de areias siltosas,
areias silto-argilosas, areias argilosas, areias argilo-siltosas, siltes arenosos, siltes argilo-
18
arenosos, argilas arenosas, argilas areno-siltosas, argilas arenosas, argilas areno-siltosas e
argilas silto-arenosas. Tais fatores levaram alguns autores à proposição de métodos para
cálculo de capacidade de carga baseados em correlações empíricas com resultados obtidos de
ensaios in situ, que são ajustados e verificados com o auxílio de provas de carga. Nos itens a
seguir são apresentados dois métodos de cálculo bastante difundidos para o cálculo de
capacidade de carga para estacas do tipo hélice contínua monitorada, os métodos Décourt&
Quaresma e Antunes & Cabral.
A capacidade de carga geotécnica total de uma estaca é dada pela soma das
resistências de ponta e lateral, geradas pela mobilização de tensões resistentes por adesão ou
atrito lateral, entre o solo e o fuste da estaca, termos estes relacionados ao tipo de solo: adesão
em argila e atrito em areia, predominando o uso do termo atrito lateral para ambos os tipos de
solo, e tensões resistentes normais à base ou ponta da estaca (CINTRA; AOKI, 2010).
Os métodos semi-empíricos visão basicamente a estimativa da resistência unitária
lateral ( ) e a resistência unitária de ponta (
), visto que os demais itens necessários para a
determinação da capacidade de carga das estacas são características geométricas das mesmas
(JOPPERT JR, 2007).
No caso de estacas tracionadas, a determinação da capacidade de carga pode ser
efetuada através dos métodos semi-empíricos descritos, desprezando-se a parcela da
resistência de ponta da estaca (PASCHOALIN FILHO, 2007).
3.8.1
Método Décourt & Quaresma
As parcelas de resistência lateral ( ) e resistência de ponta (
) da capacidade de
carga geotécnica total ( ) de um elemento de fundação por estaca são (CINTRA; AOKI,
2010):
=
=
Onde:
×
×
×
= resistência lateral da estaca (kg ou tf ou kN).
= tensão de adesão ou de atrito lateral (kg/cm² ou tf/m² ou kN/m²).
= perímetro da seção da estaca (cm ou m).
19
= comprimento da estaca (cm ou m).
= resistência de ponta da estaca (kg ou tf ou kN).
= tensão resistente de ponta (kg/cm² ou tf/m² ou kN/m²).
= área da ponta da estaca (cm² ou m²).
A determinação da tensão de adesão (ou atrito lateral) é determinada com auxílio
do valor médio do índice de resistência à penetração do SPT (Standard Penetration Test) ao
longo do fuste da estaca (
), seguindo tabela apresentada pelos autores do método, não
apresentando distinção quanto ao tipo de solo. Para o cálculo de
≥3 e
limites
são estabelecidos como
≤ 40, e não são considerados os valores utilizados na avaliação da
resistência de ponta da estaca (CINTRA; AOKI, 2010).
Para Décourt (1982 apud CINTRA; AOKI, 2010, p. 27) os valores tabelados são
transformados pela seguinte equação:
= 10 ×
3
Estendendo o limite superior de
+1
= 15 para
deslocamento e estacas escavadas com bentonita, e mantendo
= 50, para estacas de
≤ 15 para estacas Strauss e
tubulões a céu aberto (CINTRA; AOKI, 2010).
Segundo Cintra e Aoki (2010) a capacidade de carga junto à ponta ou base da
estaca (
) é determinada pela seguinte equação:
= ! onde:
= valor médio do índice de resistência à penetração na ponta ou base da
estaca, obtido a partir de três valores: o correspondente ao nível da ponta ou base, o
imediatamente anterior e o imediatamente posterior;
!= coeficiente característico do solo de acordo com tabela 3, ajustado mediante 41
provas de carga realizadas em estacas pré-moldadas de concreto.
20
Tabela 3: Coeficiente característico do solo C
C (Kpa)
Tipo de solo
Argila
120
Silte argiloso*
200
Silte arenoso*
250
Areia
400
Fonte: Décourt e Quaresma (1978 apud CINTRA; AOKI, 2010, p. 27)
Nas provas de carga que não atingiram a ruptura, os autores do método utilizaram
como critério de ruptura a carga correspondente ao recalque de 10% do diâmetro da estaca,
critério este relacionado ao modo de ruptura convencional (CINTRA; AOKI, 2010).
Décourt (1996 apud CINTRA; AOKI, 2010, p. 28) adiciona fatores α e β, nas
parcelas referentes a resistência de ponta e lateral da estaca, respectivamente, gerando a
seguinte expressão para a capacidade de carga:
= " × ! ×
×
+ # × 10
3
1
Levando assim a aplicação do método para estacas escavadas com lama
bentonítica, estacas escavadas em geral, estacas hélice contínua e raiz, e estacas injetadas sob
altas pressões. Os valores de alfa e beta são apresentados na tabela 4. O método inicial, com
alfa e beta iguais a um, permanece para estacas pré-moldadas, metálicas e tipo Franki
(CINTRA; AOKI, 2010).
Os coeficientes α e β são respectivamente fatores de correção para minoração da
resistência de ponta e majoração da resistência lateral da estaca, respectivamente
(MAGALHÃES, 2005).
Tabela 4 - Fatores α (para correção da resistência de ponta) e β (correção resistência lateral).
Fonte: <http://www.ufjf.br/nugeo/files/2009/11/GF06-CapCargaProf-por-meio-SPT-2009.pdf>
21
Na presença de terrenos com diversas camadas de solo, a resistência lateral total
( ) é dada pela somatória das resistências laterais parciais de cada solo. Para a determinação
da carga admissível das estacas, devem ser aplicados os fatores de segurança estabelecidos à
seguir (JOPPERT JR, 2007).
$%& =
2
Os autores propuseram ainda coeficientes de segurança parciais para as parcelas
de atrito lateral e resistência de ponta, respectivamente 1,3 e 4. Sendo assim, a carga
admissível da estaca seria a menor entre as resistências obtidas pelas duas equações.
$%& = 1,3
+
4
Onde: $%& = carga admissível (ou resistência admissível da estaca).
3.8.2
Método Antunes & Cabral
Os autores propuseram este método para previsão da capacidade de carga em
estacas do tipo hélice contínua a partir de resultados de ensaio do tipo SPT, baseando-se em
resultados obtidos com a execução de nove provas de carga estáticas realizadas em estacas de
diâmetros 35, 50 e 75 cm, através de uma comparação entre dois métodos semi-empíricos
tradicionais, Décourt& Quaresma (1978) e Aoki& Velloso (1975).
Com o auxílio de resultados de ensaios do tipo SPT, chegaram às seguintes fórmulas:
ú + = (#1 ×
× , × - × ) + .#2 ×
Sendo:β1 x N e β2 x N em KPa
β2 x N ≤ 4000 KPa
onde: ú + = carga última da estaca
- = diâmetro da estaca
= comprimento da estaca
= índice de resistência à penetração do ensaio SPT
, × -²
×/
12
4
22
β1 e β2 = parâmetros de cálculo do atrito lateral e da resistência de ponta, que
dependem do tipo de solo, de acordo com a seguinte tabela 4:
Tab. 5 – Parâmetros β1 e β2
Fonte: Antunes e Cabral, 1996
23
4
PROGRAMA EXPERIMENTAL
4.1
Dados para cálculo:
Para a análise deste estaqueamento, foram selecionados os blocos com estacas cujo
diâmetro nominal corresponde a 0,7 metros, permitindo assim uma satisfatória análise
comparativa entre os resultados obtidos mediante aplicação dos métodos de cálculo de
capacidade de carga geotécnica e os aplicados na execução da fundação da edificação em
estudo. Sendo estabelecidos assim a análise dos estaqueamentos correspondentes aos pilares
P18, P24, P06 e P16. Foram utilizados como dados de cálculo, informações constantes no
projeto de fundações em estudo, sendo extraídos os dados: diâmetro adotado, quantidades de
estacas dos blocos em estudo, altura útil dos blocos de coroamento, espaçamentos entre eixos.
Para a determinação dos carregamentos atuantes nas estacas em estudo, foi utilizada
planta de cargas de acordo com projeto: Locação e Cargas nos Pilares, onde são dispostas as
diversas situações de carregamentos aos quais os pilares poderão ser submetidos ao decorrer
da utilização da edificação, carregamentos estes transmitidos às fundações, devendo os
mesmos serem absorvidos de maneira satisfatória e segura.
A sondagem realizada para determinação da características do terreno de implantação
das fundações, foi executada de metro em metro, de acordo com ensaio de penetração
dinâmica do tipo SPT, o qual consiste em se contar o número de golpes necessários para que
um peso de 65 kg caindo de 75 cm de altura faça um barrilete amostrador penetrar 45 cm no
terreno, em 3 seções de 15 cm cada uma. De acordo com os relatório de sondagem exposto
neste trabalho, na análise dos valores correspondentes ao número de golpes para cravação do
amostrador, os valores fracionários indicam no numerador o número de golpes e no
denominador a penetração correspondente em cm, quando o numerador dessa fração for zero,
o amostrador padrão penetrou o comprimento indicado no denominador, sob o peso próprio
das hastes. O número de golpes para cravar os 30 cm finais do amostrador padrão fornece a
indicação da compacidade (caso dos solos de predominância arenosa ou siltosa), ou da
consistência (caso dos solos de predominância argilosa), dos solos em estudo. A extração das
amostras é realizada com a cravação de um amostrador padronizado 1 3/8" e 2" de diâmetros,
interno e externo respectivamente. As amostras são recolhidas em invólucros plásticos e
examinadas em laboratório. Nas sondagens em que o nível de água é encontrado, mede-se o
mesmo 24 horas após sua ocorrência, período este, suficiente para sua estabilização.
24
Aos furos de sondagem à percussão correspondem os perfis individuais indicando:
cota da boca do furo em relação ao RN indicado, números de golpes necessários à cravação
do amostrador padrão, em terreno penetrável à percussão, posição das amostras extraídas à
percussão, cota do nível da água na data indicada, profundidade das diversas camadas
encontradas em relação à superfície do terreno e, finalmente a classificação das camadas
atravessadas, de acordo com nomenclatura da ABNT.
Segue abaixo planta de locação dos furos de sondagem (Fig. 000), bem como
posicionamento da referência de nível RN considerada para a determinação das cotas dos
furos de sondagem.
Figura 14 – Locação dos furos de sondagem;
25
Para o cálculo dos estaqueamentos em estudo foram utilizados furos de sondagem de
acordo com figuras: Fig.000000.
Figura 15 – Furo de sondagem SP18;
26
Figura 16 – Furo de sondagem SP18’;
27
Figura 17 – Furo de sondagem SP24;
28
Figura 18 – Furo de sondagem SP06;
29
Segue abaixo detalhe da planta de locação dos pilares do empreendimento:
Figura 19 – Planta de locação dos pilares do edifício
4.2
Cálculos de carregamentos máximos e mínimos nas estacas dos blocos
Para o cálculo dos carregamentos máximos e mínimos nas estacas dos blocos, são
levadas em consideração as diversas situações em que a estrutura estará submetida, sendo
assim, devem ser verificadas as solicitações transmitidas devidas às diversas combinações de
carregamento, fornecidas através da planta de cargas nos pilares. Utiliza-se como base para o
cálculo das solicitações transmitidas para cada estaca do bloco o princípio da superposição de
efeitos, descrito no trabalho, onde são fixadas condições específicas, como estacas de mesmo
diâmetro e comprimento.
Segue abaixo, detalhe do bloco de coroamento de estacas do pilar P18:
Fig. 20 – Detalhe locação de estacas no bloco de coroamento do pilar P18;
30
De acordo com a distância entre o eixo das estacas e o eixo do pilar, e considerando
que as verificações dos carregamentos a serem transmitidos pelos pilares estão de acordo com
projeto de locação e cargas nos pilares, e obedecem ao sistema de coordenadas global, e as
cargas axiais em tf, momentos em tf.m. As cargas máximas aplicadas às estacas estão de
acordo com planilha de cálculo abaixo.
FZ (tf)
591,9
674,8
568,4
651,3
519,5
657,7
567
734,1
660,4
566,8
660,2
546,6
639,9
491,6
647,1
782,3
741,9
620,3
464,5
505,8
583,9
FX (tf)
0
0
0
0
0
0,1
0
0
0,1
0
0
0
0,1
0
0,1
0
0
0
0
0
0
FY (tf)
4,2
0
4,1
0
5,6
0
4,7
-0,5
0
4,5
0
4,3
0
6
0
0
0
0
0
0
0
MX
(tf.m)
-24
0
-24
0
-40,3
0
-27,3
28,2
0
-27,1
0
-27,1
0
-45,4
0
46,2
47,2
0,3
-45
-45,7
0,9
MY
(tf.m)
0
0,6
0
0,6
0
1
0
0
0,7
0
0,7
0
0,7
0
1,1
0,1
0,1
1,1
-0,1
-0,1
-1,1
Pa (tf)
156,51
168,53
150,60
162,65
143,63
164,10
151,43
175,27
164,86
151,24
164,85
146,11
159,74
138,27
161,42
182,35
171,96
154,68
129,01
139,54
146,03
Pb (tf)
156,51
168,87
150,60
163,00
143,63
164,75
151,43
175,27
165,34
151,24
165,25
146,11
160,22
138,27
162,13
182,40
172,02
155,30
128,95
139,48
145,40
Pc (tf)
139,44
168,53
133,60
162,65
116,12
164,10
132,07
191,78
164,86
132,16
164,85
127,19
159,74
107,53
161,42
208,75
198,93
154,85
103,30
113,42
146,55
Pd (tf)
139,44
168,87
133,60
163,00
116,12
164,75
132,07
191,78
165,34
132,16
165,25
127,19
160,22
107,53
162,13
208,80
198,99
155,48
103,24
113,36
145,92
Tabela 6 – Cálculo de carregamentos transmitidos às estacas do bloco do pilar P18;
Sendo considerados para o cálculo as distância entre os eixos conforme tabela abaixo:
Distância ao eixo do bloco (A):
Distância ao eixo do bloco (B):
Distância ao eixo do bloco (C):
Distância ao eixo do bloco (D):
X
0,875
0,875
0,875
0,875
Y
0,875
0,875
0,875
0,875
Tabela 7 – Distância entre os eixos das estacas e o eixo do pilar P18;
31
De acordo com Tabela 00, verificamos que o carregamento máximo aplicado a uma
estaca do bloco do pilar P18, é aplicado à estaca D do estaqueamento, correspondente à pior
situação de carregamento transmitido às estacas deste bloco, sendo assim, a profundidade
deste estaqueamento será dimensionada levando em consideração este carregamento.
Devendo ainda ser considerada o peso do bloco, de acordo com coeficiente indicado
anteriormente. A tabela 00, representa estes carregamentos.
Estaca mais carregada
(Máxima solicitação) =
208,80
Carregamento com acrécimo
do peso do bloco (1,05)
219,24
Tabela 8 – Estaca mais carregada do bloco do pilar P18, acréscimo do peso do bloco;
Da mesma forma, são aplicados os mesmos procedimentos de cálculo para os pilares
P24, P06 e P16, conforme figuras e planilhas seguintes.
Figura 21 – Detalhe da locação das estacas no bloco de coroamento do pilar P24;
32
FZ (tf) FX (tf)
750
0
792,6
2,9
719,6
0
762,1
2,7
669,3
0
740,2
3,5
720,2
0
892
0
767,2
3,1
719,7
0
766,7
3,1
693,5
0
740,5
2,9
637
0
715,5
3,8
946,8
0
946,2
0
739,9
0
633,6
0
634,2
0
837,6
0
FY (tf)
2,7
0
2,6
0
3,7
0
3,2
-0,6
0
2,9
0
2,8
0
4
0
0
0
0
0
0
0
MX
(tf.m)
-22,4
0
-22,4
0
-37,3
0
-25,4
25,5
0
-25,3
0
-25,3
0
-42
0
42,8
43
0
-42
-42,2
0
MY
(tf.m)
0
10,2
0
9,9
0
14,6
0
0
11,3
0
11,2
0
11
0
16,2
3,8
3,7
16,5
2,4
2,6
-10,2
Pa (tf)
154,35
154,36
148,25
148,43
140,91
142,37
149,01
174,06
148,88
148,82
148,81
143,55
143,71
135,29
136,84
181,23
181,11
143,27
132,94
133,04
170,43
Pb (tf)
154,35
162,68
148,25
156,41
140,91
153,71
149,01
174,06
158,00
148,82
157,87
143,55
152,49
135,29
149,36
183,41
183,22
152,69
134,31
134,52
164,61
Pc (tf)
150,00
158,52
143,92
152,42
133,86
148,04
144,04
178,40
153,44
143,94
153,34
138,70
148,10
127,40
143,10
189,36
189,24
147,98
126,72
126,84
167,52
Pd (tf)
145,65
154,36
139,59
148,43
126,81
142,37
139,07
182,74
148,88
139,06
148,81
133,85
143,71
119,51
136,84
195,31
195,26
143,27
119,13
119,16
170,43
Pe (tf)
145,65
162,68
139,59
156,41
126,81
153,71
139,07
182,74
158,00
139,06
157,87
133,85
152,49
119,51
149,36
197,49
197,37
152,69
120,50
120,64
164,61
Tabela 9 - Cálculo de carregamentos transmitidos às estacas do bloco do pilar P24;
Distância ao eixo do bloco (A):
Distância ao eixo do bloco (B):
Distância ao eixo do bloco (C):
Distância ao eixo do bloco (D):
Distância ao eixo do bloco (E):
X
0,875
0,875
0
0,875
0,875
Y
1,52
1,52
0
1,52
1,52
Tabela 10 – Distância entre os eixos das estacas e o eixo do pilar P24;
Estaca mais carregada
(Máxima solicitação) =
197,49
Carregamento com acrécimo
do peso do bloco (1,05)
207,36
Tabela 11 – Estaca mais carregada do bloco do pilar P24, acréscimo do peso do bloco;
Verifica-se então que a estaca mais carregada do estaqueamento do bloco de
coroamento do pilar P24 corresponde à estaca E, sendo assim, a profundidade deste
estaqueamento será dimensionada levando em consideração este carregamento acrescido do
peso do bloco de coroamento, de acordo com tabela 00.
33
Figura 22 – Detalhe da locação das estacas no bloco de coroamento do pilar P06;
FZ (tf) FX (tf)
787,9
0
754,8
1
756,5
0
723,4
1
787,7
0
732,5
1,2
773,9
0
667,3
0
737
1,1
774
0
737,1
1
746,5
0
709,7
1
781,6
0
720,1
1,3
798
0
621,1
0
736,5
0
600,9
0
777,4
0
663,6
0
FY (tf)
8,3
0
8,5
0
13,8
0
9,4
-8,8
0
9,3
0
9,4
0
15,4
0
0
0
0
0
0
0
MX
(tf.m)
-168,5
0
-169,5
-2,1
-288,8
0
-192,3
215,1
0
-191,2
0
192,1
0
-326,1
0
-320,4
355,9
10,1
346,8
-327,4
12,2
MY
(tf.m)
0
-2,1
0
0
0
-0,9
0
0
-1,8
0
-1,8
0
-1,8
0
-0,4
-3,7
-4,1
-0,2
-4,1
-3,7
-7,6
Pa (tf)
158,12
125,89
153,08
120,66
177,14
121,95
159,56
77,39
122,85
159,39
122,89
98,05
118,33
182,00
119,80
181,00
51,38
121,28
49,36
178,60
109,88
Pb (tf)
158,12
125,80
153,08
120,88
177,14
122,08
159,56
77,39
122,83
159,39
122,85
98,05
118,28
182,00
120,02
180,47
50,79
121,25
48,77
178,07
108,79
Pc (tf)
158,12
125,71
153,08
121,09
177,14
122,21
159,56
77,39
122,81
159,39
122,81
98,05
118,24
182,00
120,24
179,94
50,21
121,23
48,19
177,54
107,71
Pd (tf)
104,51
125,89
99,08
120,04
85,43
121,95
98,41
145,04
122,85
98,61
122,89
150,79
118,33
78,53
119,80
86,06
156,83
124,27
152,11
81,59
113,49
Pe (tf)
106,35
125,80
100,97
120,26
88,50
122,08
100,49
143,08
122,83
100,67
122,85
152,88
118,28
81,96
120,02
85,53
156,24
124,25
151,53
81,06
112,41
Pf (tf)
108,13
125,50
102,79
120,26
91,46
121,95
102,51
141,20
122,58
102,67
122,59
154,89
118,03
85,26
119,96
85,00
155,66
124,22
150,94
80,53
111,32
Tabela 12 - Cálculo de carregamentos transmitidos às estacas do bloco do pilar P06;
34
Distância ao eixo do bloco (A):
Distância ao eixo do bloco (B):
Distância ao eixo do bloco (C):
Distância ao eixo do bloco (D):
Distância ao eixo do bloco (E):
Distância ao eixo do bloco (F):
X
1,75
0
1,75
1,75
0
1,75
Y
1,125
1,125
1,125
1,125
1,125
1,125
Tabela 13 – Distância entre os eixos das estacas e o eixo do pilar P06;
Estaca mais carregada
(Máxima solicitação) =
182,00
Carregamento com acrécimo
do peso do bloco (1,05)
191,10
Tabela 14 – Estaca mais carregada do bloco do pilar P06, acréscimo do peso do bloco;
Verifica-se então que a estaca mais carregada do estaqueamento do bloco de
coroamento do pilar P06 corresponde à estaca A, sendo assim, a profundidade deste
estaqueamento será dimensionada levando em consideração este carregamento acrescido do
peso do bloco de coroamento, de acordo com tabela 00.
Figura 23 – Detalhe da locação das estacas no bloco de coroamento do pilar P16;
35
FZ (tf) FX (tf)
1096,6
0
1090,8 0,5
1058,3
0
1052,4 0,5
1070,4
0
1060,6 0,9
1071,3
0
1029,8
0
1065
0,6
1070,8
0
1064,5 0,6
1038
0
1031,7 0,6
1051,7
0
1041,1
1
1071,9
0
965,4
0
1023,8
0
964,9
0
1052,3
0
994,7
0
FY (tf)
5,8
0
5,8
0
8,7
0
6,2
-3,7
0
6,4
0
6,3
0
9,6
0
0
0
0
0
0
0
MX (tf.m) MY (tf.m)
-82
0
0
2,2
-82,2
0
2,3
0
-138,6
0
0
3,6
-92,4
0
100,1
0
0
2,6
-92,7
0
0
2,5
-92,9
0
0
2,6
-156,3
0
0
4,1
-92,5
0,2
166
0,5
3,4
4,3
165,6
0,4
-156,4
0,1
3,3
-3,8
Pa (tf)
200,04
181,38
193,70
174,85
207,29
176,06
197,92
151,51
177,00
197,95
176,93
192,50
171,45
207,80
172,72
196,24
129,21
169,37
129,22
205,16
165,70
Pb (tf)
200,04
181,80
193,70
174,96
207,29
176,77
197,92
151,51
177,50
197,95
177,42
192,50
171,95
207,80
173,52
196,27
129,28
169,99
129,27
205,17
165,15
Pc (tf)
200,04
182,22
193,70
175,07
207,29
177,47
197,92
151,51
178,00
197,95
177,90
192,50
172,45
207,80
174,32
196,30
129,35
170,60
129,33
205,19
164,61
Pd (tf)
165,49
181,38
159,07
175,73
149,51
176,06
159,18
191,76
177,00
158,98
176,93
153,50
171,45
142,77
172,72
161,00
192,45
170,67
192,30
145,58
166,95
Pe (tf)
165,49
181,80
159,07
175,84
149,51
176,77
159,18
191,76
177,50
158,98
177,42
153,50
171,95
142,77
173,52
161,03
192,52
171,28
192,36
145,59
166,41
Pf (tf)
168,39
182,22
161,97
175,95
153,86
177,47
162,28
189,91
178,00
162,18
177,90
156,65
172,45
147,57
174,32
161,06
192,59
171,90
192,42
145,61
165,87
Tabela 15 - Cálculo de carregamentos transmitidos às estacas do bloco do pilar P16;
Distância ao eixo do bloco (A):
Distância ao eixo do bloco (B):
Distância ao eixo do bloco (C):
Distância ao eixo do bloco (D):
Distância ao eixo do bloco (E):
Distância ao eixo do bloco (F):
X
1,75
0
1,75
1,75
0
1,75
Y
0,875
0,875
0,875
0,875
0,875
0,875
Tabela 16 – Distância entre os eixos das estacas e o eixo do pilar P16;
Estaca mais carregada
(Máxima solicitação) =
207,80
Carregamento com acrécimo
do peso do bloco (1,05)
218,19
Tabela 17 – Estaca mais carregada do bloco do pilar P16, acréscimo do peso do bloco;
Verifica-se então que a estaca mais carregada do estaqueamento do bloco de
coroamento do pilar P16 corresponde à estaca A, sendo assim, a profundidade deste
36
estaqueamento será dimensionada levando em consideração este carregamento acrescido do
peso do bloco de coroamento, de acordo com tabela 00.
4.3
Cálculo de capacidade de carga geotécnica
De posse dos carregamentos máximos e mínimos atuantes nas estacas dos blocos de
coroamento dos pilares estudados, utiliza-se a pior situação de carregamento, conforme
verificado no item anterior, prosseguindo para o dimensionamento da profundidade do
estaqueamento, através da capacidade de carga geotécnica, determinada neste trabalho através
da aplicação dos métodos Décourt & Quaresma e Antunes & Cabral.
Conforme verificado anteriormente, no método Décourt & Quaresma são utilizados
coeficientes para correção das resistência de ponta e de atrito lateral, de acordo com Tabela 4,
e os coeficientes característicos do solo, de acordo com tabela 3.
Para o estaqueamento do pilar P18, tem-se os seguintes dados:
Pilar:
Nº Estacas do Bloco:
Diâmetro das estacas (m):
Altura Útil do Bloco (m):
Furo de sondagem utilizado:
Cota da boca do furo (m):
Referência de nível RN (m):
Cota do Pav. (m):
Cota de início da estaca (m):
P18
4
0,7
1,4
SP18
-2,68
0,00
-4,07
-5,47
Tabela 18 – Dados para cálculo do estaqueamento do pilar P18;
37
De acordo com relatório de sondagem apresentado, tem-se o seguinte perfil:
Cota
Sondagem
-3,68
-4,68
-5,68
-6,68
-7,68
-8,68
-9,68
-10,68
-11,68
-12,68
-13,68
-14,68
-15,68
-16,68
-17,68
-18,68
-19,68
-20,68
-21,68
-22,68
-23,68
-24,68
-25,68
Nspt
0
32
32
20
19
9
21
24
16
17
23
24
40
33
15
25
21
40
33
38
33
40
40
Tabela 19 – Cotas de sondagem e Nspt correspondente, pilar P18;
De acordo com planilha de cálculo, verifica-se conforme tabelas seguintes, que
estando o estaqueamento implantado com 18,21 metros à partir da cota -5,47 (correspondente
ao nível do Subsolo do empreendimento acrescido da altura útil do bloco de coroamento),
obtêm-se através do método Décourt & Quaresma, uma resistência admissível correspondente
à 226,26 toneladas, sendo esta maior que a pior situação de carregamento aplicável ao
estaqueamento.
São aplicados para este método, o fator de segurança global, correspondente ao
estabelecido pela NBR 6122:2010, e o fator de segurança parcial, descrito pelo método, sendo
escolhida a situação favorável à segurança.
38
Nl =
Np =
24,59
37,67
DÉCOURT & QUARESMA
Comp. Atrito Lateral (m)
Comp. Estaca (m)
17
18,21
Tabela 20 – Nspt médio relativos ao atrito lateral (Nl) e à ponta das estacas (Np), P18;
Resistência Lateral (tf) =
Resistência de Ponta (tf) =
Resistência Total (tf) =
343,79
108,72
452,51
Tabela 21 – Determinação das resistências lateral, de ponta e total, na ruptura;
Para determinação da resistência de ponta, foi considerado o coeficiente característico
referente à Silte Arenoso, solo este correspondente ao de implantação da ponta da estaca.
F.S GLOBAL (NBR 6122)
F.S PARCIAL (MÉTODO)
Pior Situação de Cálculo
226,26
291,64
226,26
Tabela 22 – Aplicação dos fatores de segurança global e parcial para as estacas do
pilar P18;
Aplicando o método de Antunes & Cabral para o estaqueamento do pilar P18, tem-se:
Nl
Np
21,93
40
Comp. Atrito Lat. (m)
Comp. Estaca (m)
14
14,21
Tabela 23 – Nspt relativos ao atrito lateral (Nl) e à ponta da estaca (Np);
Resistência Última Lateral (tf) =
Resistência Última de Ponta (tf) =
Resistência Última Total (tf) =
236,29
307,88
544,17
Tabela 24 – Determinação das resistências lateral, de ponta e total, na ruptura;
F.S GLOBAL (NBR 6122) =
272,0855
Tabela 25 – Aplicação dos fatores de segurança global para as estacas do pilar P18;
Para determinação das resistências lateral e de ponta, são utilizados os coeficientes
relativos aos solos correspondentes. Verifica-se que estando o estaqueamento do pilar P18
implantado à 14,21 metros à partir da cota -5,47, obtêm-se uma resistência admissível
39
correspondente à 272,08 toneladas, de acordo com aplicação do método de Antunes & Cabral,
sendo esta maior que a pior situação de carregamento aplicável ao estaqueamento.
Para o estaqueamento do pilar P24 tem-se os seguintes dados:
Pilar:
Nº Estacas do Bloco:
Diâmetro das estacas (m):
Altura Útil do Bloco (m):
Furo de sondagem utilizado:
Cota da boca do furo (m):
Referência de nível RN (m):
Cota do Pav. (m):
Cota de início da estaca (m):
P24
5
0,7
1,5
SP24
-4,05
0,00
-4,07
-5,57
Tabela 26 – Dados para cálculo do estaqueamento do pilar P24;
De acordo com relatório de sondagem apresentado, tem-se o seguinte perfil:
Cota
Sondagem
-5,05
-6,05
-7,05
-8,05
-9,05
-10,05
-11,05
-12,05
-13,05
-14,05
-15,05
-16,05
-17,05
-18,05
-19,05
-20,05
-21,05
-22,05
-23,05
-24,05
-25,05
Nspt
0
40
18
16
34
17
7
9
9
10
16
13
18
27
19
40
27
40
40
40
40
Tabela 27 – Cotas de sondagem e Nspt correspondente, pilar P24;
40
De acordo com planilha de cálculo, verifica-se conforme tabelas seguintes, que
estando o estaqueamento implantado com 18,48 metros à partir da cota -5,47 (correspondente
ao nível do Subsolo do empreendimento acrescido da altura útil do bloco de coroamento),
obtêm-se através do método Décourt & Quaresma, uma resistência admissível correspondente
à 208,37 toneladas, sendo esta maior que a pior situação de carregamento aplicável ao
estaqueamento.
DÉCOURT & QUARESMA
21,18
Comp. Atrito Lateral
40,00
Comp. Estaca
Nl =
Np =
17
18,48
Tabela 28 – Nspt médio relativos ao atrito lateral (Nl) e à ponta das estacas (Np);
Resistência Lateral (tf) =
Resistência de Ponta (tf) =
Resistência Total (tf) =
301,28
115,45
416,73
Tabela 29 – Determinação das resistências lateral, de ponta e total, na ruptura;
Para determinação da resistência de ponta, foi considerado o coeficiente característico
referente à Silte Arenoso, solo este correspondente ao de implantação da ponta da estaca.
F.S GLOBAL (NBR 6122)
F.S PARCIAL (MÉTODO)
Pior Situação de Cálculo
208,37
260,62
208,37
Tabela 30 – Aplicação dos fatores de segurança global e parcial para as estacas do
pilar P24;
Aplicando o método de Antunes & Cabral para o estaqueamento do pilar P24, tem-se:
Nl
Np
18,67
40
Comp. Atrito Lat.
Comp. Estaca
15
15,48
Tabela 31 – Nspt relativos ao atrito lateral (Nl) e à ponta da estaca (Np);
Resistência Última Lateral (tf) =
Resistência Última de Ponta (tf) =
Resistência Última Total (tf) =
215,51
307,88
523,39
Tabela 32 – Determinação das resistências lateral, de ponta e total, na ruptura;
41
F.S GLOBAL (NBR 6122) =
261,6947
Tabela 33 – Aplicação dos fatores de segurança global para as estacas do pilar P24;
Para determinação das resistências lateral e de ponta, são utilizados os coeficientes
relativos aos solos correspondentes. Verifica-se que estando o estaqueamento do pilar P24
implantado à 15,48 metros à partir da cota -5,47, obtêm-se uma resistência admissível
correspondente à 261,69 toneladas, de acordo com aplicação do método de Antunes & Cabral,
sendo esta maior que a pior situação de carregamento aplicável ao estaqueamento.
Para o estaqueamento do pilar P06, tem-se os seguintes dados:
Pilar:
Nº Estacas do Bloco:
Diâmetro das estacas (m):
Altura Útil do Bloco (m):
Furo de sondagem utilizado:
Cota da boca do furo (m):
Referência de nível RN (m):
Cota do Pav. (m):
Cota de início da estaca (m):
P06
6
0,7
1,5
SP06
-4,55
0,00
-4,07
-5,57
Tabela 34 – Dados para cálculo do estaqueamento do pilar P06;
42
De acordo com relatório de sondagem apresentado, tem-se o seguinte perfil:
Cota
Sondagem
-5,55
-6,55
-7,55
-8,55
-9,55
-10,55
-11,55
-12,55
-13,55
-14,55
-15,55
-16,55
-17,55
-18,55
-19,55
-20,55
-21,55
-22,55
-23,55
Nspt
0
34
39
24
9
10
11
18
18
17
29
39
30
40
35
31
40
40
40
Tabela 35 – Cotas de sondagem e Nspt correspondente, pilar P06;
De acordo com planilha de cálculo, verifica-se conforme tabelas seguintes, que
estando o estaqueamento implantada com 15,00 metros à partir da cota -5,47 (correspondente
ao nível do Subsolo do empreendimento acrescido da altura útil do bloco de coroamento),
obtêm-se através do método Décourt & Quaresma, uma resistência admissível correspondente
à 198,17 toneladas, sendo esta maior que a pior situação de carregamento aplicável ao
estaqueamento.
Nl =
Np =
DÉCOURT & QUARESMA
25,21
Comp. Atrito Lateral
37,00
Comp. Estaca
14
15
Tabela 36 – Nspt médio relativos ao atrito lateral (Nl) e à ponta das estacas (Np);
43
Resistência Lateral (tf) =
Resistência de Ponta (tf) =
Resistência Total (tf) =
289,55
106,79
396,34
Tabela 37 – Determinação das resistências lateral, de ponta e total, na ruptura;
Para determinação da resistência de ponta, foi considerado o coeficiente característico
referente à Silte Arenoso, solo este correspondente ao de implantação da ponta da estaca.
F.S GLOBAL (NBR 6122)
F.S PARCIAL (MÉTODO)
Pior Situação de Cálculo
198,17
249,43
198,17
Tabela 38 – Aplicação dos fatores de segurança global e parcial para as estacas do
pilar P06;
Aplicando o método de Antunes & Cabral para o estaqueamento do pilar P24, tem-se:
Nl
Np
20,90
39
Comp. Atrito Lat.
Comp. Estacas
10
10
Tabela 39 – Nspt relativos ao atrito lateral (Nl) e à ponta da estaca (Np);
Resistência Última Lateral (tf) =
Resistência Última de Ponta (tf) =
Resistência Última Total (tf) =
160,87
300,18
461,04
Tabela 40 – Determinação das resistências lateral, de ponta e total, na ruptura;
F.S GLOBAL (NBR 6122) =
230,5222
Tabela 41 – Aplicação dos fatores de segurança global para as estacas do pilar P06;
Para determinação das resistências lateral e de ponta, são utilizados os coeficientes
relativos aos solos correspondentes. Verifica-se que estando o estaqueamento do pilar P06
implantado à 10,00 metros à partir da cota -5,47, obtêm-se uma resistência admissível
correspondente à 230,52 toneladas, de acordo com aplicação do método de Antunes & Cabral,
sendo esta maior que a pior situação de carregamento aplicável ao estaqueamento.
44
Para o estaqueamento do pilar P16, tem-se os seguintes dados:
Pilar:
Nº Estacas do Bloco:
Diâmetro das estacas (m):
Altura Útil do Bloco (m):
Furo de sondagem utilizado:
Cota da boca do furo (m):
Referência de nível RN (m):
Cota do Pav. (m):
Cota de início da estaca (m):
P16
6
0,7
1,5
SP06
-4,55
0,00
-4,07
-5,57
Tabela 42 – Dados para cálculo do estaqueamento do pilar P16;
De acordo com relatório de sondagem apresentado, tem-se o seguinte perfil:
Cota
Sondagem
-5,55
-6,55
-7,55
-8,55
-9,55
-10,55
-11,55
-12,55
-13,55
-14,55
-15,55
-16,55
-17,55
-18,55
-19,55
-20,55
-21,55
-22,55
-23,55
-24,55
Nspt
0
34
39
24
9
10
11
18
18
17
29
39
30
40
35
31
40
40
40
40
Tabela 43 – Cotas de sondagem e Nspt correspondente, pilar P16;
De acordo com planilha de cálculo, verifica-se conforme tabelas seguintes, que
estando o estaqueamento implantada com 17,00 metros à partir da cota -5,47 (correspondente
ao nível do Subsolo do empreendimento acrescido da altura útil do bloco de coroamento),
45
obtêm-se através do método Décourt & Quaresma, uma resistência admissível correspondente
à 230,72 toneladas, sendo esta maior que a pior situação de carregamento aplicável ao
estaqueamento.
Nl =
Np =
26,50
40,00
DÉCOURT & QUARESMA
Comp. Atrito Lateral
Comp. Estacas
16
17
Tabela 44 – Nspt médio relativos ao atrito lateral (Nl) e à ponta das estacas (Np);
Resistência Lateral (tf) =
Resistência de Ponta (tf) =
Resistência Total (tf) =
345,99
115,45
461,45
Tabela 45 – Determinação das resistências lateral, de ponta e total, na ruptura;
Para determinação da resistência de ponta, foi considerado o coeficiente característico
referente à Silte Arenoso, solo este correspondente ao de implantação da ponta da estaca.
F.S GLOBAL (NBR 6122)
F.S PARCIAL (MÉTODO)
Pior Situação de Cálculo
230,72
295,01
230,72
Tabela 46 – Aplicação dos fatores de segurança global e parcial para as estacas do
pilar P16;
Aplicando o método de Antunes & Cabral para o estaqueamento do pilar P24, tem-se:
Nl
Np
20,90
39
Comp. Atrito Lat.
Comp. Estacas
10
10
Tabela 47 – Nspt relativos ao atrito lateral (Nl) e à ponta da estaca (Np);
Resistência Última Lateral (tf) =
Resistência Última de Ponta (tf) =
Resistência Última Total (tf) =
160,87
300,18
461,04
Tabela 48 – Determinação das resistências lateral, de ponta e total, na ruptura;
F.S GLOBAL (NBR 6122) =
230,5222
Tabela 49 – Aplicação dos fatores de segurança global para as estacas do pilar P16;
46
Para determinação das resistências lateral e de ponta, são utilizados os coeficientes
relativos aos solos correspondentes. Verifica-se que estando o estaqueamento do pilar P16
implantado à 10,00 metros à partir da cota -5,47, obtêm-se uma resistência admissível
correspondente à 230,52 toneladas, de acordo com aplicação do método de Antunes & Cabral,
sendo esta maior que a pior situação de carregamento aplicável ao estaqueamento.
47
5
ANÁLISE COMPARATIVA
5.1
Exposição de resultados
Segue abaixo, quadro comparativo entre as profundidades encontradas, mediante
projeto de fundações executado do edifício, aplicação dos métodos Décourt & Quaresma e
Antunes & Cabral. Correspondentes ao pilares cujas estacas possuem diâmetro nominal igual
à 0,7 metros.
Tabela comparativa entre profundidade dos estaqueamentos
Pilares Projeto Original Décourt & Quaresma Antunes & Cabral
P18
17,6 metros
18,21 metros
14,21 metros
P24
17,5 metros
18,48 metros
15,48 metros
P06
16,5 metros
15 metros
10 metros
P16
17,5 metros
17 metros
10 metros
Obs: Foram descontadas da profundidade do projeto original a altura
útil dos blocos de coroamento de estacas;
Tabela 50 – Profundidades dos estaqueamentos mediante projeto original, método
Décourt & Quaresma, Antunes & Cabral;
5.2
Análise dos resultados
De acordo com
resultados encontrados,
observa-se que o
estaqueamento
correspondente ao projeto original executado na edificação se assemelha ao encontrado
mediante aplicação do método Décourt & Quaresma, demonstrando que o dimensionamento
das profundidades dos estaqueamentos, foram retirados provavelmente mediante aplicação
deste método. O método de Antunes & Cabral apresenta estaqueamentos com profundidades
inferiores, devendo estes fator estar relacionado principalmente à representatividade da
resistência de ponta neste método, logo que Décourt & Quaresma aplicam um coeficiente de
minoração da resistência de ponta de 0.3, e na consideração dos fatores de segurança parcial,
dividem o valor encontrado por 4, sendo que na resistência por atrito lateral este fator é igual
a 1,3.
48
REFERÊNCIAS
PENNA, A. S. D. et. al. (1999) – A estaca hélice continua – a experiência atual. 1ª ed. São
Paulo: FALCONI. F. F. & MARZIONNA. J. D. (Ed.). ABMS/ABEF/IE. 162p.
ALMEIDA NETO, J. A. de. Análise do desempenho de estacas hélice contínua e ômega:
aspectos executivos.2002, 187 p. Dissertação (Mestrado) - Escola Poli- técnica, Universidade
de
São
Paulo.
Disponível
em:
<htpp://www.teses.usp.br/teses/disponiveis/3/3145/tde.../dissertacao.pdf>. Acesso em: 08 set.
2013.
ALMEIDA NETO, J. A. de; KOCHEN, Roberto. Estacas hélice contínua e ômega: aspectos
executivos. 2003. Disponível em: <htpp://www.geocompany.com.br/ftp/Artigo15>. Acesso
em: 08 set. 2013.
ALONSO, U. R. Dimensionamento de fundações profundas.2.ed. São Paulo: Blucher,
2012.
ALONSO, U. R. Previsão e controle das fundações. 2. ed. São Paulo: Blucher, 2011.
ALONSO, U. R. Execícios de fundações.2. ed. São Paulo: Blucher, 2010.
ANTUNES, W. R.; TAROZZO, H., et al. Execução de fundações profundas. In: HACHICH,
W. et al. Fundações: teoria e prática. 2. ed. São Paulo: Pini, 1998. p. 345-372.
ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 6122: projeto e execução
de fundações. Rio de Janeiro, 2010. 91 p.
CINTRA, J. C. A; AOKI, N. Fundações por estacas: projeto geotécnico. São Paulo: Oficina
de Textos, 2010.
JOPPERT JR; I. Fundações e contenções em edifícios: qualidade total na gestão do projeto e
execução. São Paulo: Pini, 2007.
VELLOSO, D. A. apud ALMEIDA NETO, J. A. de.Análise do desempenho de estacas
hélice contínua e ômega: aspectos executivos.2002, 187 p. Dissertação (Mestrado) - Escola
Politécnica,
Universidade
de
São
Paulo.
Disponível
em:
<htpp://www.teses.usp.br/teses/disponiveis/3/3145/tde.../dissertacao.pdf>. Acesso em: 08 set.
2013.
49
MARAGON, M. de. Métodos diretos para Cálculo da Capacidade de Carga por meio do
SPT.
2009.
Universidade
Federal
de
Juiz
de
Fora.
Disponível
em:
<htpp://www.ufjf.br/nugeo/files/2009/11/GF06-CapCargaProf-por-meio-SPT-2009.pdf>.
Acesso em: 17 set. 2013.
GEOFIX (2010). Hélice Contínua Monitorada. Catálogo Técnico. São Paulo. Disponível
em <htpp://www.geofix.com.br/site2010/catálogos/hc/>. Acesso em: 17 set. 2013.
PASCHOALIN FILHO, J. A. et. al. Comportamento à tração de estacas tipo hélice
contínua executadas em solo de diabásio.Exacta, São Paulo, v. 6, n. 1, p. 75-82, jan./jun.
2007.
MAGALHÃES, P. H. L. (2005). Avaliação dos Métodos de Capacidade de Carga e
Recalque de Estacas Hélice Contínua via Provas de Carga. Dissertação de Mestrado,
Publicação G. DM-141/05, Departamento de Engenharia Civil e Ambiental, Universidade de
Brasília, Brasília, DF, 243p.