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ENTECA 2003
IV ENCONTRO TECNOLÓGICO DA ENGENHAR IA CIVIL E A RQUITETURA
PROVAS DE CARGA EM ESTACAS ESCAVADAS COM TRADO MANUAL EM
SOLO COLAPSÍVEL DE LONDRINA/PR
Fábio Fernal1, Tássio Barbosa da Silva1, Miriam Gonçalves Miguel1 e Antonio
Belincanta2
1
Departamento de Construção Civil/Universidade Estadual de Londrina
Departamento de Engenharia Civil/Universidade Estadual de Maringá
2
RESUMO
Estacas escavadas com trado manual (brocas) foram submetidas a provas de carga à compressão realizadas no
Campo Experimental de Engenharia Geotécnica (CEEG) da UEL, a fim de avaliar seus comportamentos quanto
à capacidade de carga e aos recalques. As estacas brocas, de concreto, possuíam diâmetros de 20 cm e
comprimentos de 3m e 6m, embutidas em solo argilo-siltoso, poroso, de consistência mole, laterizado e
colapsível, típico da camada superficial do subsolo da região de Londrina/PR. O solo colapsível sofre
deformação brusca e considerável quando saturado e submetido a um carregamento. Portanto, para avaliar o
efeito da colapsibilidade na capacidade de carga e nos recalques, três estacas de cada comprimento foram
ensaiadas com o solo no teor de umidade natural e, depois, reensaiadas com o solo pré-inundado por 48 horas.
As provas de carga foram mistas, iniciando com o ensaio lento até atingir a carga admissível e, após essa carga,
procederam-s e com o ensaio rápido até atingir a ruptura física, baseando-se nas recomendações da NBR
6122/96. A partir da carga de ruptura e da carga de colapso obtidas nesses ensaios foi feita a análise do efeito da
colapsibilidade do solo no comportamento da fundação, considerando a redução da capacidade de carga à
compressão das mesmas e o aumento dos recalques, além de comparar estes resultados com métodos
consagrados de dimensionamento de fundações.
1. INTRODUÇÃO
A NBR – 6122/96 define estaca tipo broca como sendo um tipo de fundação profunda
executada por perfuração com trado e posterior concretagem, sendo executada com trado
manual ou mecânico, sem uso de revestimento. Neste trabalho, porém, as estacas foram
executadas com trado manual somente. Por ser uma fundação de fácil execução, ela é a mais
utilizada na região de Londrina para edificações de pequeno porte. A maioria dessas estacas é
executada baseando-se apenas no conhecimento empírico de profissionais regionais, sem
estudo técnico ou econômico, muito menos numa investigação do subsolo.
O solo superficial da cidade de Londrina/PR é do tipo argilo-siltoso, poroso, de consistência
mole a média, laterizado e colapsível (Branco et al, 1998), apresentando: sólidos de massa
específica elevada (γs = 30,1 kN/m3); porosidade de 60%, em média; teor de umidade
variando de 30% a 45%; e limites de liquidez e de plasticidade na ordem de 60% e 45%,
respectivamente.
Recalques freqüentes nas áreas urbanas da região do Norte do Paraná estão associados ao
colapso dos solos, devido à ruptura de redes de abastecimento de água; rede de esgoto e
infiltrações de água da chuva.
Alguns tipos de solos, sob tensão, quando inundados, a partir do seu teor de umidade natural,
podem sofrer um recalque repentino e de grandes proporções, como se tivesse ocorrido o
colapso de sua estrutura. Estes solos são chamados de solos colapsíveis. Para ocorrer o
colapso o solo não precisa estar completamente saturado, ocorrendo com valores de grau de
inundação menores do que 100%. Cintra (1998).
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Os solos colapsíveis apresentam uma estrutura porosa, caracterizada por um alto índice de
vazios, e, na condição não inundada, representada por um baixo teor de umidade. À estrutura
porosa pode estar associada a presença de um agente cimentante que, aliado a uma sucção
suficientemente elevada, estabiliza o solo na condição parcialmente saturada, conferindo-lhe
uma resistência “aparente” ou temporária.
Mas ele apresenta uma estrutura instável, porém com uma rigidez temporária mantida pela
pressão de sucção e/ou cimentação. Esse estado resistente é instável diante do aumento do
teor de umidade, pois quando se ultrapassa um limite crítico acontece o colapso, desde que a
carga atuante também esteja acima de um certo limite. Portanto, os solos susceptíveis ao
colapso apresentam uma grande sensibilidade à ação da água.
A colapsibilidade do solo provoca uma acentuada redução do seu volume, mas o seu
mecanismo de ocorrência é completamente diferente do processo de adensamento.
2. METODOLOGIA
As estacas analisadas neste trabalho estão localizadas no Campo Experimental de Engenharia
Geotécnica (CEEG) da Universidade Estadual de Londrina, onde foram realizadas as provas
de carga e cujo subsolo é característico de uma vasta região do Norte do Paraná, envolvendo,
por exemplo, as cidades de Londrina e Maringá. As diversas estacas foram dispostas de modo
a ser utilizado o menor número possível de estacas de reação.
Seis estacas brocas foram executadas com trado manual de diâmetro de 20 cm, sendo três
delas (EstB1, EstB2 e EstB3) com profundidade de 6 metros e três (EstC1, EstC2 e EstC3)
com profundidade de 3 metros, conforme NBR-6122 (1996) e preenchidas com concreto
moldado “in loco”, de resistência média à compressão de 13 MPa. Depois da concretagem
foram dispostas 3 barras de ∅ 8mm e de 1m de comprimento.
Sobre a cabeça das estacas foram executados os blocos de coroamento, com formato cúbico
com os arestas equivalendo a 30 cm. A armadura dos blocos foi composta por 8 (oito) estribos
verticais em duas direções de 6,3 mm e por 4 (quatro) estribos horizontais. O espaçamento
entre estribos foi de 10 cm e o cobrimento utilizado de 1,5 cm. Para execução dos mesmos foi
utilizada fôrma de madeira tipo compensado.
Primeiramente, as estacas foram ensaiadas com o solo na condição sem inundação e depois,
reensaiadas na condição com inundação por 48 horas, a fim de avaliar o efeito da
colapsibilidade do solo na capacidade de carga.
Para as estacas de 6m foram perfurados dois drenos verticais de 5 centímetros de diâmetro
próximos as estacas a serem ensaiadas na condição de solo com inundação, a fim de garantir
que o solo estivesse saturado até a cota de 6m.
Conforme a MB-3472/91: “A prova de carga consiste, basicamente, em aplicar esforços
estáticos crescentes à estaca e registrar os deslocamentos correspondentes. Os esforços
aplicados podem ser axiais de tração ou de compressão, ou transversais”. No presente trabalho
as estacas foram submetidas somente a esforços axiais de compressão, por ser este o esforço
mais comum a que estas estacas estão sujeitas durante a sua utilização.
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As provas de carga foram do tipo mistas e executadas segundo sugestão de ALONSO (1997),
ou seja, iniciaram-se com o ensaio lento, com estabilização das deformações, até as cargas
admissíveis estimadas pelo método de Décourt & Quaresma (1978) encontradas na Tabela 1,
tendo como base o furo de sondagem do tipo SPTT (Figura 1), e depois com o ensaio rápido
até a ruptura. Os descarregamentos foram feitos em dois estágios rápidos.
O dispositivo de aplicação da carga foi constituído por um macaco hidráulico Pontemac,
acionado por uma bomba manual, de capacidade de carga de 200 kN e curso de 200 mm,
atuando contra um sistema de reação estável composto por uma viga de perfil duplo I,
ancorada em duas estacas tipo Strauss (porém, sem apiloamento do concreto) de 25 cm e
comprimento de 8m, preenchidas com concreto de resistência característica à compressão de
15 MPa, armadas em toda a sua extensão com 3 barras de aço CA-50A de diâmetro 8,0mm,
estribo helicoidal de diâmetro 6,3mm e com uma barra Dywidag (aço de ST85/105 e diâmetro
igual a 32mm). Durante o ensaio, o comportamento das estacas de reação foi observado
através da leitura de deslocamentos por extensômetros mecânicos Kofer de curso de 30 mm e
resolução 0,01mm.
As cargas aplicadas no topo da estaca foram medidas neste trabalho através de uma célula de
carga Sensortec- Mod CT-20000 com 200kN de capacidade de carga, devidamente calibrada,
conectada a um indicador de deformações ações portátil Measurements Group, modelo P3500.
Os extensômetros mecânicos utilizados para medidas de recalques no topo das estacas foram
dois Mitutoyo de curso de 50 mm e dois Kofer de curso de 30 mm, ambos com resolução de
0,01mm, fixados em bases magnéticas apoiadas em vigas de referência.
390
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391
pela
DESCRIÇÃO DO SUBSOLO
Prof.(m) das
camadas
Prof. (m) N.A.
RESULTADOS DOS ENSAIOS "SPT-T"
(n.o de golpes)
N
T máx - - - - (kgf.m)
penetração
(cm)
N
10
20
30
40
50
n.o de golpes
Tmáximo
Tmínimo
Revestimento
Avanço do
furo
Cotas (m) em
rel.à R.N.
Informações gerais
Posição e n. o
das amostras
IV ENCONTRO TECNOLÓGICO DA ENGENHAR IA CIVIL E A RQUITETURA
ANÁLISE VISUAL-TÁTIL
0
TH*
1,00
0
0
1,6
0
1,6
0
2,8
0
2,8
0
3,4
1
3,4
1
3,2
1
3,2
1
4,3
2
4,3
2
6,4
4
6,4
4
8,4
4
8,4
4
2
4 5 6 10,5 4
16 16 15 10,5 4
3
1 1 1
15 16 21
1 1 2
17 15 17
1 2 2
17 17 17
580
2 2 2
17 19 19
2 2 3
15 15 20
3 3 3
17 13 15
2 4 5
15 15 17
9,00
575
4 6 7 11,9 12
17 15 17 11,9 12
TH
=
1,5
1,5
1 1 1
26 19 20
3 4 5
15 16 15
3 4 4
15 17 17
8,7
7
8,7
7
7,1
5
7,1
5
4 6 9 14,2 14
18 15 15 14,2 14
1
0
=
2
0
=
3
0
=
4
1
1
5,55
1
=
7
2
=
8
8
8,47
=
9
=
10
9
10
10,49
=
11
11,46
=
12
3
12
12,49
=
13
9
13
13,48
=
pintas
=
+SP11
laranjas
15
15,45
veios
=
pretos
RIJA a DURA,
variegada (vermelho)
=
17,00
17
=
SILTE ARGILOSO, RESIDUAL,
RIJO a DURO,
variegado (vermelho)
=
=
=
18
18,45
=
=
=
=
19
19,45
19,00
ARGILA SILTOSA, RESIDUAL,
RIJA a DURA,
variegada (vermelho)
Laboratório
Relatório individual de sondagem
Geotecnia
relatório: RSP-CEEG furo: SP5
UEL
veios
=
pretos
m
20
20,45
de
Laboratórios
Interessado:
+SP2
+SP6
P1
ARGILA SILTOSA, RESIDUAL,
16
17
+SP5
+SP7
+SP8
+SP3
+SP4
P2
+
SP14
N
+SP=furos de sondagem
O P=poços a céu aberto
14,00
14
14,5
+SP1
R.N. (marco
de concreto)
área do
CEEG
+SP10
ARGILA SILTOSA,
MÉDIA a RIJA,
vermelho escura
11
5
Locação esquemática:
SP9+
9,00
9
9,47
7 13 16 29,0 40 20
15 15 15 29,0 >40
N.A.=após estabilização
7
7,45
4 7 9 16,0 24 19
15 14 16 16,0 24 20
R.N.=conforme locação
6
6,5
17,45
CA=circulação d'água
vermelho escura
=
16,46
TH=trado hel. D=57 mm
5
6
5 10 14 24,0 40
15 15 15 24,0 >40
TH*=trado hel. D=76 mm
ARGILA SILTOSA, POROSA,
MUITO MOLE a MÉDIA,
=
5
3 7 8 14,5 20 16
15 15 16 14,5 20 16
Legenda:
4
4,51
8 13 22 35,5 40 15
16 14 15 35,5 >40
19,00
3
3,49
3 5 6 11,0 20 18
15 15 15 11,0 20 18
565
2
2,52
14 13 14 24,6 19 14
17 16 17 24,6 19 15
570
1
1,65
+SP12
+SP13
N
Estacionamento do CTU
1,00
DCCi - Departamento de Construção Civil do Centro
de Tecnologia e Urbanismo - UEL
Obra:
CEEG "Professor Saburo Morimoto"
Local:
CTU - Campus da UEL
Revestimento :
De=73,0mm
R.N. (m):
Di=63,5mm Cota (m) furo:
Raymond
Escala vertical:
De=50,8mm Di= 34,9mm
Amostrador:
CTU
Figura 1. Furo de sondagem SPTT
3. APRESENTAÇÃO E ANÁLISE DOS RESULTADOS
391
585,70
584,56
1/100
início:
término:
Visto:
05/11/1997
25/03/1999
Patrick
392
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IV ENCONTRO TECNOLÓGICO DA ENGENHAR IA CIVIL E A RQUITETURA
As curvas carga versus recalque para as estacas de concreto de 3 m e de 6 m de
comprimentos nas condições do solo sem e com inundação estão apresentadas a seguir nas
Figuras 2, 3, 4 e 5.
Carga (kN)
0
10
20
30
40
50
60
0
EstC1(3m)-S/I
10
EstC2(3m)-S/I
EstC3(3m)-S/I
Recalques (mm)
20
EstC1(3m)-C/I
EstC2(3m)-C/I
EstC3(3m)-C/I
30
40
50
60
Figura 2. Curvas carga versus recalque. Ensaios sem inundação (S/I) e reensaios com
inundação (C/I), para as estacas com comprimento de 3m
Carga (kN)
0
20
40
60
80
100
120
0
10
Recalques (mm)
EstB1(6m)-C/I
EstB2(6m)-C/I
20
EstB1(6m)-S/I
EstB2(6m)-S/I
30
EstB3(6m)-S/I
40
50
60
Figura 3. Curvas carga versus recalque. Ensaios sem inundação (S/I) e reensaios com
inundação (C/I) para as estacas com comprimento de 6m.
392
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IV ENCONTRO TECNOLÓGICO DA ENGENHAR IA CIVIL E A RQUITETURA
Carga (kN)
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
110
120
0
10
EstB1(6m)-S/I
EstB2(6m)-S/I
EstB3(6m)-S/I
EstC1(3m)-S/I
EstC2(3m)-S/I
EstC3(3m)-S/I
Recalque (mm)
20
30
40
50
60
Figura 4. Curvas carga versus recalque. Ensaios sem inundação (S/I) para as estacas de
comprimentos de 3m e 6m.
Carga (kN)
0
5
10
15
20
25
30
35
0
5
Recalques (mm)
10
EstC1(3m)-C/I
EstC2(3m)-C/I
15
20
EstC3(3m)-C/I
EstB1(6m)-C/I
EstB2(6m)-C/I
25
30
35
40
45
Figura 5. Curvas carga versus recalque. Reensaios com inundação (C/I) para as estacas de
comprimentos de 3m e 6m.
393
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Os resultados das provas de carga, na condição do solo sem inundação, permitiram a
elaboração das curvas carga versus recalque para as estacas com comprimentos de 3 metros
(Figura 2) e de 6 metros (Figura 3) e, conseqüentemente, a obtenção dos valores das
capacidades de carga (P u) das fundações através do método de Van der Veen (1953). As
cargas admissíveis (P adm) foram determinadas utilizando o Fator de Segurança (FS) global
igual a 2,0 (dois). Os valores de encontram na Tabela 2.
As cargas de colapso (Pc) foram determinadas diretamente pela observação das curvas carga
versus recalque para as estacas com comprimentos de 3 metros (Figura 2) e de 6 metros
(Figura 3), na condição do solo inundado, já que os valores obtidos pelo método de Van der
Veen ficaram muito altos, fazendo com que os recalques correspondentes à carga admissível
ficassem acima de valores aceitáveis, ou seja, valores que mobilizariam totalmente o fuste da
estacas, segundo Décourt (1995) apud Hachich (1996).
As cargas admissíveis (Padm,c) referentes à carga de colapso foram determinadas utilizando os
Fatores de Segurança (FS) globais igual a 1,5 (um e meio) para as estacas de 6 m de
comprimento e igual a 2,5 (dois e meio) para as estacas de 3 m de comprimento. Os valores
médios dessas cargas se encontram na Tabela 2.
A influência da colapsibilidade nos resultados das provas de carga das estacas foi avaliada
através da relação entre as cargas de colapso e as cargas de ruptura. Os valores se encontram
também na Tabela 2.
Tabela 1. Valores de capacidades de carga estimadas por Décourt & Quaresma (1978)
Estacas
P u (kN)
Padm (kN)
Concreto (L = 3 metros)
35,0
17,5
Concreto (L = 6 metros)
80,3
40,1
Tabela 2. Valores médios obtidos nas provas de carga.
Ensaio com o solo sem inundação
Estacas
Pu (kN)
P adm (kN)
radm (mm)
Concreto (L = 3 metros)
44,5
22,2
0,35
Concreto (L = 6 metros)
108,9
54,4
1,02
Ensaio com o solo pré-inundado por 48 horas
Estacas
Pc (kN)
Padm,c (kN)
radm,c (mm)
Concreto (L = 3 metros)
12,7
5,1
1,27
Concreto (L = 6 metros)
10,0
6,7
0,89
Estacas
Redução de P u (colapsibilidade)
Concreto (L = 3 metros)
71%
Concreto (L = 6 metros)
90%
Como as estacas escavadas não possuem ponta por causa do seu método construtivo, que
permite que o solo desprendido das paredes do fuste, pelo atrito do trato, fique no fundo da
escavação, diminuindo sua resistência de ponta, a estaca EstC1 não se mostrou representativa,
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IV ENCONTRO TECNOLÓGICO DA ENGENHAR IA CIVIL E A RQUITETURA
pois apresentou resistência de ponta. Assim, esta estaca foi desconsiderada para determinação
da média da carga de ruptura.
Através das cargas admissíveis na condição do solo sem inundação e na condição do solo
inundado, foram também determinados os recalques admissíveis correspondentes (radm e
radm,c), apresentados na Tabela 2. Em ambas as condições de inundação do solo, os valores
desses recalques foram relativamente pequenos e dentro das condições de segurança.
As Figuras 4 e 5 ilustram as curvas carga versus recalque para as estacas de ambos os
comprimentos, mas em condições de inundação diferentes, a fim de uma análise comparativa.
Notou-se a diferença na evolução das curvas nas diferentes condições e o recalque brusco nas
curvas da Figura 5, típico do colapso.
4. CONCLUSÃO
Para as estacas de 6m, esta fundação apresentou uma ruptura do tipo física com capacidade de
carga P u = 108,90 KN, com o solo na condição não inundado, considerando o método de
interpretação da curva carga versus recalque de Van der Veen (1953).
A carga admissível considerando FS = 2,0 para o solo na condição não inundado foi de Padm
54,4 kN.
=
O método de Décourt & Quaresma (1978), mostra-se conservador, pois o valor encontrado
para ruptura da fundação foi de 80,3 kN, possuindo uma diferença de aproximadamente 26%
em relação ao valor obtido pelo método de Van der Veen (108,9 kN).
Na condição de solo inundado, a estaca obteve uma carga de colapso P c = 10 kN e Pc,adm =
6,70 kN (FS = 1,5). Houve redução na capacidade de carga de cerca de 90 %. Esta grande
redução está relacionada à influência do dreno, construído ao redor das estacas, agravando o
efeito da colapsibilidade do solo na capacidade de carga das fundações em estudo.
Para as estacas de 3m, esta fundação apresentou uma ruptura do tipo física com capacidade de
carga P u = 44,5 kN, com o solo na condição não inundado, considerando o método de
interpretação da curva carga versus recalque de Van der Veen (1953).
A carga admissível considerando FS = 2,0 para o solo na condição não inundado foi de Padm =
22,2kN.
O método de Décourt & Quaresma (1978), mostra-se conservador, pois o valor obtido por
este método foi de 35 kN, enquanto que nas provas de carga foi encontrado um valor de 44,5
kN.
Na condição de solo inundado, a estaca obteve uma carga de colapso P c = 12,7 kN e Pc,adm 2,5
= 5,07 kN. Esta grande redução da capacidade de carga, está relacionada à influência da
colapsibilidade do solo em estudo, que ocasionou uma redução na capacidade de carga de
71%.
395
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Foi utilizado fator de segurança igual a 2,5 para os resultados obtidos nas provas de carga com
o solo inundado porque os recalques encontrados para fator de segurança igual a 2,0 ficaram
acima do tolerável para condições normais de trabalho destas estacas.
AGRADECIMENTOS
Ao técnico Pedro Cândido de Souza de laboratório de Mecânica dos Solos da UEL, à
Prefeitura do Campus Universitário da UEL, ao Laboratório de Topografia do Departamento
de Geociências da UEL, à Universidade Estadual de Maringá, à Universidade de São
Paulo/Campus São Carlos, à Construtora Construblok Ltda, à Monfer Ferramentas, à
Protendidos Dywidag, à Montasa e à Basestac.
REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS
ABNT (1991) “Estacas – Prova de Carga Estática”. MB – 3472, Rio de Janeiro – RJ, 4p.
ABNT (1996) “Projeto de Fundações”. NBR-6122, Rio de Janeiro – RJ.
ALONSO, Urbano R. (1997) “Prova de Carga Estática em Es tacas (Uma Proposta para Revisão da No rma NBR
12.131)”. Solos e Rochas, São Paulo, n. 20.
BRANCO, C. J. M da C.; MIGUEL, M. G.; PINESE, P. P. e TEIXEIRA, R S. (1998) “Implantação do Campo
Experimental de Engenharia Geotécnica no Campus da UEL.”. Anais: XI Congresso Brasileiro de Mecânica dos
Solos e Engenharia Geotécnica, v. II, 06 a 10 de novembro, Brasília/DF.
CINTRA, J. C. A. (1998) “Fundações em Solos Colapsíveis”. São Carlos: Serviço Gráfico da EESC/USP, São
Carlos/SP, 116p.
DÉCOURT, L. & QUARESMA , A. R. (1978) “Capacidade de Carga de Estacas a partir de Valores de SPT”.
Anais do 60 Congresso Brasileiro de Mecânica dos Solos e Engenharia de Fundações . Rio de Janeiro, volume 1,
p.45-54.
HACHICH, W. (1996) Fundações: Teoria e Prática. Editora Pini. São Paulo.
VAN DER VEEN, C. (1953) “The Bearing Capacity of a Pile”. Proc.: Third International Conference on Soil
Mechanics and Foundation Engineering , Zurich, v. 2, p. 84-90.
396