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RAFAEL LEITE GONÇALVES
ESTUDO DO COMPORTAMENTO DE ESTACAS
APILOADAS EM SOLO COLAPSÍVEL DA REGIÃO DE
LONDRINA/PR
____________________________________
Londrina
2006
RAFAEL LEITE GONÇALVES
ESTUDO DO COMPORTAMENTO DE ESTACAS
APILOADAS EM SOLO COLAPSÍVEL DA REGIÃO DE
LONDRINA/PR
Dissertação apresentada ao Curso de
Pós-Graduação em Engenharia de
Edificações
e
Saneamento
da
Universidade Estadual de Londrina,
como requisito parcial à obtenção do
título de Mestre.
Orientadora:
Prof.ª
Gonçalves Miguel.
Londrina
2006
Dr.ª
Miriam
RAFAEL LEITE GONÇALVES
ESTUDO DO COMPORTAMENTO DE ESTACAS
APILOADAS EM SOLO COLAPSÍVEL DA REGIÃO DE
LONDRINA/PR
Dissertação apresentada ao Curso de
Pós-Graduação em Engenharia de
Edificações
e
Saneamento
da
Universidade Estadual de Londrina,
como requisito parcial à obtenção do
título de Mestre.
COMISSÃO EXAMINADORA
_______________________________
Prof.a Dr.a Miriam Gonçalves Miguel
Universidade Estadual de Campinas
_______________________________
Prof. Dr. Antonio Belincanta
Universidade Estadual de Maringá
_______________________________
Prof. Dr. Cláudio Vidrih Ferreira
Universidade Estadual Paulista –
Unesp –Bauru
Londrina, __ de ___________ de 2006
Dedico este trabalho
aos meus pais, Sandra e Joel, pelo amor, compreensão,
estímulo e patrocínio;
à minha irmã Carolina, pela ajuda e carinho;
à minha namorada Monique, pelo amor e incentivo;
aos meus parentes e amigos pelo grande apoio.
AGRADECIMENTOS
À Profª. Drª. Miriam Gonçalves Miguel, pela orientação competente demonstrada ao
longo do trabalho, pela confiança em mim depositada, pelo estímulo e compreensão
nas horas mais difíceis.
Ao Centro de Tecnologia e Urbanismo (CTU) da UEL, pela infra-estrutura e
laboratórios disponíveis para a realização de ensaios.
À prefeitura do Campus Universitário, pelo fornecimento dos materiais e funcionários
para execução dos ensaios.
À Universidade Estadual de Maringá (UEM) e Universidade de São Paulo/ Campus
São Carlos, pelo empréstimo de diversos equipamentos utilizados para a realização
das provas de carga para este trabalho.
Às empresas patrocinadoras do projeto: BASESTAC Engenharia de Fundações e
Estaqueamento Ltda, Cia de Cimento ITAMBÉ, Construtora CONSTRUBLOCK Ltda,
Ferro e Aço BERTIN Ltda, Pedreira URBALON Ltda, Protendidos DYWIDAG, pelo
apoio financeiro e incentivo às pesquisas.
À Coordenação de Aperfeiçoamento de Pessoal de Nível Superior (CAPES) e ao
Conselho Nacional de Desenvolvimento Científico e Tecnológico (CNPq), pelo
auxílio financeiro dispensado a essa pesquisa.
A todos, professores, funcionários, alunos e amigos que colaboraram para a
realização deste trabalho.
GONÇALVES, Rafael Leite. Estudo do comportamento de estacas apiloadas em
solo colapsível da região de Londrina/Pr. 2006. Dissertação (Mestrado em
Engenharia de Edificações e Saneamento) – Universidade Estadual de Londrina
RESUMO
O solo superficial da região de Londrina/PR se caracteriza por uma argila siltosa, de
consistência mole à média, laterítica e colapsível. Os solos colapsíveis caracterizamse por apresentarem, quando em sua umidade natural, estrutura com partículas
ligadas por vínculos atribuídos à sucção e às substâncias cimentantes. Esta
estrutura porosa e instável confere ao solo uma resistência adicional que pode ser
quebrada por agentes externos, em geral, a água. Quando inundados e submetidos
a um carregamento, os solos colapsíveis sofrem um movimento relativo entre as
partículas, gerando redução do seu volume, o que pode levar a ruína um elemento
de fundação. Em obras de pequeno e médio porte da região, é comum a execução
de fundações por estacas de pequeno diâmetro e relativamente curtas, de modo que
ficam sujeitas à influência da colapsibilidade do solo. Atentando para esse fato,
foram executadas doze estacas apiloadas de diâmetro 20cm, sendo seis de 3m de
comprimento e seis de 6m de comprimento, no Campo Experimental de Engenharia
Geotécnica (CEEG) da UEL, com o intuito de se avaliar seus comportamentos
quanto à capacidade de carga. Na execução das estacas apiloadas, a abertura do
furo foi realizada com a queda livre de um pilão, porém, em consideração às práticas
locais de execução, a concretagem do furo foi feita de duas formas distintas: a) com
o lançamento de um lastro de brita na base do furo (denominado de “pé de brita”)
com posterior apiloamento e, após, o lançamento de concreto auto-adensável e b)
com o lançamento em camadas de concreto seco com apiloamento, após cada
lançamento, formando uma base alargada e bulbos ao longo do fuste. Neste
trabalho, foram estudadas seis estacas de cada tipo, visando ao comportamento das
mesmas através de provas de carga estática à compressão, do tipo mista, em duas
condições: para solo não saturado, com determinações de sucção matricial a cada
metro de profundidade, e para solo umedecido por inundação superficial por 48
horas. As medidas de sucção matricial foram obtidas em curvas de retenção de água
(teor de umidade versus sucção) determinadas para o solo superficial do CEEG,
com posse dos teores de umidade do solo, durante as provas de carga. Com as
curvas carga versus recalque foi possível determinar os valores de capacidade de
carga para as duas variantes de estacas apiloadas, nas duas condições de umidade
do solo, permitindo avaliar as diferenças de comportamento quanto ao tipo de
execução e quanto à sucção matricial.
Palavras-chave: Estacas apiloadas; provas de carga; solos colapsíveis
GONÇALVES, Rafael Leite. Study of the behavior of pounded piles in collapsible soil
of the area of Londrina/Pr. 2006. Dissertation (Master Degree in Construction and
Sanitation Engineering) – Londrina State University.
ABSTRACT
The superficial soil of the region of Londrina/PR is characterized by soft to average
consistency, lateritic and collapsible clay. The collapsible soil is characterized by
presenting, when in its natural humidity, structures with particles attached by ties
attributed to suction. This porous and unstable structure grants to the soil an
additional resistance that can be broken by external agents, generally water. When
submitted to a load after flooding, collapsible soils suffer a relative movement among
its particles, causing a reduction of volume that can ruin a foundation element. In
small and medium sized constructions in the region, it is common to execute
foundations with small diameter and relatively short stakes, which are subjected to
the influence of the collapsibility of the soil of this region. Considering this, twelve
20cm diameter pounded piles, six of which were 3m and six, 6m long, were executed
in the Experimental Field of Geotechnical Engineering of UEL, with the intent of
evaluating their behavior with relation to load capacity. In the execution of the
pounded piles, the opening of the hole was accomplished by a free fall pile driver;
though, in consideration to the local execution practices, concreting of the hole was
realized in two different ways: a) with fluid concrete and b) with the release in layers
of dry concrete. In this paper, six stakes of each type were studied, analysing their
behavior through mixed type tests of static load by compression under two soil
conditions: non saturated soil, with suction measurements for each meter of depth,
and soil superficially flooded for 48 hours. The matrix suction values were obtained in
curves of water retention (humidity versus suction percentage), determined for
CEEG’s superficial soil, drawing on its known soil humidity values, during the load
tests. With the load versus regression curves it was possible to determine the values
of load capacity for the two variants of pounded piles under the two soil conditions,
enabling the evaluation of the differences of behavior with relation to the execution
type and to suction.
Key-words: pounded piles; vertical loading tests; collapsible soil.
SUMÁRIO
1 INTRODUÇÃO................................................................................................... 19
2 OBJETIVOS....................................................................................................... 22
2.1 Objetivo geral................................................................................................... 22
2.2 Objetivos específicos....................................................................................... 22
3 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA............................................................................... 24
3.1 Solos lateríticos............................................................................................... 24
3.2 Solos colapsíveis............................................................................................. 27
3.3 Influência da sucção matricial no comportamento de fundações ................... 34
3.4 Definição de fundações profundas.................................................................. 36
3.4.1 Fundação profunda....................................................................................... 36
3.4.2 Estacas......................................................................................................... 37
3.4.3 Estacas Strauss............................................................................................ 37
3.4.4 Estacas apiloadas......................................................................................... 38
3.5 Capacidade de carga....................................................................................... 39
3.5.1 Capacidade de carga do ponto de vista geotécnico..................................... 40
3.6 Definição de recalque...................................................................................... 43
3.7 Carga admissível, recalque admissível e fatores de segurança em
fundações........................................................................................ 44
3.8 Estimativa de capacidade de carga de fundações.......................................... 45
3.8.1 Método semi-empírico de Décourt & Quaresma (1978)............................... 46
3.8.2 Método semi-empírico de Aoki & Veloso (1975).......................................... 49
3.9 Critérios de extrapolação das curvas carga versus recalque.......................... 54
3.9.1 Método de Van der Veen (1953)................................................................... 55
3.9.2 Método de Rigirez de Décourt (1998)........................................................... 56
3.9.3 Método de Brierley Modificado (MBM).......................................................... 58
3.10 Estacas apiloadas em solos colapsíveis........................................................ 60
3.10.1 Estacas apiloadas em solo colapsível da cidade de Pederneiras/SP....... 60
3.10.2 Estacas apiloadas em solo colapsível de Ilha Solteira/SP......................... 61
3.10.3 Estacas apiloadas em solo colapsível Bauru/SP........................................ 62
3.11 Influência do reensaio no resultado de provas de carga em estacas............ 64
4 CAMPO EXPERIMENTAL DE ENGENHARIA GEOTÉCNICA (CEEG)
DA UNIVERSIDADE ESTADUAL DE LONDRINA (UEL)................................... 67
4.1 Perfil geológico – geotécnico do solo de Londrina/PR.................................... 67
4.2 Características geológicas – geotécnicas do campo experimental de
engenharia geotécnica (CEEG) da UEL.......................................... 69
4.2.1 Ensaios de campo........................................................................................ 70
4.2.1.1 SPT-T......................................................................................................... 70
4.2.1.2 Fundações de pequeno porte em Londrina/Pr.......................................... 71
4.2.1.2.1 Estacas escavadas com trado manual (Brocas)..................................... 71
2.2.1.2.2 Estacas apiloadas................................................................................... 75
4.2.2 Ensaios de laboratório.................................................................................. 84
5 MATERIAIS E MÉTODOS.................................................................................. 88
5.1 Objeto de estudo............................................................................................. 88
5.2 Estimativa da capacidade de carga das estacas através do método de
Décourt & Quaresma (1978)............................................................ 90
5.2.1 Estimativa da capacidade de carga das estacas apiloadas de 3 m de
comprimento (ACL3 e ACA3) de 6 m de comprimento (ACL6 e
ACA6)............................................................................................... 91
5.2.2 Dimensionamento das estacas Strauss (estacas de reação)....................... 93
5.3 Locação das estacas....................................................................................... 94
5.4 Execução das estacas..................................................................................... 95
5.4.1Estacas apiloadas de diâmetro 20 cm, comprimento 3,0 m e 6,0 m com
lançamento do concreto (ACL3 e ACL6).......................................... 95
5.4.2 Estacas apiloadas de diâmetro 20 cm, comprimento 3,0 m e 6,0 m com
apiloamento do concreto (ACA3 e ACA6)........................................ 97
5.4.3 Estacas Strauss de diâmetro 32 cm, comprimento 12,0 m (estacas de
reação)............................................................................................. 99
5.4.4 Blocos de coroamento.................................................................................102
5.4.5 Cavas de infiltração.....................................................................................103
5.5 Execução das provas de carga.......................................................................103
5.5.1 Materiais e equipamentos utilizados............................................................104
5.5.2 Montagem dos equipamentos......................................................................106
5.5.3 Execução do ensaio.....................................................................................113
5.6 Determinação do teor de umidade e estimativa da sucção matricial..............115
5.7 Determinação da redução da capacidade de carga com a diminuição da
sucção matricial e da recuperação da capacidade de carga com o
aumento da sucção matricial...........................................................115
5.8 Determinação das tensões no solo após os ensaios......................................117
6 APRESENTAÇÃO E ANÁLISE DOS RESULTADOS........................................119
6.1 Curvas carga versus recalque........................................................................119
6.2 Capacidade de carga, carga de colapso, resistência de ponta e
resistência lateral............................................................................123
6.3 Influência dos reensaios.................................................................................133
6.4 Influência da sucção matricial no comportamento das estacas.....................143
6.5 Comparativo do comportamento entre as estacas apiloadas e
estacas brocas................................................................................155
6.6 Resultados de tensão do solo e dimensões das estacas após os
ensaios............................................................................................157
7 CONSIDERAÇÕES FINAIS...............................................................................162
REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS.....................................................................164
ANEXOS...............................................................................................................167
LISTA DE FIGURAS
Figura 3.1 – Distribuição das coberturas lateríticas no Brasil – Melfi, 1997......... 26
Figura 3.2 – Macro-estrutura formada por pontes de argila; por Capilaridade;
por cimentações de argila ou óxidos de ferro ou alumínio.
(Lopes, 2001).................................................................................. 29
Figura 3.3 – Estrutura de solo colapsível carregado sem inundação (a) e
com inundação (b), (Gutierrez et al, 2003).................................... 31
Figura 3.4 – Ocorrência de solos colapsíveis no Brasil – Cintra, 1998................ 32
Figura 3.5 – Carga de ruptura segundo Van der Veen (1953)............................. 55
Figura 3.6 Gráfico Rigidez - Fundações que não apresentam ruptura física Campos, 2005................................................................................. 58
Figura 3.7 Gráfico Rigidez - Fundações que apresentam ruptura física Campos, 2005...................................................................................58
Figura 3.8 – Método do MBM para estimativa da resistência lateral (Rl) –
Campos, 2005...................................................................................59
Figura 3.9 – Curvas carga versus recalque para recarregamento –Massad,
1992..................................................................................................65
Figura 4.1 – Curvas carga versus recalque das estacas apiloadas com
lançamento do concreto, de comprimento L = 3 m, na condição
de solo não saturado – Campos, 2005.............................................77
Figura 4.2 – Curvas carga versus recalque das estacas apiloadas com
lançamento do concreto, de comprimento L = 6 m, na condição
de solo não saturado – Campos, 2005.............................................77
Figura 4.3 – Curvas carga versus recalque das estacas apiloadas com
apiloamento do concreto, de comprimento L = 3 m, na condição
de solo não saturado – Campos, 2005.............................................78
Figura 4.4 – Curvas carga versus recalque das estacas apiloadas com
apiloamento do concreto, de comprimento L = 6 m, na condição
de solo não saturado – Campos, 2005.............................................79
Figura 4.5 – Curvas características de sucção do solo do CEEG – Padilha
(2004)................................................................................................87
Figura 5.1 – Disposição das estacas apiloadas e Strauss no CEEG.....................95
Figura 5.2 – Abertura do furo das estacas apiloadas (ACL e ACA) com o
auxilio do pilão..................................................................................97
Figura 5.3 – Concretagem das estacas apiloadas ACAs.......................................99
Figura 5.4 – Colocação das armaduras e concretagem das estacas de
reação.............................................................................................102
Figura 5.5 – Vista geral da montagem das provas de carga................................109
Figura 5.6 – Montagem do sistema de reação (reação 1 à esquerda e
sistema de atirantamento da reação 2 à direita).............................109
Figura 5.7 – Detalhe da montagem do macaco e da célula de carga..................110
Figura 5.8 – Esquema das provas de carga.........................................................112
Figura 5.9 – Locação dos poços de inspeção......................................................117
Figura 5.10 – Abertura de poço de inspeção tangenciando a estaca apiloada
ACL6(1)...........................................................................................118
Figura 6.1 – Curvas carga versus recalque das estacas apiloadas com
lançamento do concreto, de comprimento L = 3 m, na
condição de solo umedecido por inundação superficial..................120
Figura 6.2 – Curvas carga versus recalque das estacas apiloadas com
lançamento do concreto, de comprimento L = 6 m, na
condição de solo umedecido por inundação superficial..................121
Figura 6.3 – Curvas carga versus recalque das estacas apiloadas com
apiloamento do concreto, de comprimento L = 3 m, na
condição de solo umedecido por inundação superficial..................122
Figura 6.4 – Curvas carga versus recalque das estacas apiloadas com
apiloamento do concreto, de comprimento L = 6 m, na
condição de solo umedecido por inundação superficial..................122
Figura 6.5 – Gráfico de rigidez da estaca ACL3(1) – Campos, 2005...................124
Figura 6.6 – Gráfico de rigidez da estaca ACL6(2) – Campos, 2005...................125
Figura 6.7 – Gráfico de rigidez da estaca ACA3(1) – Campos, 2005...................125
Figura 6.8 – Gráfico de rigidez da estaca ACA6(2) – Campos, 2005...................126
Figura 6.9 – Gráfico MBM das estacas apiloadas com lançamento do concreto
e comprimento L = 3 m (ACL3) na condição de solo não
saturado – Campos, 2005...............................................................127
Figura 6.10 – Gráfico MBM das estacas apiloadas com lançamento do
concreto e comprimento L = 6 m (ACL6) na condição de solo
não saturado – Campos, 2005........................................................127
Figura 6.11 – Gráfico MBM das estacas apiloadas com apiloamento do
concreto e comprimento L = 3 m (ACA3) na condição de solo
não saturado – Campos, 2005........................................................128
Figura 6.12 – Gráfico MBM das estacas apiloadas com apiloamento do
concreto e comprimento L = 6 m (ACA6) na condição de solo
não saturado – Campos, 2005........................................................128
Figura 6.13 – Gráfico MBM das estacas apiloadas com lançamento do concreto e
comprimento L = 6 m (ACL6) na condição de solo umedecido.......129
Figura 6.14 – Gráfico MBM das estacas apiloadas com lançamento doconcreto e
comprimento L = 6 m (ACL6) na condição de solo umedecido.......129
Figura 6.15 – Gráfico MBM das estacas apiloadas com apiloamento do concreto e
comprimento L = 3 m (ACA3) na condição de solo umedecido......130
Figura 6.16 – Gráfico MBM das estacas apiloadas com apiloamento do concreto e
comprimento L = 6 m (ACA6) na condição de solo umedecido......130
Figura 6.17 – Curvas carga versus recalque da estaca apiloada com
lançamento do concreto, de comprimento L = 3 m (ACL3(2))
para o ensaio e os reensaios..........................................................134
Figura 6.18 – Curvas carga versus recalque da estaca apiloada com
apiloamento do concreto, de comprimento L = 3 m (ACA3(2))
para o ensaio e os reensaios..........................................................134
Figura 6.19 – Curvas carga versus recalque da estaca apiloada com
apiloamento do concreto, de comprimento L = 6 m (ACA6(1))
para o ensaio e os reensaios..........................................................135
Figura 6.20 – Gráfico de rigidez da estaca ACL3(2)-Reensaio (3), para solo
não saturado...................................................................................137
Figura 6.21 – Gráfico de rigidez da estaca ACA3(3) – Reensaio (3) , para solo
não saturado...................................................................................137
Figura 6.22 – Gráfico de rigidez da estaca ACA6(1) – Reensaio (3) , para solo
não saturado...................................................................................138
Figura 6.23 – Gráfico MBM da estaca ACL3(2) – Reensaio 2 – Solo
umedecido.......................................................................................139
Figura 6.24 – Gráfico MBM da estaca ACA3(2) – Reensaio 2 – Solo
umedecido.......................................................................................139
Figura 6.25 – Gráfico MBM da estaca ACA6(1) – Reensaio 2 – Solo
umedecido.......................................................................................140
Figura 6.26 – Gráfico MBM da estaca ACL3(2) – Reensaio 3 – Solo não
saturado..........................................................................................140
Figura 6.27 – Gráfico MBM da estaca ACA3(2) – Reensaio 3 – Solo não
saturado..........................................................................................141
Figura 6.28 – Gráfico MBM da estaca ACA6(1) – Reensaio 3 – Solo não
saturado..........................................................................................141
Figura 6.29 – Curvas carga versus recalque da estaca apiloada com
lançamento do concreto, de comprimento L = 3 m, (ACL3(1))
na condição de solo não saturado e umedecido por inundação
superficial........................................................................................144
Figura 6.30 – Curvas carga versus recalque da estaca apiloada com
lançamento do concreto, de comprimento L = 3 m, (ACL3(3))
na condição de solo não saturado e umedecido por inundação
superficial........................................................................................144
Figura 6.31 – Curvas carga versus recalque da estaca apiloada com
lançamento do concreto, de comprimento L = 6 m, (ACL6(1))
na condição de solo não saturado e umedecido por inundação
superficial........................................................................................145
Figura 6.32 – Curvas carga versus recalque da estaca apiloada com
lançamento do concreto, de comprimento L = 6 m, (ACL6(3))
na condição de solo não saturado e umedecido por inundação
superficial........................................................................................145
Figura 6.33 – Curvas carga versus recalque da estaca apiloada com
apiloamento do concreto, de comprimento L = 3 m, (ACA3(1))
na condição de solo não saturado e umedecido por inundação
superficial........................................................................................146
Figura 6.34 – Curvas carga versus recalque da estaca apiloada com
apiloamento do concreto, de comprimento L = 3 m, (ACA3(3))
na condição de solo não saturado e umedecido por inundação
superficial........................................................................................146
Figura 6.35 – Curvas carga versus recalque da estaca apiloada com
apiloamento do concreto, de comprimento L = 6 m, (ACA6(2))
na condição de solo não saturado e umedecido por inundação
superficial........................................................................................147
Figura 6.36 – Curvas carga versus recalque da estaca apiloada com
apiloamento do concreto, de comprimento L = 6 m, (ACA6(3)) na
condição de solo não saturado e umedecido por inundação
superficial........................................................................................147
Figura 6.37 – Relação entre sucção matricial e capacidade de carga das estaca
ACLs3..............................................................................................150
Figura 6.38 – Relação entre sucção matricial e capacidade de carga das estaca
ACAs3.............................................................................................150
Figura 6.39 – Relação entre sucção matricial e capacidade de carga das estaca
ACLs6..............................................................................................151
Figura 6.40 – Relação entre sucção matricial e capacidade de carga das estaca
ACAs6.............................................................................................151
Figura 6.41 – Falha de concretagem da estaca ACA6(3).....................................160
Figura 6.42 – Ponta da estaca ACL e da estaca ACA..........................................161
LISTA DE TABELAS
Tabela 3.1 – Valores do coeficiente α em função do tipo de estaca e do
solo....................................................................................................47
Tabela 3.2 – Valores do coeficiente β em função do tipo de estaca e do
solo....................................................................................................47
Tabela 3.3 – Fator característico do solo C............................................................48
Tabela 3.4 – Coeficiente de transformação F1 e F2 (Aoki & Velloso, 1975) .........51
Tabela 3.5 – Coeficientes K e α (Aoki & Velloso 1975)..........................................52
Tabela 3.6 – Cargas máximas e recalques (Morais & Segantini, 2002).................62
Tabela 3.7 – Cargas de ruptura a partir de interpretações das provas de carga e
de estimativas de métodos semi-empíricos – Ferreira et al. 2000....64
Tabela 4.1 – Capacidade de carga, carga de colapso e redução da capacidade
de carga das estacas brocas – Miguel & Belincanta, 2004...............74
Tabela 4.2 – Estimativa de capacidade de carga (Pu), resistência lateral (Rl),
resistência de ponta (Rp) e carga adimissível (Padm) – Campos,
2005..................................................................................................76
Tabela 4.3 – Capacidade de carga (Pu) das estacas apiloadas com lançamento
do concreto de comprimento 3 m (ACL3) e Comprimento 6 m
(ACL6) – Campos, 2005....................................................................80
Tabela 4.4 – Capacidade de carga (Pu) das estacas apiloadas com
apiloamento do concreto de comprimento 3 m (ACA3) e
Comprimento 6 m (ACA6) – Campos, 2005......................................81
Tabela 4.5 – Resistência lateral (Rl) e de ponta (Rp) das estacas apiloadas
com
lançamento do concreto de comprimento 3 m (ACL3) e
Comprimento 6 m (ACL6) – Campos, 2005......................................82
Tabela 4.6 – Resistência lateral (Rl) e de ponta (Rp) das estacas apiloadas
com
apiloamento do concreto de comprimento 3 m (ACA3) e
Comprimento 6 m (ACA6) – Campos, 2005.....................................83
Tabela 4.7 – Valores característicos do substrato do CEEG obtidos através de
ensaios de campo e laboratório – Miguel et al (2002).....................85
Tabela 5.1 – Identificação dos ensaios, condições de solo e intervalo de
tempo em que foram realizados........................................................90
Tabela 5.2 – Identificação das estacas apiloadas executadas no CEEG –
UEL...................................................................................................90
Tabela 5.3 – Valores estimados de capacidade de carga (Pu), resistência lateral
(Rl), resistência de ponta (Rp) e Carga admissível (Padm).................93
Tabela 6.1 – Carga de colapso (Pc), Resistência lateral (Rl) e de ponta (Rp) das
estacas apiloadas com lançamento do concreto de comprimento
3 m (ACL3) e Comprimento 6 m (ACL6) para solo umedecido.......131
Tabela 6.2 – Carga de colapso (Pc), Resistência lateral (Rl) e de ponta (Rp) das
estacas apiloadas com apiloamento do concreto de comprimento
3 m (ACA3) e Comprimento 6 m (ACA6) para solo umedecido......132
Tabela 6.3 – Carga de colapso, resistência lateral e resistência de ponta das
estacas apiloadas de comprimento L= 3 m e L=6 m, na condição de
solo umedecido (reensaio 2)...........................................................142
Tabela 6.4 – Capacidade de carga, resistência lateral e resistência de ponta das
estacas apiloadas de comprimento L= 3 m e L=6 m, na condição
de solo não saturado(reensaio 3)....................................................142
Tabela 6.5 – Teores de umidade de campo e sucção correspondente para as
estacas apiloadas com lançamento do concreto de comprimento
L = 3 m (ACL3) e L = 6 m (ACL6) e estacas apiloadas com
apiloamento do concreto de comprimento L = 3 m (ACA3) e
L = 6 m (ACA6)................................................................................149
Tabela 6.6 – Perda da capacidade de carga das estacas apiloadas com
lançamento do concreto de comprimento L = 3 m (ACL3) e
L = 6 m (ACL6)................................................................................152
Tabela 6.7 – Perda da capacidade de carga das estacas apiloadas com
apiloamento do concreto de comprimento L = 3 m (ACA3) e
L = 6 m (ACA6)................................................................................153
Tabela 6.8 – Perda da capacidade de carga das estacas apiloadas com
lançamento do concreto de comprimento L = 3 m (ACL3) e
L = 6 m (ACL6)................................................................................154
Tabela 6.9 – Capacidade de carga (Pu), Carga de colapso (Pc) e perda da
capacidade de carga das estacas brocas e estacas apiloadas
com lançamento do concreto (ACL) e com apiloamento do
concreto (ACA)................................................................................156
Tabela 6.10 – Tensões do solo ao longo da profundidade das estacas apiloadas
de comprimento L = 3 m..................................................................158
Tabela 6.11 – Tensões do solo ao longo da profundidade das estacas apiloadas
de comprimento L = 6 m..................................................................158
19
1. INTRODUÇÃO
Londrina, localizada na região norte do estado do Paraná,
possui população de, aproximadamente, 490 mil habitantes, sendo um
importante pólo de desenvolvimento regional. Sua principal fonte de renda está
ligada aos agro-negócios, porém a indústria da construção civil vem ganhando
força nas últimas décadas.
Dentro da construção civil, as obras de pequeno e médio porte
têm se destacado, constituídas por, principalmente, edificações uni-familiares e
edificações de interesse social (conjuntos habitacionais). Devido às suas
pequenas solicitações, esses tipos de obras, comumente, dispõem como
elementos de fundações estacas curtas do tipo escavadas com trado manual
(estacas brocas manuais). Apesar da extrema importância para a solidez da
obra, as fundações dessas edificações não têm recebido o devido estudo para
sua execução, esta sendo baseada no empirismo e, principalmente, na
experiência acumulada dos profissionais regionais.
São comuns na região casos de aparecimento de trincas em
edificações, em geral de pequeno e médio porte, após inundação do solo que
dá apoio às suas fundações. Essa inundação, no geral, é decorrente de
rompimento de dutos de água de abastecimento ou de redes coletoras de
esgoto ou mesmo de um nível elevado de precipitação pluviométrica.
Atentando para esse fato, o meio técnico passou a se
preocupar com o comportamento das fundações na região de Londrina,
necessitando de um estudo mais rigoroso dos solos locais.
20
No ano de 1998, implantou-se no campus da Universidade
Estadual de Londrina (UEL) o Campo Experimental de Engenharia Geotécnica
(CEEG) “Prof. Saburo Morimoto” e, desde então, começou-se a desenvolver
pesquisas sobre o solo da região de Londrina e as estacas assentes nesse
solo.
Pesquisas de investigação do subsolo, através de diversas
sondagens (SPT-T, CPT, DMT, DPL, DPSH, e abertura de poços de inspeção),
e ensaios de laboratório com amostras deformadas e indeformadas coletadas
das campanhas de sondagem indicaram que a camada superficial de solo do
CEEG (até 12 m de profundidade) é constituída por argila siltosa, porosa, de
consistência mole a média, com teor de umidade entre 30 % e 45 % (TEIXEIRA
et al., 2003). Ensaios realizados em laboratório por Lopes et al. (2000) apontam
que as argilas do solo superficial do CEEG apresentam comportamento de
argilas lateríticas.
Os estudos de comportamento de estacas de diferentes
métodos executivos também têm sido realizados no CEEG, através de análise
das curvas carga versus recalque, obtidas de resultados de provas de carga
executadas nas estacas. Dentre as estacas já estudadas no CEEG, merecem
destaque as estacas brocas manuais, que são as mais comuns para
edificações de pequeno e médio porte na região de Londrina/PR, devido a sua
facilidade de execução e baixo custo.
Porém, as provas de carga executadas nessas estacas para a
condição de solo inundado revelaram dados expressivos de redução da
capacidade de carga (48,8% e 35,6%) em comparação à capacidade de carga
21
de estacas preenchidas por concreto, de diâmetro 25 cm e comprimento 3 m e
6 m, respectivamente (MIGUEL & BELINCANTA, 2004).
Devido a esses resultados obtidos para as estacas brocas
manuais, outro tipo de fundação, também de uso comum em obras de pequeno
porte, tem sido analisado. A estaca apiloada foi escolhida como objeto de
estudo, visto que sua utilização em obras de pequeno e médio porte acontece
em larga escala na região.
Para tal estudo foram utilizadas estacas apiloadas de diâmetros
20 cm e comprimentos de 3 m e 6 m, as quais foram submetidas a ensaios de
provas de carga estáticas para duas condições de solo: o não saturado e o
umedecido por inundação superficial.
Na estaca apiloada, o processo executivo, que, através da
queda de um pilão, abre o furo deslocando o solo lateralmente e para baixo,
proporciona uma diminuição dos vazios do solo nas imediações da estaca, o
que, acredita-se, ocasiona melhorias nas condições de susceptibilidade do
elemento de fundação ao colapso, além de proporcionar uma melhor
resistência de ponta da estaca que na estaca broca manual, praticamente
inexiste.
Por fim, acredita-se que a estaca apiloada mostre-se como
alternativa técnica viável para edificações de pequeno e médio porte em
Londrina/PR, merecendo maiores investigações sobre seu comportamento
para solos lateríticos e colapsíveis da região.
22
2. OBJETIVOS
2.1 Objetivo geral
Neste trabalho pretende-se obter informações a respeito do
comportamento de estacas apiloadas com confecção de “pé de brita” na ponta
e preenchidas por concreto auto-adensável e de estacas apiloadas
preenchidas por concreto apiloado sem a confecção do “pé de brita”, com
comprimento de 3m e 6m e diâmetro de 20cm, executadas em solo argilosiltoso, poroso, de consistência mole a média, laterítico e colapsível, típico da
região de Londrina/PR, nas condições do solo não saturado, mas com medida
do teor de umidade do solo, e com umedecimento do solo por inundação
superficial de no mínimo 48 horas.
2.2 Objetivos específicos
•
Determinar as curvas carga versus recalque das estacas
apiloadas, executadas no solo da região, submetendo-as a provas de carga
estática, à compressão, com controle da sucção matricial do solo;
•
Indicar
parâmetros
para
a
elaboração
de
projetos
geotécnicos que necessitam da execução de estacas apiloadas no solo de
Londrina/PR, tais como capacidade de carga, carga admissível e recalques
admissíveis;
23
•
Verificar a influência da colapsibilidade do solo no
comportamento das estacas apiloadas, preenchidas por concreto com e sem
apiloamento.
24
3. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
3.1 Solos lateríticos
Segundo Schellmann (1982, apud MELFI, 1997), lateritas
podem ser definidas como: “acumulações superficiais ou subsuperficiais de
produtos provenientes do intenso intemperismo de rochas, desenvolvidos sob
condições favoráveis a uma maior mobilidade dos elementos alcalinos,
alcalinos terrosos e sílica e imobilização de ferro e de alumínio”.
Para Melfi (1997), a laterização é favorecida devido às
condições de alta temperatura e umidade, típicas de regiões tropicais entre os
paralelos
30º
N
e
30º
S
de
latitude.
Nas
formações
lateríticas,
mineralogicamente predominam os óxidos e hidróxidos de ferro e de alumínio
(geothita, hematita, gibsita e materiais amorfos) e argilo-minerais do grupo da
caulinita, além do quartzo, que representa o mineral residual do intemperismo.
Para o autor, as lateritas, apesar de formadas a partir de um
processo único, englobam vários tipos de produtos, pois a intensidade do
processo pode variar conforme a localização, tipos de material de origem,
tempo de duração, etc. Devido ao exposto, as lateritas apresentam
propriedades físicas, químicas, físico-químicas e mineralógicas totalmente
distintas.
Melfi (1997) apresenta, como um dos fatores de grande
importância ao processo de intemperismo, a evolução da matéria orgânica, que
em regiões frias e temperadas acontece de maneira lenta e resulta na
25
formação de compostos orgânicos. Já nas regiões tropicais, devido às altas
temperaturas, ocorre uma degradação muito rápida da matéria orgânica,
tornando-a totalmente mineralizada, dando origem à água e gás carbônico
(CO2).
A presença do CO2 confere às soluções das regiões tropicais
características relativamente ácidas (pH entre 5,5 e 6,0). Nessas condições, o
alumínio e o ferro são praticamente insolúveis e se acumulam na forma de
óxidos ou hidróxidos, enquanto que os elementos alcalinos e alcalinos terrosos
são totalmente lixiviados, assim como a sílica. Esta também é mobilizada,
porém com velocidade menor que os alcalinos, possibilitando em algumas
situações a recombinação entre a sílica e o alumínio, formando os argilominerais.
O Brasil possui características tropicais (altas temperaturas e
elevada pluviosidade), fatores propícios à ocorrência do processo de
laterização; por isso, apresenta mais de 60% de sua superfície recobertos por
formações lateríticas, como mostra a Figura 3.1, extraída de Melfi (1997).
Porém, essa cobertura não é homogênea, visto que é composta por diferentes
tipos de materiais lateríticos, sendo mais comum a presença de materiais
argilo-ferruginosos
friáveis,
que
por
processos
pedogenéticos
foram
transformados em solo muito fino, pulverulento, com microagregações
características (latossolos).
26
Figura 3.1 – Distribuição das coberturas lateríticas no Brasil – Melfi, 1997.
Como pode ser observado na Figura 3.1, praticamente todas as
regiões do Brasil são cobertas por formações lateríticas, sendo que cada região
possui um conjunto de materiais predominantes, marcados, principalmente,
pela natureza dos óxidos metálicos: no norte do país, a cobertura laterítica é
constituída, essencialmente, por goethita e gibsita, sendo a hematita
subordinada ou mesmo ausente; na região nordeste, a goethita ainda é
predominante, porém não são encontradas gibsita e hematita; no Brasil central
são encontrados os três oxihidróxidos metálicos, goethita, hematita e gibsita; já
no sul, a goethita desaparece e a hematita é o principal constituinte férrico.
Melfi (1997) destaca a importância dos estudos, sobretudo
microscópicos, sobre as lateritas no Brasil, visto que cada tipo de laterita
apresenta propriedades mecânicas peculiares e estudos sobre a composição
27
mineralógica dos materiais podem auxiliar o meio geotécnico a compreender
por que solos de índices geotécnicos semelhantes apresentam, em muitos
casos, comportamento mecânico totalmente distinto.
Décourt (2002) observa que as argilas lateríticas apresentam
rigidezes muito acima das argilas não lateríticas, apesar de elas apresentarem
mesmo índice de resistência à penetração dos ensaios de SPT. Segundo o
autor, devido à maior rigidez dos solos lateríticos, todos os métodos de
estimativa
de
capacidade
de
carga
de
fundações
subestimam
o
comportamento de fundações implantadas nesse tipo de solo. Décourt (2002)
sugere ainda que seja realizado um número significativo de provas e carga
para que se possam introduzir ajustes aos métodos de previsão de capacidade
de fundações executadas em solos lateríticos.
3.2 Solos colapsíveis
Segundo Cintra (1998) todos os tipos de solos quando
submetidos a um carregamento sofrem algum tipo de recalque, sendo que a
magnitude desses recalques varia de solo para solo. Esses recalques
acontecem em solos não saturados e podem ser previstos no cálculo de
fundações.
Ainda segundo o autor, alguns tipos de solos, quando
umedecidos, sofrem um tipo de colapso de sua estrutura que se caracteriza por
recalques repentinos e de grandes proporções. Os solos que sofrem esse
fenômeno são denominados de solos colapsíveis. Então, podem ser definidos
solos colapsíveis como sendo solos que sofrem bruscas e significativas
28
reduções de volume quando umedecidos, sem que ocorra a variação da tensão
à qual estão submetidos.
A colapsibilidade está ligada a dois fatores externos ao solo: a
carga limite crítica de colapso e umedecimento do solo. Quando ocorre uma
combinação dos dois fatores, tem-se uma condição favorável para a ocorrência
do colapso. Aliado a esses fatores externos tem-se o tipo de estrutura do solo.
Solos colapsíveis caracterizam-se por apresentar, quando em sua umidade
natural, estrutura com partículas ligadas por vínculos atribuídas à sucção e a
substâncias cimentantes, formando uma estrutura porosa e instável.
Segundo Lopes (2001), esta estrutura confere ao solo uma
resistência adicional que pode ser quebrada por agentes externos, em geral a
água. Na Figura 3.2, apresentada por Lopes (2001), pode-se observar
ilustrações de macro-estruturas formadas por partículas ligadas por vínculos. A
Figura 3.2(a) apresenta macro-estruturas formadas por microagregados de
argila ou de silte ligada por vínculos de pontes de argila. Também pode
acontecer dessas estruturas com vínculos por cimentação de óxidos de ferro. A
Figura 3.2(b) mostra a formação de estruturas mantidas por capilaridade, que
estão ligadas à sucção do solo. Já na figura 3.2(c), têm-se as microagregações
mantidas estáveis por cimentação de argilas ou óxidos de ferro.
29
(a)
(b)
(c)
Figura 3.2 – (a) Macro-estrutura formada por pontes de argila; (b) Macroestrutura formada por Capilaridade; (c) Macro-estrutura por cimentações
de argila ou óxidos de ferro ou alumínio. (Lopes, 2001).
Antigamente, acreditava-se que o colapso ocorria quando se
atingia a inundação máxima do solo, ou seja, saturação de 100%, mas estudos
mostram que não é necessária a inundação completa do solo para que ocorra
o fenômeno do colapso. Em geral, quando a saturação atinge cerca de 70 a
80%, tem-se uma variação de sucção significativa que pode causar colapso.
Segundo Padilha (2004), a sucção normalmente é dividida em
duas componentes: a componente matricial e a componente osmótica, sendo a
sucção total a soma das duas componentes. A sucção osmótica depende da
concentração química da água do solo, enquanto a matricial depende da
estrutura e da composição do solo e tende a desaparecer com a inundação do
30
solo. A sucção matricial é definida como a diferença entre a pressão de ar e a
pressão de água nos vazios.
O aumento da sucção matricial confere uma maior rigidez ao
solo, aumenta sua capacidade de carga e diminui os recalques para uma
mesma tensão aplicada; por sua vez, com o solo inundado (sucção
praticamente nula) o solo apresenta sua menor capacidade de carga e maiores
recalques para a mesma tensão aplicada.
Guterrez et al. (2003) comentam que os solos colapsíveis
apresentam microagregações que são mantidas estáveis pela presença da
sucção e agentes cimentantes e, quando submetidas a carregamento em seu
estado de umidade natural, resistem à carga através de compressão entre os
grãos, sem sofrer movimento relativo entre os mesmos e sem que ocorra
grande variação em seu volume.
Para esses autores, quando há umedecimento, as forças que
mantêm estáveis as microagregações se enfraquecem, e se o solo estiver
submetido a carregamento acima do considerado de carga de colapso, ocorre
movimento relativo entre as partículas, de modo que essas partículas passam a
ocupar os espaços vazios do solo, gerando uma grande e repentina redução de
seu volume, causando o colapso da estrutura do solo. Esse fenômeno de
resistência dos solos colapsíveis é ilustrado na Figura 3.3.
31
Figura 3.3 – Estrutura de solo colapsível carregado sem inundação (a) e
com inundação (b), (Gutierrez et al, 2003).
O fenômeno do colapso não deve ser confundido com o
adensamento, mesmo porque são completamente distintos: no adensamento
ocorre a expulsão de água, enquanto no colapso a expulsão é do ar que
preenche os vazios do solo. Além disso, no colapso, a variação do volume
ocorre em um curto espaço de tempo, enquanto no adensamento a variação de
volume é de forma lenta.
Basicamente, duas características diferem os dois fenômenos:
o colapso pode se repetir se form atingidas novamente a umidade critica e a
carga de colapso, causando recalques repentinos e acentuados, enquanto o
adensamento produz recalques uniformes ao longo do tempo.
De maneira geral, os solos colapsíveis apresentam algumas
características em comum: valores de NSPT normalmente baixos (nº de golpes ≤
4), baixo grau de saturação (Sr ≤ 60%) e grande porosidade (≥ 40%). Os solos
colapsíveis
são
encontrados
em
diversos
países
do
mundo,
mas
predominantemente em paises de clima tropical.
No Brasil, processos pedogenéticos aliados a processos
intempéricos dão origem a solos com estrutura altamente porosa e de
espessas camadas superficiais, como o caso dos latossolos. Esses solos
possuem grande representação geográfica no Brasil, sendo encontrados em
32
quase todas as regiões do país. São solos altamente evoluídos, laterizados,
ricos em argilo-minerais, óxidos de ferro e alumínio: apresentam estrutura
altamente porosa e suas características básicas e condições em que ocorrem
no Brasil os colocam como solos susceptíveis ao colapso.
No Brasil os primeiros solos colapsíveis foram identificados
pela primeira vez em São Paulo por volta de 1940 e, desde então, tem sido
objeto de investigação em quase todo país: foram encontrados relatos de sua
existência em varias regiões, sendo mais comuns no centro-sul do Brasil, como
mostra a Figura 3.4.
1 – Manaus / AM
2 – Parnaíba / PI
3 – Gravatá / PE
4 – Carnaíba / PE
5 – Petrolandia / PE
6 – Santa Maria da Boa Vista / PE
7 – Petrolina / PE
8 – Rodelas / BA
9 – Bom Jejus da Lapa / BA
10 – Manga / MG
11 – Três Maria / MG
12 – Itumbiara / MG
13 – Uberlândia / MG
14 – Brasília / DF
15 – Ilha Solteira e Pereira Barreto / SP
16 – Rio Sarapuí / SP
17 – São Carlos / SP
18 – Rio Mogi – Guaçu / SP
19 – São José dos Campos / SP
20 – São Paulo / SP
21 – Sumaré e Paulínea / SP
22 – Itapetininga / SP
23 – Bauru / SP
24 – Canoa / SP
25 – Carazinho / RS
26 – Londrina e Maringá / PR
Figura 3.4 – Ocorrência de solos colapsíveis no Brasil – Ferreira et al.
(1989, apud CINTRA, 1998).
Para o meio técnico é de grande valia a identificação dos locais
onde ocorrem os solos colapsíveis, pois suas características e carga de
33
colapso podem ser levadas em consideração no cálculo e na elaboração de
projetos de fundações.
Segundo Cintra (1998), a carga de colapso pode ser
interpretada como sendo a capacidade de carga do solo, em seu teor de
umidade natural, reduzida pela influência da inundação no solo colapsível.
Muitas edificações são construídas sobre solos colapsíveis e,
quando ocorre o fenômeno da colapsibilidade, as fundações dessas
edificações sofrem recalques, acompanhando a ação do solo. Esses recalques
das fundações causam significativos danos às estruturas das edificações,
aparecendo trincas e rachaduras ou até o desaprumo e a ruína de algumas
delas.
Fundações de edificações de pequeno porte, geralmente
estacas curtas, ficam embutidas por completo em camadas superficiais onde
são mais susceptíveis ao colapso. Estacas de pequeno porte, quando sujeitas
ao colapso, sofrem uma redução de cerca de 50% da capacidade de carga em
seu estado de umidade natural (CINTRA, 1998).
Normalmente, não é levado em consideração o fenômeno da
colapsibilidade na estimativa da capacidade de carga das fundações de
edificações: por isso existem inúmeros registros de recalques bruscos em
edificações após rompimento de tubulação de água ou esgoto, períodos
prolongados de chuva ou elevação do lençol freático.
34
3.3 Influência da sucção matricial no comportamento de fundações
Como exposto anteriormente, a sucção do solo é dividida em
duas componentes, a osmótica e a matricial, sendo a sucção total a soma das
duas componentes. A componente osmótica depende da concentração química
da água do solo, não sendo objeto desse estudo. Já a matricial depende da
estrutura e da composição do solo e influencia diretamente no comportamento
do mesmo e, conseqüentemente, no comportamento das fundações nele
implantadas.
O comportamento das fundações, sejam elas diretas ou
indiretas, está diretamente ligado ao solo sob o qual essas fundações estão
instaladas, sendo de extrema importância o conhecimento das características
do solo para se prever o comportamento da fundação a ser nele implantada.
Como exposto anteriormente, em solos colapsíveis, a sucção
matricial confere ao solo uma maior resistência e essa “resistência aparente”
pode ser quebrada com a presença de umidade adicional no solo. Por isso,
quanto menor for a umidade do solo colapsível, maior será sua sucção matricial
e, conseqüentemente, maior será a capacidade de carga da fundação.
Cintra et al. (2005) realizaram 13 ensaios de provas de carga
do tipo rápido em placas circulares de 0,80m de diâmetro em três
profundidades diferentes: 1,5m, 4,0m e 6,0m. Seis ensaios foram realizados
com solo pré-inundado por no mínimo 24 horas. Os outros sete ensaios foram
realizados em diferentes épocas do ano e ocorreram para solo não saturado,
com leituras de sucção matricial do solo através de tensiômetros.
35
Analisando os resultados das provas de carga, Cintra et al.
(2005) observaram que o aumento da sucção matricial confere uma resistência
maior ao solo, elevando sua capacidade de carga e diminuindo os recalques
para uma mesma tensão aplicada.
Observaram ainda que para os ensaios realizados em solo não
saturado com níveis de sucção mais elevados, a redução de capacidade de
carga devido ao colapso se mostrou maior que os realizados em sucção
menor.
Os autores notaram que, para a sucção matricial de 16kPa, a
redução da capacidade devido ao colapso foi de um terço, enquanto a
capacidade de carga duplica quando passa da condição de solo inundado para
solo não saturado com tensão de sucção de 26kPa.
Já Guimarães et al. (2004), com o objetivo de avaliar a
influência da sucção matricial na capacidade de carga de fundações profundas
assentes em solo do Distrito Federal, realizaram cinco provas de carga em
cinco estacas escavadas mecanicamente de comprimento 8m e 30cm de
diâmetro.
Esses
autores
observaram
que
ocorreram
expressivas
variações de umidade do solo (conseqüentemente da sucção matricial) apenas
nos três primeiros metros de profundidade. Nestes, segundo os autores, a
variação da sucção matricial acarretou variações de capacidade de carga das
estacas, observando que, quanto maior o nível da sucção matricial, maior foi a
capacidade apresentada pela estaca. Para uma variação de 41,7% da umidade
do solo (passando de 18% para 25,5%) ocorreu uma variação de 33% na
capacidade de carga das estacas (passando de 360 kN para 270 kN). Já para
36
os demais metros, a variação não mostrou significativa influência na
capacidade de carga das estacas.
Os autores concluíram que a variação da sucção tem
significativa influência na capacidade de carga de fundações assentes em solo
do Distrito Federal e que a época do ano em que se realizam as provas de
carga deve ser levada em consideração na análise do comportamento das
mesmas.
3.4 Definição de fundações profundas
3.4.1 Fundação profunda
Segundo a norma NBR 6122/96, fundação profunda é o
elemento estrutural de fundação (estaca, tubulão ou caixão) que transfere a
carga proveniente da estrutura ao terreno através da sua base (resistência de
ponta), da superfície lateral (resistência lateral) ou da combinação de ambas. A
NBR 6122/96 também define que sua cota de assentamento deve ser superior
ao dobro da menor dimensão, em planta, e de no mínimo 3m, exceto com
justificativa.
Cintra & Aoki (1999) consideram como “elemento isolado de
fundação” o sistema composto pelo elemento estrutural de fundação e o
maciço de solo que o envolve. Desse modo, o elemento estrutural de fundação
representa um elemento do sistema de fundação, divergindo da definição da
37
norma. No presente trabalho convencionou-se mais sensata a utilização da
definição desses autores em relação à da norma.
3.4.2 Estacas
Conforme apresentado pela norma, é conveniente classificar as
fundações profundas em três grupos: estacas, tubulões e caixões. Neste
trabalho, constituem-se objeto de estudo as fundações profundas por estacas.
A NBR 6122/96 define estaca como sendo “elemento de
fundação profunda, executado inteiramente por equipamentos ou ferramentas,
sem que, em qualquer fase da sua execução, haja descida de operário”. As
estacas podem ser classificadas por diversas maneiras; o meio geotécnico
costuma classificar as estacas pelo material, método executivo, processo de
transferência de carga e inclinação.
Para este trabalho, é de extrema relevância o método executivo
das estacas, visto que uma simples mudança no processo executivo provoca
significativas diferenças no comportamento mecânico da fundação.
3.4.3 Estacas Strauss
Segundo a NBR 6122/96, estacas Strauss são um “tipo de
fundação profunda executada por perfuração através de balde sonda (piteira),
com uso parcial ou total de revestimento recuperável e posterior concretagem”.
Consiste em uma estaca escavada que possui em sua
execução a formação de bulbo de concreto na ponta da estaca e de pequenos
38
bulbos laterais ao longo do fuste, o que concedem à estaca melhores
resultados de resistência de ponta e lateral. Devido a esse método executivo
apresenta-se como uma boa alternativa de fundação para edificações de
pequeno e médio porte.
3.4.4 Estacas apiloadas
A NBR 6122/96 define estaca apiloada por “tipo de fundação
profunda executada por perfuração com emprego de soquete”. A Norma ainda
apresenta ressalva explicativa de que as estacas apiloadas configuram um tipo
especial de estacas que não são cravadas e nem totalmente escavadas.
Seu método executivo apresenta a abertura do fuste por
apiloamento do solo através da queda de um soquete de massa entre 300 e
600 kg, suspenso por cabo de aço. A queda do pilão induz o solo a
deslocamentos laterais e verticais para baixo, formando ao redor do fuste um
anel de solo compactado, que garante a estabilidade do furo (FERREIRA et al.,
1998).
Ainda segundo Ferreira et al. (1998), estacas apiloadas,
também conhecidas como estacas pilão ou soquetão, podem ser consideradas
estacas de deslocamento, pois seu processo executivo, como exposto acima,
não provoca a retirada do solo, por não ser escavado, mas sim, causa um
deslocamento do mesmo.
Apesar de as estacas apiloadas serem um tipo especial de
fundação, estando entre estacas escavadas e estacas cravadas, por seu
comportamento mecânico parece mais adequado classificá-las como estacas
39
de deslocamento, visto que apresentam resistência de ponta, o que é
praticamente inexistente nas estacas escavadas.
3.5 Capacidade de carga
Capacidade de carga de uma fundação é a carga que provoca
a ruptura do sistema (elemento estrutural e solo) e cujo valor é limitado pela
resistência do elemento estrutural (AOKI & CINTRA, 1999). Dois são os tipos
de ruptura que determinam a capacidade de carga de fundações: a ruptura
física e a ruptura convencional.
A ruptura física está ligada à ruína de uma fundação de
maneira que os danos são irrecuperáveis. Para a engenharia geotécnica, a
ruptura física do solo (Pu) corresponde a uma carga (P) que, ao sofrer pequeno
incremento, provoca recalques (r) excessivos no elemento de fundação.
Como na maioria das fundações a ruptura física não acontece,
passa a ser de extrema relevância a definição de ruptura convencional. A
ruptura convencional, segundo Décourt (1998), é mais bem definida pela
escola inglesa, que considera, para estacas, como sendo a carga que
corresponde a um recalque de 10% de seu diâmetro (para estacas de seção
circular) ou de 10% do diâmetro equivalente (Deq), para estacas de outra
geometria. O diâmetro equivalente (Deq) é dado por:
Deq = (4 · A / π)1/2
(3.1)
Por fim, a capacidade de carga (carga de ruptura) de uma
estaca é definida como sendo o menor valor entre a resistência estrutural do
40
material que compõe o elemento estrutural de fundação e a resistência do solo
que lhe dá suporte.
Apesar de a capacidade de carga de uma fundação considerar
o menor dos dois valores apresentados acima, na grande maioria dos casos, o
fator determinante na capacidade de carga de uma fundação é a resistência do
solo que lhe dá suporte. Atentando para esse fator, este trabalho vai dar maior
ênfase ao ponto de vista geotécnico para determinação da capacidade de
carga da estaca. A NBR 6122/96 traz em seu item 7.8 algumas recomendações
sobre a resistência dos materiais empregados nos elementos estruturais de
fundações.
3.5.1 Capacidade de carga do ponto de vista geotécnico
Para a Geotecnia, a capacidade de carga de um elemento
isolado de fundação (Pu) se dá através da soma de duas parcelas.
Pu = Rl + Rp
(3.2)
onde:
- Rl: resistência lateral ao longo do fuste;
- Rp: resistência de ponta.
A parcela da resistência de ponta (Rp) é definida como sendo o
produto da capacidade de carga do maciço de solo que serve de apoio ao
elemento estrutural de fundação (σr) pela área da seção transversal da ponta
ou base do elemento (Ap).
Rp = σr · Ap
(3.3)
41
Já a parcela de resistência lateral (Rl) expressa o produto do
atrito/adesão unitário médio do solo ao elemento estrutural de fundação (fs,méd)
pela superfície lateral do fuste do elemento (Sl).
Rl = fs,méd · Sl
(3.4)
A NBR 6122/96 apresenta diversos métodos de estimativa de
capacidade de carga (Pu) para fundações profundas, os quais se encontram
citados a seguir:
- Métodos estáticos;
- Provas de carga;
- Métodos dinâmicos.
A própria norma traz os métodos estáticos subdivididos em
métodos teóricos (cálculos desenvolvidos através de teorias desenvolvidas
dentro da Mecânica dos Solos) e semi-empíricos (cálculos que utilizam
correlações com ensaios in situ).
Algumas fórmulas teóricas foram desenvolvidas na Mecânica
dos Solos para estimativa de capacidade de carga, porém essas são restritas a
casos muito específicos de solos. Atentando para essa grande limitação das
formulações teóricas, diversos autores têm criticado sua utilização e sugerido a
utilização dos métodos semi-empíricos na determinação da capacidade de
carga de fundações.
Dentre os métodos semi-empíricos para a determinação de
capacidade de carga em fundações profundas, os mais empregados no Brasil
são: Aoki & Velloso (1975) e Décourt & Quaresma (1978). Para o presente
trabalho, utilizou-se o método de Décourt & Quaresma (1978) na estimativa da
42
capacidade de carga das estacas, que se encontra descrito em um item
específico posteriormente.
Sobre as provas de carga, a NBR 12.131/91 define que
consiste na aplicação de esforços estáticos crescentes à estaca e o registro
dos deslocamentos sofridos por ela. Segundo essa Norma, o objetivo da prova
de carga é o de fornecer elementos que possibilitem avaliar o comportamento
da estaca através da curva carga versus recalque e que possam determinar a
sua capacidade de carga.
Alonso (1991) apresenta as provas de carga estática como as
que se destacam como melhor procedimento de estimativa de capacidade de
carga para fundações isoladas, especialmente para fundações profundas.
Existe também prova de carga dinâmica, facilmente encontrada
na literatura geotécnica, que busca obter a curva carga mobilizada versus
recalque dinâmico máximo referente a uma série de golpes de martelo com
energias crescentes.
Além dos métodos estáticos e das provas de carga, os
métodos dinâmicos também são utilizados na estimativa de capacidade de
carga de fundações profundas; basicamente, esses métodos se assentam na
previsão do comportamento do elemento de fundação submetido à ação de
carregamento
dinâmico.
Maiores
encontrados na NBR 6122/96.
detalhes
sobre
esses
métodos
são
43
3.6 Definição de recalque
A NBR 6122/96 apresenta três tipos distintos de recalque: o
recalque total ou absoluto (r) do elemento isolado de fundação; o recalque
diferencial ou relativo (δ) entre dois apoios vizinhos e o recalque diferencial
específico ou distorção angular (δ/a), que corresponde ao movimento de
rotação que pode sofrer o elemento de fundação.
Os recalques diferenciais são os que despendem maior
atenção do meio técnico, visto que são mais prejudicais às estruturas. Se em
uma obra acontecerem recalques absolutos de grandes proporções e se esses
fossem de mesma magnitude em todos os elementos da fundação,
provavelmente o risco a estrutura da obra seria menor do que se ocorressem
recalques de grandes proporções em apenas um elemento da fundação.
Contudo, os recalques absolutos são os que provocam os recalques
diferencias e os movimentos das edificações.
O recalque absoluto (r) pode ser dividido em duas parcelas: a
do recalque de adensamento (rc) e a do recalque imediato (ri), ou seja:
r = rc + r i
(3.5)
O recalque de adensamento, por sua vez, é dividido em duas
parcelas: recalque de adensamento primário (rcp) e o recalque de adensamento
secundário (rcs). O recalque de adensamento primário (rcp) acontece em solos
de baixa permeabilidade e saturados, quando as tensões atuantes são
superiores às de pré-adensamento e os recalques são provocados pela
redução de volume do solo através da saída da água. O recalque de
44
adensamento secundário (rcs) ocorre após cessar o primário: o solo continua se
deformando sob ação da carga efetiva constante.
O
recalque
imediato
(ri)
apresenta
uma
deformação
tridimensional do elemento solo, ou seja, acontece um rearranjo da estrutura do
solo que altera sua forma sem que ocorra mudança de volume.
Nas provas de carga, os recalque monitorados são os
recalques imediatos sofridos pelo elemento de fundação; por isso, nesse
trabalho, o recalque analisado será o recalque imediato, não sendo
considerada a parcela do recalque de adensamento no recalque total.
3.7 Carga admissível e fatores de segurança em fundações
Segundo a NBR 6122/96, a carga admissível de uma fundação
é definida como a força aplicada sobre a fundação a qual provoca apenas
recalques que a construção pode suportar sem inconvenientes, oferecendo
simultaneamente a segurança satisfatória contra a ruptura e o escoamento do
solo ou do elemento estrutural da fundação.
Esses recalques, denominados recalques admissíveis, são
sofridos pela fundação quando submetida à carga admissível e eles não
provocam danos à estabilidade da estrutura.
A NBR 6122/96 adota conceitos de fatores de segurança global
ou parcial para a determinação da carga admissível. Em se conhecendo as
diferentes ações que compõem o carregamento, aplicam-se os fatores de
segurança parciais; caso contrário, utiliza-se simplesmente o fator de
segurança global.
45
A segurança nas fundações deve ser analisada através dos
estados-limite de utilização (vários são os estados limites de utilização
definidos pela NBR 8681/03) e através dos estados-limite últimos (perda de
capacidade de carga, instabilidade, por exemplos). Em obras correntes de
fundação, a análise de segurança restringe-se à verificação do estado limiteúltimo de ruptura ou de deformação excessiva e o estado-limite de utilização
caracterizado por deformação excessiva.
A verificação do estado limite último consiste na determinação
da carga admissível (Padm) a partir de um fator de segurança global (FSG)
aplicado ao valor médio da capacidade de carga do solo (Pu).
A NBR 6122/96 prescreve valores mínimos para os fatores de
segurança global, sendo FS = 2,0 para casos de fundações profundas sem
provas de carga; FSG = 1,6 para casos de obras com provas de carga
representativas; FSG = 1,5 para casos de cargas admissíveis, definidas em
relação aos deslocamentos máximos; ou com fator de segurança indicado por
autores de métodos teóricos ou semi-empíricos, respeitando, porém, o valor
mínimo de 2,0.
3.8 Estimativa de capacidade de carga de fundações
Devido à dificuldade de definição dos parâmetros geotécnicos
do solo, o meio técnico apresenta certa insegurança em relação às
formulações teóricas de previsão de capacidade de carga; por esse motivo,
46
muitos autores têm sugerido métodos semi-empíricos para estimativa da
capacidade de carga em fundações, métodos baseados em correlações
empíricas de resultados de ensaios in situ.
Neste trabalho, para a estimativa da capacidade de carga das
fundações, utilizaram-se dois métodos bastante difundidos no meio geotécnico:
o método de Décourt & Quaresma (1978) e o método de Aoki & Veloso (1975).
3.8.1 Método semi-empírico de Décourt & Quaresma (1978)
Esse método considera a capacidade de carga da fundação
como a soma de duas parcelas, uma da ponta (Rp) e outra da resistência
lateral (Rl). Décourt (1996) recomenda a utilização de fatores de correção para
as parcelas de resistência de ponta (α) e resistência lateral (β) para o método
de Décourt & Quaresma (1978), sendo então a capacidade de carga das
estacas definida por:
Pu = α ⋅ R p + β ⋅ Rl
(3.6)
Os valores de α e β estão expressos nas Tabelas 3.1 e 3.2
respectivamente.
47
Tabela 3.1 - Valores do coeficiente α em função do tipo de estaca e do
solo (DÉCOURT, 1996).
Tipo de estaca
Tipo de solo
Escavada
Escavada
Hélice
em geral
(bentonita)
contínua
Injetada sob
Raiz
altas
pressões
Argilas
0,85
0,85
0,30
0,85
1,00
intermediários
0,60
0,60
0,30
0,60
1,00
Areias
0,50
0,50
0,30
0,50
1,00
Solos
Tabela 3.2 - Valores do coeficiente β em função do tipo de estaca e do
solo (DÉCOURT, 1996)
Tipo de estaca
Tipo de solo
Escavada
Escavada
Hélice
em geral
(bentonita)
contínua
Injetada sob
Raiz
altas
pressões
Argilas
0,80
0,90
1,00
1,50
3,00
0,65
0,75
1,00
1,50
3,00
0,50
0,60
1,00
1,50
3,00
Solos
intermediário
s
Areias
A parcela da capacidade de carga resistida pela ponta (Rp) é
expressa por:
Rp = C · Np · Ap
Sendo:
Ap = área da ponta da estaca;
(3.7)
48
Np = valor médio do índice de resistência à penetração na
ponta a partir de três valores: o correspondente ao nível da ponta, o
imediatamente anterior e o imediatamente posterior.
C = fator característico do solo, apresentado na Tabela 3.3.
Tabela 3.3 - Fator característico do solo C (Décourt – Quaresma, 1978)
Tipo de solo
C (kPa)
Argila
120
Silte argiloso
200
Silte arenoso
250
Areia
400
Fonte: Hachich, W. et al., 1996.
Já a parcela devido à resistência lateral é dada pela equação
3.8:
⎛ Nl ⎞
Rl = 10 · ⎜ +1⎟ · Sl
⎝ 3
⎠
(3.8)
Sl = 2 · π · R · (L)
(3.9)
e
Sendo:
L = comprimento da estaca;
R = raio da seção transversal da estaca;
49
Nl = valor médio de índice de resistência à penetração SPT,
sendo considerados valores maiores que 3,0 e menores que 15,0, não se
admitindo valor de Nl < 3,0.
Para o método de Décout & Quaresma (1978), a carga
admissível da estaca é determinada através de fatores de segurança globais
de 1,3 e 4,0, referentes às parcelas de resistência lateral e resistência de
ponta, respectivamente. Vale lembrar que o fator de segurança global mínimo
da NBR 6122/96 é de 2,0 sobre a capacidade de carga da estaca (Pu). As
expressões 3.10 e 3.11 apresentam as fórmulas de cálculo da carga admissível
propostas pelo método, sendo considerada a carga admissível da fundação o
menor valor fornecido pelas expressões 3.10 e 3.11:
Padm =
Rp
Rl
+
1,30
4,00
(3.10)
Ou
Padm = Pu / 2
3.8.1 Método semi-empírico de Aoki & Veloso (1975)
(3.11)
50
Segundo este método, considera-se que a estaca esteja
apoiada na cota “n” do terreno; tem-se a resistência de ponta (Rp) e a
resistência lateral (Rl) dadas por:
Rp = rp.Ap
(3.12)
n
Rl = U. ∑ (rl .Δl )
(3.13)
1
Onde:
rp = capacidade de carga do solo na cota de apoio do elemento
estrutural de fundação;
Ap = área da seção transversal da ponta;
rl = atrito lateral na camada de espessura
Δl ;
U = perímetro da seção transversal do fuste.
Os valore de rp e rl podem ser obtidos através da resistência de
ponta (qc) e do atrito lateral unitário (fc), obtidos através de ensaio de Cone
Penetration Test (CPT), sendo:
rp =
qc
F1
(3.14)
rl =
fc
F2
(3.15)
51
Os valores de F1 e F2 são propostos pelo método e
apresentados na Tabela 3.4.
Tabela 3.4 - Coeficiente de transformação F1 e F2 (AOKI & VELLOSO, 1975)
Tipo de estaca
F1
F2
Franki
2,50
5,00
Metálica
1,75
3,50
Pré – moldada
1,75
3,50
Fonte: Hachich, W. et al., 1996.
O método também traz a relação entre F1 e F2, sendo que F2 =
2F1.
Para estacas pré-moldadas de pequeno diâmetro, Aoki (1985)
fez nova formulação para os valores da tabela acima, sendo que o valor de F1
é dado por:
F1 = 1+(D/0,8)
(3.16)
Onde
D = diâmetro da estaca em metros
Para estacas escavadas, foram propostos os seguintes valores
para F1 e F2, (ALONSO, 1991 e AOKI & ALONSO, 1992): F1 = 3,0 e F2 = 6,0.
52
Esse método também nos permite obter fc em relação à qc:
fc = α .q c
(3.17)
Também é possível corrigir o valor de qc quando se possuem
apenas resultados de “N” de ensaio SPT e não se têm resultados de CPT.
qc = K.N
(3.18)
Os valores de α e K estão apresentados na Tabela 3.5.
Tabela 3.5 - Coeficientes K e α (AOKI & VELLOSO, 1975)
Tipo de solo
K (MPa)
α (%)
Areia
1,00
1,40
Areia siltosa
0,80
2,00
Areia silto – argilosa
0,70
2,40
Areia argilosa
0,60
3,00
Areia argilo – siltosa
0,50
2,80
Silte
0,40
3,00
Silte arenoso
0,55
2,20
Silte areno – argiloso
0,45
2,80
Silte argiloso
0,23
3,40
Silte argilo – arenoso
0,25
3,00
Argila
0,20
6,00
Argila arenosa
0,35
2,40
Argila areno – siltosa
0,30
2,80
Argila siltosa
0,22
4,00
Argila silto – arenosa
0,33
3,00
Fonte: Hachich, W. et al., 1996.
As equações então podem ser reescritas como:
53
rp =
rl =
K .N p
F1
α ⋅ K ⋅ Nl
F2
(3.19)
(3.20)
onde:
Np = o índice de resistência à penetração na cota de apoio da
fundação;
Nl = resistência à penetração média na camada de solo de
espessura Δl .
Sendo Np e Nl obtidos através de furos de sondagem SPT.
Assim, temos que a capacidade de carga da fundação(Pu) é
expressa por:
Pu =
K ⋅ NP
U n
⋅ AP +
⋅ ∑ (α ⋅ K ⋅ N l ⋅ Δl )
F1
F2 1
(3.21)
E a capacidade de carga admissível, segundo o método, é de:
Padm = Pu / 2
(3.22)
54
3.9 Critérios de extrapolação das curvas carga versus recalque
Segundo a NBR 6122/96, a capacidade de carga de um
elemento de fundação profunda, ensaiada em prova de carga, deve ser
considerada definida quando ocorrer ruptura nítida (ruptura física). Ainda
segundo a Norma, existem casos onde a prova de carga não indica uma carga
de ruptura nítida; isso ocorre quando:
1. Não se pretende levar o elemento de fundação profunda a
ruptura ou;
2. Este elemento tem capacidade de resistir a cargas maiores
do que se pode aplicar na prova (por exemplo, por limitação
da reação) ou;
3. A estaca é carregada até apresentar um recalque
considerável, mas a curva carga versus recalque não indica
uma carga de ruptura e sim um crescimento contínuo do
recalque com a carga.
A Norma recomenda que, para os dois primeiros, a curva carga
versus recalque deve ser extrapolada para se avaliar a carga de ruptura. A
extrapolação deve ser feita com o uso de critérios consagrados, sobre uma
curva de primeiro carregamento. Para o terceiro caso, a Norma apresenta a
possibilidade de se convencionar a carga de ruptura, utilizando para isso um
55
método apresentado pela própria NBR 6122/96 ou através de métodos já
consagrados.
A seguir, apresentam-se os métodos utilizados na extrapolação
das curvas carga versus recalque das provas de carga, para a obtenção da
capacidade de carga (Pu) e da resistência lateral (Rl) e de ponta (Rp).
3.9.1 Método de Van der Veen (1953)
O método de Van der Veen (1953) é um dos métodos mais
utilizados no Brasil para interpolação e extrapolação da curva carga versus
recalque. Segundo o autor, a curva é representada pela expressão:
P = Pu · ( 1 – e –α · r)
(3.23)
Onde:
P e r são as coordenadas dos diversos pontos da curva carga
versus recalque; Pu é a carga de ruptura que se pretende calcular e α é um
coeficiente que define a forma da curva. O valor de Pu corresponde à
assintótica da equação 3.12, conforme mostra a Figura 3.5.
Carga
r
Recalque
P
Figura 3.5 – Carga de ruptura segundo Van der Veen (1953)
56
A expressão 3.12 também pode ser definida como:
α · r = - ln (1 – P / Pu)
(3.24)
Portanto, o método de Van der Veen consiste em determinar a
carga de ruptura (Pu) que conduz a melhor regressão linear pelos pontos
[r ; - ln (1 – P / Pu)]. Aoki (1976), observando que, na maioria dos casos, o
trecho inicial da curva poderia ser desprezado na determinação da capacidade
de carga, sugeriu uma modificação na expressão 3.23 do método para:
P = Pu · ( 1 – e –(α · r+b))
(3.25)
Com essa alteração no método, a regressão ficou melhorada,
uma vez que a reta, quando plotada em escala semilogarítmica, deixou de
passar obrigatoriamente pela origem e passou a interceptar o eixo dos
recalques em um ponto b.
3.9.2 Método de Rigidez de Décourt (1998)
Segundo Décourt (1998), rigidez (Rig) é definida como a
relação entre a carga aplicada (P) a uma fundação e o recalque (r)
correspondente:
Rig = P / r
(3.26)
A aplicação desse método se dá com base no Gráfico de
Rigidez (GR), plotando as cargas (P) obtidas nas provas de carga no eixo das
abscissas e as rigidezes associadas às cargas (Rig), no eixo das ordenadas. É
importante observar que para determinação da capacidade de carga pelo
Gráfico de Rigidez, a regressão linear deve considerar os pontos com valores
57
de P correspondentes a deformações relativas inferiores a 2% do diâmetro da
estaca (D) (DÉCOURT, 1998). Analisando o Gráfico de Rigidez (GR) de
diferentes tipos de fundações, o autor dividiu as fundações em dois grupos de
comportamento distintos.
O primeiro grupo trata de fundações que podem apresentar
ruptura física (estacas de deslocamento, por exemplo), o segundo grupo é
composto por fundações que não apresentam ruptura física (estacas
escavadas, por exemplo).
A maioria das fundações apresenta características do segundo
grupo, ou seja, não é possível definir nitidamente uma ruptura física; pode-se
verificar apenas no GR desse grupo de estacas dois trechos distintos: um,
onde ocorre significativa redução de rigidez com o aumento de carga e outro,
onde ocorre uma redução da rigidez pouco significativa com o aumento de
carga; para esses casos, o Gráfico de Rigidez é utilizado para a determinação
da parcela de resistência lateral (Rl).
Por outro lado, as fundações que possuem ruptura física
(estacas de deslocamento, por exemplo) apresentam o Gráfico de Rigidez
semelhante a uma reta, o que permite estimar de maneira mais adequada as
cargas de ruptura (Pu).
Nas Figuras 3.6 e 3.7 são apresentados os Gráficos de Rigidez
dos dois grupos distintos.
Rigidez (kN / mm)
Rigidez (kN / mm)
58
Rl
Carga (kN)
Carga (kN)
Pu
Pu
Figura 3.6 Gráfico Rigidez
Figura 3.7 Gráfico Rigidez
Fundações que não apresentam ruptura
Fundações que apresentam ruptura física
física - Campos, 2005
- Campos, 2005
3.9.3 Método de Brierley Modificado (MBM)
Décourt (1998) afirma que a determinação da resistência lateral
(Rl) de maneira precisa exige instrumentação da estaca que por razões
econômicas normalmente não é realizada e, mesmo quando implementada,
freqüentemente surge erro na interpretação dos dados, devido à dificuldade de
separar a parcela de resistência lateral (Rl) da parcela de resistência de ponta
(Rp).
Em face a esse problema, Décourt (2002) sugere a utilização
do Método de Brierley Modificado (MBM).
O MBM consiste na determinação da parcela de resistência
lateral da estaca (Rl) a partir da curva carga versus recalque obtida da prova
de carga, aplicando-se uma regressão linear dos valores de recalque
compreendidos no intervalo definido entre 2 % e 4 % do diâmetro da estaca. A
Figura 3.8 ilustra a aplicação do Método de Brierley Modificado (MBM).
59
Rl
Carga (kN)
2% D
Recalque (mm)
4% D
Figura 3.8 – Método do MBM para estimativa da resistência lateral (Rl) –
Campos, 2005.
Décourt (2002) afirma ainda que o MBM subestima o valor de
Rl; por esse motivo apresenta uma majoração do método em 10 %, ou seja, o
valor a ser considerado seria de 1,1 (Rl).
Finalmente, para as fundações que apresentam ruptura física
(Figura 3.7), o valor da parcela da resistência de ponta (Rp) da estaca fica
definido como sendo o valor da capacidade de carga (Pu), encontrado pelo
Gráfico de Rigidez, diminuído da parcela da resistência lateral da estaca (Rl)
do método MBM. Já para o caso da Figura 3.6, deve-se extrair a média das
parcelas de resistência lateral (Rl) obtida pelos métodos MBM e Gráfico de
Rigidez, sendo esse valor considerado como a capacidade de carga da
fundação.
60
3.10 Estacas apiloadas em solos colapsíveis
3.10.1 Estacas apiloadas em solo colapsível da cidade de Pederneiras/SP
Ferreira et al. (2004) avaliaram o comportamento de duas
estacas apiloadas (C1 e C2) de diâmetro D = 32cm e comprimento L = 8,10m,
ensaiadas à compressão para solo não saturado e para o solo previamente
inundado.
As estacas foram executadas no campo experimental de
Pederneiras/SP, cujo subsolo característico é constituído de duas camadas
distintas de solo, separadas por uma fina camada de fragmentos de quartzo,
sendo a primeira camada formada por sedimentos inconsolidados e a segunda
composta por solo residual. A análise de perfis de sondagem retrata a grande
variabilidade do solo, com predominância de sedimentos arenosos, classificado
como areia fina argilosa fofa.
Cada estaca foi submetida a três provas de carga estáticas,
sendo as duas primeiras com solo não saturado e a terceira com solo
umedecido. A estaca C1 passou por um primeiro ensaio à compressão do tipo
lento e os demais do tipo rápido, enquanto a estaca C2 foi submetida a três
ensaios rápidos.
Os autores verificaram que a velocidade do ensaio teve pouca
influência na capacidade de carga das estacas. A capacidade de carga para D
/10 e 25mm encontrada pelos autores foi de 755kN e 710kN, respectivamente.
Quanto ao ensaio das estacas com solo inundado, os autores
constataram que a redução da capacidade de carga foi de 10 % para a estaca
61
C1 e de 5 % para a estaca C2, em relação aos resultados obtidos para o solo
não saturado.
3.10.2 Estacas apiloadas em solo calapsível de Ilha Solteira/SP
O trabalho de Morais e Segantini (2002) apresenta os
resultados de seis provas de carga estáticas, à compressão, com
carregamento rápido, realizadas em três estacas apiloadas, com comprimento
L = 4,5m e diâmetro D = 20cm, executadas em solo colapsível de Ilha
Solteira/SP.
Cada estaca foi ensaiada duas vezes, primeiramente com solo
não saturado e depois reensaiada em solo umedecido. Na cota de
assentamento das estacas colocou-se um elemento de EPS com espessura de
50mm e diâmetro equivalente ao das estacas, para evitar assim a contribuição
da resistência de ponta no início do ensaio.
As provas de carga, para a condição de solo não saturado,
foram realizadas até recalques de 100mm, enquanto os reensaios com solo
umedecido foram levados até a ruptura.
Os autores afirmam que as três curvas carga versus recalque
obtidas através dos ensaios com solo em sua condição não saturado,
apresentaram ponto de inflexão depois de transcorridos 50mm de recalque, ou
seja, após o esmagamento do EPS. Somente após esse recalque é que a
ponta passa a contribuir na capacidade de carga das estacas. Os autores
também afirmam que no ponto de inflexão houve grande dificuldade em manter
a carga constante (ruptura por atrito lateral). Após o esmagamento do EPS e o
62
começo da contribuição da parcela da ponta, houve ganho de resistência; o
ensaio prosseguiu até atingir novamente recalques consideráveis e houve
dificuldade em manter a carga (ruptura da resistência de ponta).
A Tabela 3.6 apresenta as cargas últimas e os respectivos
recalques da provas de carga realizadas pelos autores.
Tabela 3.6 – Cargas máximas e recalques – Morais & Segantini (2002)
Solo natural
Solo umedecido
Estacas
Carga última
Recalque
Carga última
Recalque
(kN)
(mm)
(kN)
(mm)
01
130
127
90
44
02
100
95
90
34
03
125
108
90
43
A carga média de ruptura para o solo não saturado foi de
120kN, enquanto para o solo umedecido foi de 90kN; portando, as estacas
apresentaram redução de capacidade de carga devido ao colapso de 25 % em
média.
3.10.3 Estacas apiloadas em solo calapsível de Bauru/SP
Ferreira et al. (2000) realizaram seis provas de carga (duas a
compressão e quatro a tração) em estacas apiloadas implantadas num
conjunto habitacional da cidade de Bauru/SP, cujo solo é constituído de areia
fina argilosa, residual de arenito, composto por estrutura porosa, instável e
muito permeável. Ensaios de simples reconhecimento foram executados no
local e classificaram o solo como areia fina argilosa, variando de compacidade
fofa à compacta de cor marrom avermelhada.
63
O trabalho apresenta provas de carga simultâneas a tração e
compressão, porém o objeto de interesse foi o comportamento das estacas
submetidas à compressão. As estacas possuíam diâmetro D = 20cm e
comprimentos L = 8m (E-06) e L = 9m (E-13). As provas de carga foram do tipo
rápido e pretendia-se atingir duas vezes a carga admissível prevista para a
fundação ou um deslocamento mínimo de 25mm.
Na primeira prova de carga (estaca E-13), atingiu-se um
deslocamento próximo aos 25mm, quando o ensaio teve que ser interrompido
devido à ocorrência de ruptura da interação estaca-solo em uma das reações,
a qual sofreu um arrancamento de mais de 60mm. A carga máxima atingida
nesse ensaio foi de 285kN. A segunda estaca ensaiada (E-06) teve uma carga
máxima 260kN, quando o ensaio teve que ser interrompido também por motivo
da ruptura de uma das reações.
Analisando os resultados das provas de carga das estacas
submetidas à compressão, os autores não conseguiram observar uma ruptura
nítida; devido a esse fato, não aplicaram os métodos matemáticos de
interpretação de Van der Veen e Mazurkiewicz. Então adotaram para
estimativa da carga de ruptura o método proposto pela NBR 6122/96, cuja
carga de ruptura convencional corresponde a deslocamentos iguais a 10% do
diâmetro da estaca.
A Tabela 3.7 apresenta os resultados de carga de ruptura
encontrados pelos autores e as estimativas feitas pelos mesmos, utilizando-se
dos métodos de Aoki & Velloso (1975) e Décourt & Quaresma (1978).
64
Tabela 3.7 – Cargas de ruptura a partir de interpretações das provas de
carga e de estimativas de métodos semi-empíricos – Ferreira et al., 2000.
Estacas
Pu,A&V
Pu,D&Q
Pu,NBR
Pu,CONV.
E-13
214 kN
215 kN
185 kN
255 kN
E-06
165 kN
175 kN
232 kN
327 kN
Para os autores, a discrepância apresentada nos resultados,
onde a estaca de menor comprimento apresentou maior capacidade de carga,
pode ser explicada por diversos fatores, tais como: anomalias no solo da ponta
da estaca, problemas de execução e/ou variações no diâmetro da estaca. Essa
discrepância, segundo os autores, sugere cautela na determinação da
capacidade de carga desse tipo de fundação.
3.11 Influência do reensaio no resultado de provas de carga em estacas
Segundo Massad (1992), quando uma estaca é submetida ao
processo de recarregamento, surge na ponta da estaca uma carga residual que
fica “aprisionada” e que muda o comportamento da curva carga versus
recalque do segundo carregamento em relação ao primeiro, como ilustra a
Figura 3.9.
65
Cargas no topo (MN)
2
0
3
4
4
Recalques no topo (mm)
50
3'
4'
100
150
Carregamento 1
Carregamento 2
Figura 3.9 – Curvas carga versus recalque para recarregamento – Massad,
1992.
Segundo o autor, o ponto representado pelo nº. 4 no primeiro
carregamento corresponde à completa mobilização da resistência lateral ao
longo do fuste e a partir desse ponto a ponta da estaca começa a ser
solicitada. Para o segundo carregamento, o ponto 4’ apresenta o mesmo
significado do ponto 4 do primeiro carregamento, porém esse ponto encontrase deslocado para a direita em relação ao ponto 4.
Para Massad (1992), o fato de o ponto 4’ estar deslocado para
direita em relação ao ponto 4 não significa que houve aumento do atrito lateral,
mas sim que uma parte da reação de ponta já atua logo que se inicia o
segundo carregamento.
Devido ao primeiro carregamento, parte da carga resistida pela
ponta da estaca fica “aprisionada” e passa a atuar no segundo carregamento
assim que ele é aplicado.
66
Já Mascarenhas et al. (2002), através de provas de carga
cíclicas em duas estacas escavadas de diâmetro 30cm e comprimento 8,0m e
7,5m em solo colapsível de Brasília/DF, observaram que a resistência do solo
aumentava com o recarregamento das estacas e que esse aumento era mais
evidente nos primeiros ciclos de carregamento.
Esses autores também analisaram ensaios de cisalhamento
direto cíclicos realizados por Guimarães (2002) e observaram que houve ganho
de resistência do solo com o aumento do número de ciclos. Também
observaram que esse ganho de resistência só ocorreu para rupturas plásticas e
que o comportamento do solo em laboratório foi semelhante ao de campo,
ocorrendo maior ganho nos primeiros ciclos.
Para Mascarenhas et al. (2002), o ganho de resistência se
deve ao aumento do contato entre partículas do solo, devido à quebra e
rearranjo da estrutura do mesmo. Após o colapso total da estrutura, não há
mais aumento de resistência, pois todos os contatos já foram estabelecidos. Os
autores concluíram que o ganho de resistência devido ao colapso se daria por
aumento do número de contatos no plano de ruptura até um determinado limite.
67
4. CAMPO EXPERIMENTAL DE ENGENHARIA GEOTÉCNICA (CEEG) DA
UNIVERSIDADE ESTADUAL DE LONDRINA (UEL)
4.1 Perfil geológico–geotécnico do solo de Londrina/PR
A cidade Londrina situa-se no norte do estado do Paraná, na
região sul do país, e se apresenta como importante pólo de desenvolvimento
da região. É considerada uma cidade relativamente nova, com cerca de 70
anos, e que possui aproximadamente 490 mil habitantes. Suas principais fontes
de renda sempre estiveram ligadas à agropecuária. Nas décadas de 70 e 80,
sua economia era movimentada pelo café; hoje sua economia é baseada
principalmente no plantio de soja.
Londrina localiza-se a cerca de 220km a leste do rio Paraná,
construída sobre um substrato rochoso proveniente do terceiro planalto
paranaense, caracterizado, principalmente, pela ocorrência de rochas geradas
pelos derrames de lavas vulcânicas predominantemente toleíticas, porém
também
são
encontradas
lavas
de
composição
dacítica
a
riolítica
(NAKASHIMA, 2003).
Dentro do Terceiro Planalto Paranaense, Londrina pertence ao
Planalto de Apucarana, que abrange toda a rede de drenagem da margem
direita do rio Ivaí, a bacia do rio Pirapó e pequenos afluentes do rio
Paranapanema (NAKASHIMA, 2003).
Londrina está a 610m de altitude sobre substrato rochoso de
basalto originado dos derrames ocorridos a cerca de 132M.a., sem cobertura
sedimentar (PINESE & NARDY, 2003). Apresenta terreno suavemente
68
ondulado e clima quente e úmido, no verão, e seco e frio, no inverno, (típicos
de regiões tropicais). Das características de clima e relevo decorrem os
processos intempéricos atuantes até grandes profundidades, dando origem a
espessa camada de solos.
Segundo Teixeira et al. (2003), o solo de Londrina apresenta,
na sua camada superficial, uma argila siltosa, porosa, vermelho escura,
laterizada, colapsível, de estrutura micro-agregada, típica de solos tropicais.
Abaixo dessa camada superficial, encontra-se uma camada de argila residual,
siltosa,
com
estrutura
reliquiar
de
basalto
vesículo-amigdaloidal,
de
consistência média a rija, apresentando normalmente o nível d’água a 15m de
profundidade. Abaixo dessas duas camadas de solo, encontra-se o substrato
rochoso constituído de basalto.
Os principais minerais encontrados nas argilas de Londrina/PR
são a caulinita e óxidos de ferro (hematita e goethita), frutos do intemperismo
da rocha basáltica, responsáveis pela coloração vermelha do solo e pela
elevada massa específica dos sólidos.
Ainda segundo Teixeira et al. (2003), a camada superficial do
solo de Londrina, composta por argila siltosa porosa vermelha escura, residual,
com consistência variável de mole à média, apresenta-se com baixo teor de
umidade (em geral abaixo de 35%) e elevado grau de porosidade (em torno de
65%), o que lhe confere características de um solo colapsível. Além de essas
características indicarem um caráter colapsível do solo, na região de Londrina
freqüentemente aparecem casos de edificações que sofreram recalques
diferenciais em sua estrutura após o aumento do grau de saturação do solo de
69
suporte, devido, por exemplo, ao rompimento de tubulações de água próximas
às edificações.
4.2 Características geológico – geotécnicas do Campo Experimental de
Engenharia Geotécnica (CEEG) da UEL
O Campo Experimental de Engenharia Geotécnica “Prof.
Saburo Morimoto” foi implantado dentro do campus da Universidade Estadual
de Londrina (UEL) em 1998. Desde então começaram pesquisas sobre as
características e propriedades do solo do CEEG através de ensaios de campo
e laboratório, além de pesquisas sobre o comportamento de fundações
assentes em solo laterítico e colapsível da região de Londrina.
O CEEG ocupa uma área de aproximadamente 2.900m2, está
situado ao lado do Centro de Tecnologia e Urbanismo (CTU) no campus da
UEL. O substrato do CEEG é considerado representativo da região de Londrina
e do Norte do Paraná. Devido a esse fato, resultados de experiências
geotécnicas realizadas no CEEG podem ser estendidos para toda a região e
podem contribuir largamente para o conhecimento geotécnico da cidade.
O substrato do CEEG apresenta-se bem caracterizado onde
vários ensaios de campo e de laboratório foram realizados, dentre os quais
vale destacar os ensaios de: SPT-T, CPT, DMT, DPL, DPSH e poços de
inspeção. Os resultados dessas campanhas de sondagem podem ser
observados em Miguel et al. (2002) e Miguel et al. (2005).
Neste trabalho, serão apontados alguns resultados de
caracterização do solo do CEEG apresentados anteriormente por outros
70
autores que se julgam importantes para o entendimento e análise do
comportamento das estacas apiloadas assentes em solo típico da região de
Londrina/PR.
4.2.1 Ensaios de campo
4.2.1.1 SPT-T (Standard Penetration Test with Torque Measurements)
Foram executados no CEEG 14 (catorze) furos de sondagem
SPT-T, segundo os procedimentos recomendados pela NBR 6484/01, sendo
que a maior profundidade alcançada nos ensaios foi de 23,45m e que apenas
nos furos de sondagem no 9 e no 12 encontrou-se o nível d’água nas cotas
19,9m e 18,9m, respectivamente (TEIXEIRA et al., 2003).
A
Figura
1
do
Anexo
apresenta
a
carta
topográfica
planialtimétrica do CEEG com a distribuição dos 14 (catorze) furos de
sondagem SPT-T em planta.
Miguel et al. (2002) indicaram que o subsolo do CEEG, a partir
dos resultados de NSPT, resultados de ensaios de laboratório e da classificação
do solo quanto à consistência sugerida pela NBR 6484/01, pode ser dividido
em quatro camadas distintas:
-
Camada
1:
constitui-se
a
superficial
do
solo
com
profundidades variando entre 0 e 12m, sendo composta por uma argila siltosa,
madura, porosa, vermelho escura, de consistência mole à média e de origem
laterítica;
- Camada 2: com profundidades entre 12 e 16m, consiste em
uma camada de argila siltosa, vermelha de consistência rija;
71
- Camada 3: constituída por uma camada de argila siltoarenosa, residual, de consistência rija a dura que compreende profundidades
de 16 a 21m;
- Camada 4: com profundidades acima de 21m; é constituída
por uma argila areno-siltosa, residual, de consistência dura.
Outra importante conclusão apresentada pelos autores é que,
para a camada superficial do solo (camada 1), o índice de Tmáx/NSPT é igual a
1,0, o que, segundo Décourt (1992), classificaria o solo como estável quanto à
colapsibilidade. Porém, Lopes et al. (2000), através de ensaios endométricos
em amostras indeformadas coletadas no CEEG, encontraram características
de colapsibilidade para a argila dessa camada.
Décourt (2002), analisando resultados de provas de carga
estáticas em estacas, comprovou o comportamento laterítico dessa camada
superficial do solo de Londrina.
4.2.1.2 Provas de carga em fundações de pequeno porte
4.2.1.2.1 Estacas escavadas com trado manual (Brocas)
Miguel & Belincanta (2004) avaliaram o comportamento de
dezoito estacas escavadas com trado manual (brocas), de diâmetros 20cm e
25cm e comprimentos de 3m e 6m, preenchidas por concreto auto-adensável.
As estacas foram estudadas através de provas de carga
estática à compressão do tipo mista, ou seja, os estágios de carregamento
foram do tipo lento até a carga admissível e do tipo rápido até o final da leitura
72
dos extensômetros (deslocamento do topo da estaca de 50mm). As provas de
carga foram desenvolvidas no Campo Experimental de Engenharia Geotécnica
(CEEG) da Universidade Estadual de Londrina (UEL).
Doze estacas, sendo seis delas de diâmetro 20cm, das quais
três de comprimento 3m e três de comprimento 6m, e outras seis estacas de
diâmetro 25cm, das quais a metade possuía comprimento 3m e a outra metade
de comprimento 6m, foram submetidas a dois ensaios: primeiramente, foram
ensaiadas na condição de solo não saturado (pré-ensaio sem inundação),
depois as estacas foram reensaiadas na condição de solo umedecido por préinundação superficial de 48 horas (reensaio com inundação). Essa seqüência
de ensaios das estacas foi designada pelos autores como procedimento usual
de ensaio (PUE).
Outras seis estacas, todas de 3m de comprimento, porém
sendo três de diâmetro 20cm e três de diâmetro de 25cm, foram ensaiadas na
ordem inversa das demais, ou seja, primeiramente na condição de solo
umedecido (pré-ensaio com inundação) e, posteriormente, em solo não
saturado (reensaio sem inundação), sendo essa ordem denominada como
inversa ao procedimento usual de ensaio (PUE).
Com o resultado das provas de carga, os autores construíram
curvas carga versus recalque. Para a condição de solo não saturado, a
capacidade de carga das estacas foi determinada através da extrapolação
dessas curvas pelo método de Van der Veen (1953); já para a condição de solo
umedecido, algumas estacas apresentaram curvas com descontinuidade,
sendo nesse caso, a carga de colapso definida como a que provocava o
colapso. Para as estacas que não apresentaram descontinuidade da curva, a
73
carga de colapso foi definida de maneira semelhante à utilizada na
determinação da carga de ruptura para o solo não saturado.
Para análise da influência da colapsibilidade no comportamento
das estacas, os autores determinaram a perda de capacidade de carga das
estacas devido ao umedecimento do solo, sendo essa perda definida como a
relação entre a carga de colapso na condição de solo umedecido e a
capacidade de carga da mesma para a condição de solo não saturado. Os
resultados de capacidade de carga, carga de colapso e perda de capacidade
apresentada pelos autores encontram-se resumidos na Tabela 4.1.
74
Tabela 4.1 – Capacidade de carga, carga de colapso e redução da
capacidade de carga das estacas brocas – Miguel & Belincanta, 2004.
Procedimento usual de ensaio (PUE)
Redução
Pu (kN)
Pc (kN)
(Pré-ensaio S/I)
(Reensaio C/I)
Estaca Broca
capacidade de
carga (%)
L=3 m ; D= 20 cm
38,8
21,1
45,6 %
L=3 m ; D= 25 cm
49,1
25,2
48,8 %
L=6 m ; D= 20 cm
108,9
20,0
81,6 %
L=6 m ; D= 25 cm
118,0
76,0
35,6 %
Inverso ao procedimento usual de ensaio
Redução
Pu (kN)
Pc (kN)
(Reensaio S/I)
(Pré-ensaio C/I)
Estaca Broca
capacidade de
carga (%)
L=3 m ; D= 20 cm
26,5
13,9
64,2 %
L=3 m ; D= 25 cm
42,9
19,7
60,0 %
Miguel e Belincanta (2004) chegaram a resultados expressivos
de redução de capacidade de carga para estacas escavadas com trado
manual, executadas no solo de Londrina, sendo que esses valores variaram
entre 35,6 % e 81,6 %.
Os autores também observaram que os reensaios com
inundação apresentaram capacidade de carga maior que os pré-ensaios com
inundação, enquanto para os reensaios sem inundação a capacidade de carga
foi menor que os pré-ensaios sem inundação.
75
4.2.1.2.2 Estacas apiloadas
Campos (2005) apresenta resultados de provas de carga
estática a compressão realizadas em 12 estacas apiloadas executadas no
Campo Experimental de Engenharia Geotécnica (CEEG) da UEL. As estacas
foram divididas em dois grupos devido a processo de concretagem.
O primeiro grupo composto por seis estacas, sendo três de 3m
e três de 6m de comprimento, a concretagem se deu através do apiloamento
do concreto seco em camadas, até o completo preenchimento do fuste da
estaca; estas estacas foram denominadas como sendo do tipo ACA.
O segundo grupo, também composto por seis estacas, três de
3m e três de 6m de comprimento, teve, em seu processo executivo, a
execução de uma ponta através do apiloamento de brita, formando assim um
“pé de brita” na ponta da estaca. A concretagem das estacas do segundo grupo
se deu através do lançamento de concreto auto-adensável no furo da estaca.
As estacas com apiloamento do concreto (ACA) foram divididas
em dois grupos, segundo comprimento. As estacas de 3m foram denominadas
de ACA3, enquanto as de 6m foram designadas de ACA6. Do mesmo modo, as
estacas com lançamento do concreto (ACL) foram divididas em ACL3 para as
de 3m de comprimento e ACL6 para as estacas com comprimento de 6m.
As provas de carga foram do tipo misto, ou seja, e os
incrementos de carga foram do tipo lento até a carga admissível estimada pelo
método de Décourt & Quaresma (1978) e do tipo rápido após a carga
admissível até o final do ensaio. O descarregamento foi feito em dois estágios,
50% da carga máxima aplicada no ensaio e 0 (zero) kN.
76
A capacidade de carga das estacas foi estimada pelo autor
através do método de Décourt & Quaresma (1978), e os resultados encontramse na Tabela 4.2.
Tabela 4.2 – Estimativa de capacidade de carga (Pu), resistência lateral
(Rl), resistência de ponta (Rp) e carga admissível (Padm) – Campos, 2005.
Estacas
Pu
Rl
Rp
Padm
Apiloadas
(kN)
(kN)
(kN)
(kN)
36,43
25,13
11,30
18,21
90,45
62,83
27,62
45,22
Comprimento
L=3m
Comprimento
L=6m
Das provas de carga, o autor extraiu as curvas carga versus
recalque para os dois grupos de estacas. Estas curvas para as estacas
apiloadas com lançamento do concreto no comprimento L = 3m (ACL3(1),
ACL3(2) e ACL3(3)) e com comprimento L = 6m (ACL6(1), ACL6(2) e ACL6(3))
para a condição de solo não saturado, são apresentadas nas Figuras 4.1 e 4.2,
respectivamente.
77
CARGA X RECALQUE
CARGA (kN)
0,00
0,00
20,00
40,00
60,00
80,00
100,00
120,00
140,00
160,00
10,00
RECALQUE (mm)
20,00
30,00
40,00
50,00
60,00
ACL3(1)-NSAT
ACL3(2)-NSAT
ACL3(3)-NSAT
Figura 4.1 – Curvas carga versus recalque das estacas apiloadas com
lançamento do concreto, de comprimento L = 3m, na condição de solo
não saturado – Campos, 2005.
CARGA X RECALQUE
CARGA (kN)
0,00
0,00
50,00
100,00
150,00
200,00
250,00
300,00
350,00
400,00
10,00
RECALQUE (mm)
20,00
30,00
40,00
50,00
60,00
ACL6(1)-NSAT
ACL6(2)-NSAT
ACL6(3)-NSAT
Figura 4.2 – Curvas carga versus recalque das estacas apiloadas com
lançamento do concreto, de comprimento L = 6m, na condição de solo
não saturado – Campos, 2005.
O autor observou nas Figuras 4.1 e 4.2 que as estacas de
menor comprimento (L = 3m) apresentaram curvas com comportamento
78
semelhante,
enquanto
as
estacas
mais
longas
(L
=
6m)
tiveram
comportamentos mais distintos. Observou também que as estacas de 6m de
comprimento não atingiram os níveis de recalque próximos a 50mm. Isso
ocorreu devido à capacidade de carga dessas estacas, que se mostrou muito
superior às estimadas. Com isso, convencionou-se parar o ensaio, devido à
limitação do sistema de reação.
As Figuras 4.3 e 4.4 apresentam as curvas carga versus
recalque obtidas por Campos (2005) para estacas apiloadas com apiloamento
do concreto, de comprimento L = 3m (ACA3(1), ACA3(2) e ACA3(3)) e de
comprimento L = 6m (ACA6(1), ACA6(2) e ACA6(3)), respectivamente.
CARGA X RECALQUE
CARGA (kN)
0,00
0,00
20,00
40,00
60,00
80,00
100,00
120,00
140,00
160,00
180,00
10,00
RECALQUE (mm)
20,00
30,00
40,00
50,00
60,00
ACA3(1)-NSAT
ACA3(2)-NSAT
ACA3(3)-NSAT
Figura 4.3 – Curvas carga versus recalque das estacas apiloadas com
apiloamento do concreto, de comprimento L = 3m, na condição de solo
não saturado – Campos, 2005.
79
CARGA X RECALQUE
CARGA (kN)
0,00
0,00
50,00
100,00
150,00
200,00
250,00
300,00
10,00
RECALQUE (mm)
20,00
30,00
40,00
50,00
60,00
ACA6(1)-NSAT
ACA6(2)-NSAT
ACA6(3)-NSAT
Figura 4.4 – Curvas carga versus recalque das estacas apiloadas com
apiloamento do concreto, de comprimento L = 6m, na condição de solo
não saturado – Campos, 2005.
Observando a Figura 4.3, Campos (2005) notou que as curvas
apresentam praticamente o mesmo formato, porém diferem na definição do
ponto de ruptura dessas estacas. Já na Figura 4.4, observou uma boa
semelhança entre as estacas ACA6(1) e ACA6(2), enquanto a ACA6(3)
apresentou certa discrepância em relação às primeiras. Para o autor, essa
diferença deve-se, possivelmente, a falhas construtivas na execução da estaca
e não diagnosticadas a tempo. O autor interpretou essa diferença como sendo
fruto da contaminação do concreto com solo durante o processo de
apiloamento do concreto, o que resultou em estrangulamento do fuste; ou
talvez não houve uma perfeita homogeneização e consolidação dos agregados
do concreto, devido ao baixo fator água/cimento do mesmo.
Com base nas curvas carga versus recalque obtidas através
das provas de carga, o autor utilizou dois métodos de extrapolação para obter a
80
capacidade de carga das estacas apiloadas, sendo eles o critério de Van der
Veen e o método de rigidez de Décourt (1998 e 2002). Considerou também a
sugestão proposta por Décourt (2002) que define como carga de ruptura da
estaca o valor de 90% do encontrado no método de rigidez. Os resultados
encontrados pelo autor para as estacas apiloadas com lançamento do concreto
e com apiloamento do concreto encontram-se nas Tabelas 4.3 e 4.4,
respectivamente.
Tabela 4.3 – Capacidade de carga (Pu) das estacas apiloadas com
lançamento do concreto de comprimento 3m (ACL3) e comprimento 6m
(ACL6) – Campos, 2005.
Capacidade de carga das estacas
Estacas
Van der Veen
90% Rigidez (kN)
Média (kN)
(kN)
ACL3 (1)
137
133
135
ACL3 (2)
104
99
102
ACL3 (3)
96
88
92
Média
112
107
110
ACL6 (1)
372
395
383
ACL6 (2)
307
348
327
ACL6 (3)
278
300
289
Média
319
348
333
81
Tabela 4.4 – Capacidade de carga (Pu) das estacas apiloadas com
apiloamento do concreto de comprimento 3m (ACA3) e comprimento 6m
(ACA6) – Campos, 2005.
Capacidade de carga das estacas
Estacas
Van der Veen
90% Rigidez (kN)
Média (kN)
(kN)
ACA3 (1)
110
99
105
ACA3 (2)
168
158
163
ACA3 (3)
150
135
142
Média
143
131
137
ACA6 (1)
207
190
198
ACA6 (2)
250
238
244
ACA6 (3)
117
105
111
Média
191
178
184
Para determinação da parcela da resistência, Campos (2005)
utilizou o método do MBM, considerando a recomendação de Décourt (2002)
que estipula o valor da resistência lateral da estaca como sendo 110% da
encontrada na regressão do MBM. Já a parcela de resistência de ponta foi
calculada através da diferença entre a capacidade de carga e a resistência
lateral da estaca. As Tabelas 4.5 e 4.6 apresentam os resultados de resistência
lateral e de ponta, obtidos pelo autor para as estacas com lançamento do
concreto e com apiloamento do concreto, respectivamente.
82
Tabela 4.5 – Resistência lateral (Rl) e de ponta (Rp) das estacas apiloadas
com lançamento do concreto de comprimento 3m (ACL3) e comprimento
6m (ACL6) – Campos, 2005.
Resistência lateral (Rl) e Resistência de ponta (Rp)
Estacas
Pu,média
Rl
Rl / Pu,média
Rp
Rp / Pu,média
kN
kN
%
kN
%
ACL3 (1)
135
66
48,6
70
51,4
ACL3 (2)
102
53
52,1
49
47,9
ACL3 (3)
92
52
56,1
40
43,9
Média
110
57
52,3
53
47,7
ACL6 (1)
383
296
77,3
87
22,7
ACL6 (2)
327
132
40,4
195
59,6
ACL6 (3)
289
89
30,6
201
69,4
Média
333
172
49,4
161
50,6
83
Tabela 4.6 – Resistência lateral (Rl) e de ponta (Rp) das estacas apiloadas
com apiloamento do concreto de comprimento 3m (ACA3) e comprimento
6m (ACA6) – Campos, 2005.
Resistência lateral (Rl) e Resistência de ponta (Rp)
Estacas
Pu,média
Rl
Rl / Pu,média
Rp
Rp / Pu,média
kN
kN
%
kN
%
ACA3 (1)
105
77
73,5
28
26,5
ACA3 (2)
163
101
62,0
62
38,0
ACA3 (3)
142
132
92,9
10
7,1
Média
137
103
76,1
33
23,9
ACA6 (1)
198
165
83,0
34
17
ACA6 (2)
244
162
66,5
82
33,6
ACA6 (3)
111
111
100,0
-
-
Média
184
146
83,1
58
25,3
Campos (2005) observou que as estacas apiloadas com
lançamento de concreto e execução do “pé de brita” apresentaram uma melhor
resistência de ponta, enquanto as com apiloamento do concreto apresentaram
um melhor desempenho da parcela de atrito lateral.
O autor concluiu que o processo executivo para a formação do
“pé de brita” das estacas ACL mostrou-se eficaz, visto que a parcela de
resistência de ponta dessas estacas foi maior que as estacas do tipo ACA; em
compensação, o apiloamento do concreto ocasionou formação de bulbos
laterais nas estacas do tipo ACA, o que lhes conferiu uma maior resistência por
atrito lateral.
84
Ainda segundo o autor, o resultado das provas de carga, cujos
valores foram bem acima do previsto, confirma a influência laterítica do solo de
Londrina/PR no desempenho de fundações assentes nesse solo.
4.2.2 Ensaios de laboratório
As sondagens SPT-T possibilitaram a retirada de amostras
deformadas de solo de cada metro de todos os furos de sondagem; além
dessas, outras amostras indeformadas foram retiradas dos poços de inspeção
abertos no CEEG. Essas amostras foram levadas ao laboratório, onde foram
realizados diversos ensaios; entre eles pode-se destacar: ensaios de limites de
liquidez e de plasticidade, massa específica dos sólidos, ensaios de
determinação de índices físicos, granulometria conjunta e ensaios edométricos.
Miguel et al. (2002) apresentaram alguns resultados obtidos
através de ensaios de campo e laboratório, os quais podem ser observados na
Tabela 4.7.
85
Tabela 4.7 – Valores característicos do substrato do CEEG obtidos
através de ensaios de campo e laboratório – Miguel et al. (2002)
Valores médios
Teor de Umidade-W (%)
Limite de Liquidez-LL (%)
Limite de Plasticidade-LP
(%)
Índice de Plasticidade-IP (%)
Argila (%)
Silte (%)
Areia fina (%)
Massa Específica dos
Sólidos (kN/m3)
Tmax / NSPT
Consistência (NBR 6484/01)
Camada 1
0m a 12m
33,0
61,0
Camada 2
12m a 16m
39,0
67,0
Camada 3
16m a 21m
48,0
74,0
Camada 4
21m a 23m
45,0
72,0
45,0
16,0
81,0
12,0
7,0
50,0
17,0
75,0
14,0
11,0
53,0
21,0
69,0
17,0
15,0
52,0
20,0
62,0
18,0
20,0
30,6
30,7
31,0
30,1
1,0
Mole a Média
1,3
Rija
1,5
Rija a Dura
1,4
Dura
Dentre os resultados apresentados por Miguel et al. (2002),
vale a pena ressaltar os elevados índices de massa específica dos sólidos,
fruto da ocorrência em grande quantidade de óxidos de ferro (hematita) no solo
do CEEG.
Em Teixeira et al. (2003), merece destaque também o ensaio
de granulometria conjunta com e sem uso de defloculante. Os resultados
obtidos pelos autores indicam a classificação de solo como argiloso para o
ensaio com defloculante; já para o ensaio sem defloculante, a classificação
segundo a curva granulométrica apresentou o solo como silte. Os resultados
obtidos pelos autores confirmam a hipótese de que os solos finos lateríticos e
colapsíveis, devido às microagregações de sua estrutura, comportam-se como
silte ou até mesmo como areia fina.
Lopes (2001) realizou ensaios na camada superficial do CEEG,
encontrando os seguintes índices físicos do solo: massa específica do solo de
14kN/m3, porosidade de 67%, teor de umidade de 33%. Através desses índices
verifica-se que o perfil de solo estudado apresenta características, apontadas
86
por diversos autores, como as principais condições para a ocorrência do
colapso, a saber: baixa massa específica natural, baixo teor de umidade e
elevada porosidade.
Lopes (2001), através de ensaios edométricos realizados na
camada superficial do CEEG, comprovou o comportamento colapsível dessa
camada para certos tipos de tensão aplicada.
Tendo em vista que, para solos não saturados, um dos fatores
que influenciam consideravelmente na resistência do solo é a sucção matricial,
alguns autores passaram a estudar a relação entre a sucção e o teor de
umidade do solo para a argila colapsível do substrato do CEEG.
Uma das formas de avaliar as variações de sucção matricial de
um solo é através da curva característica de sucção, que apresenta uma
relação gráfica entre a sucção matricial e o teor de umidade, ou grau de
saturação do solo (PRESA, 1982, apud MIGUEL, 2005).
Padilha (2004) utilizou amostras indeformadas de solo
coletadas em poços de inspeção nas profundidades de 4m e 6m e construiu
curvas características de sucção para o solo do CEEG a partir de estudo
experimental realizado com auxílio do Aparelho de Richards (Câmara de
Sucção). Na Figura 4.5, podem-se observar as curvas características de
sucção apresentadas pela autora para as profundidades 4m e 6m.
87
500
475
450
425
400
375
Sucção Matricial (kPa)
350
325
300
275
4 metro
250
6 metro
225
200
175
150
125
100
75
50
25
0
20
25
30
35
40
45
50
55
60
65
70
Teor de umidade gravimétrico (%)
Figura 4.5 – Curvas características de sucção do solo do CEEG – Padilha
(2004).
88
5. MATERIAIS E MÉTODOS
5.1 Objeto de estudo
Neste trabalho, definiu-se como interesse para pesquisa avaliar
o comportamento das estacas apiloadas executadas em solo argiloso-siltoso,
poroso, de consistência mole à média, laterítico e colapsível, típico da região
de Londrina/PR, nas condições de solo não saturado e de solo umedecido por
inundação superficial.
Devido ao baixo custo das estacas apiloadas e pela facilidade
de execução em solos porosos não saturados, sua utilização como elemento
de fundação para obras de pequeno e médio porte na região de Londrina/PR
tem sido uma prática comum. As empresas de fundações costumam executar a
concretagem das estacas apiloadas de duas maneiras distintas:
- Execução da ponta com lançamento de 1 (uma) carriola
(aproximadamente 50 litros) de brita no furo da estaca e, em seguida,
apiloamento da brita com o auxilio do pilão, formando assim um “pé de brita” na
ponta da estaca, com posterior concretagem do fuste através do lançamento de
concreto plástico que se auto-adensa pela altura de queda e pelo peso próprio.
Estas estacas, neste trabalho, são simbolizadas como estacas do tipo ACL.
- Execução da ponta da estaca através do apiloamento de
concreto seco (baixo teor água/cimento) e concretagem do fuste, através do
lançamento do mesmo concreto em camadas, e apiloamento de cada camada,
até o preenchimento completo do fuste. As estacas desta variante foram
designadas de estacas apiloadas do tipo ACA.
89
Para a avaliação do comportamento das estacas apiloadas,
elas foram submetidas a ensaios de provas de carga estáticas na condição de
solo não saturado (ensaio). Já para a avaliação do comportamento das estacas
apiloadas na condição de solo umedecido, as mesmas foram submetidas
novamente a ensaios de provas de carga, porém com solo submetido à prévia
inundação superficial durante um período mínimo de 48 horas (reensaio 1).
Passados, em média, quatro meses, com o objetivo de avaliar
o comportamento das estacas após a realização dos primeiros ensaios e a
ocorrência do colapso do solo no segundo ensaio (reensaio 1), realizaram-se
novas provas de carga com as mesmas estacas, primeiramente com solo
umedecido por inundação superficial (reensaio 2) e, por último, em média uma
semana após o reensaio 2, realizaram-se ensaios na condição de solo não
saturado (reensaio 3). A divisão dos ensaios, a condição do solo em que foram
realizados e o intervalo de tempo entre eles encontram-se na Tabela 5.1.
Para facilitar o estudo, as estacas foram divididas em quatro
grupos distintos, conforme o processo executivo adotado (ACL e ACA) e o
comprimento (L = 3m e L = 6m). Essa classificação é apresentada na Tabela
5.2.
90
Tabela 5.1 – Identificação dos ensaios, condições de solo e intervalo de
tempo em que foram realizados.
Condição do solo
Intervalo de
tempo após
Designação
Ensaio
Reensaio
Não
o ensaio
Umedecido
Saturado
anterior
Ensaio
X
X
Reensaio 1
X
X
48 horas
Reensaio 2
X
X
Quatro
meses
Reensaio 3
X
X
Uma semana
Tabela 5.2 – Identificação das estacas apiloadas executadas no CEEG –
UEL.
Grupo de
estacas
ACL3
ACL6
ACA3
ACA6
Identificação das
estacas
ACL3 (1)
ACL3 (2)
ACL3 (3)
ACL6 (1)
ACL6 (2)
ACL6 (3)
ACA3 (1)
ACA3 (2)
ACA3 (3)
ACA6 (1)
ACA6 (2)
ACA6 (3)
Diâmetros (cm)
Comprimentos
(m)
Processo
Executivo
20
3,0
Lançamento
do concreto
20
6,0
Lançamento
do concreto
20
3,0
Apiloamento
do concreto
20
6,0
Apiloamento
do concreto
5.2 Estimativa da capacidade de carga das estacas apiloadas
Para a estimativa da capacidade de carga das estacas antes dos
ensaios, utilizou-se os métodos semi-empíricos de Décourt & Quaresma (1978)
e Aoki & Veloso (1975), com base nos resultados de NSPT-T do furo de
sondagem no 9, que se encontrava mais próximo ao local onde se executaram
91
as estacas. A planilha de sondagem SPT-T no 9 encontra-se apresentada na
Figura 2 do anexo A.
5.2.1 Estimativa da capacidade de carga das estacas apiloadas de 3m de
comprimento (ACL3 e ACA3) e de 6m de comprimento (ACL6 e ACA6).
O método de Décourt & Quaresma (1978), utilizando a sugestão
de Décourt (1996), determina a capacidade de carga (Pu) como sendo a soma
das parcelas de resistência de ponta (Rp) e do atrito lateral (Rl).
Pu = α ⋅ R p + β ⋅ Rl
(5.1)
O método de Décourt (1996) não dispõe de coeficientes de
ajuste de resistência de ponta (α) e de atrito lateral (β) específicos para estacas
apiloadas, sendo utilizados então, neste trabalho, os coeficientes indicados
para estacas de deslocamento, ou seja, α = β = 1,0.
A carga admissível foi determinada para duas situações: a)
segundo as recomendações da NBR 6122/96, que considera fator de
segurança global na ruptura (FSG) igual a 2,0 e b) segundo a sugestão de
Décourt (1982), aplicando-se os fatores de segurança para a parcela de ponta
igual a 4,0, e para a resistência lateral, igual a 1,3. O menor valor obtido das
duas situações foi considerado como o valor da carga admissível.
Os valores calculados para os dois comprimentos, L = 3m e
L = 6m, através do método de Décourt & Quaresma (1978), estão
apresentados na Tabela 5.3.
92
Para o método de Aoki & Veloso (1975), a capacidade de carga
de uma fundação é definida pela expressão 5.2 apresentada abaixo e descrita
no item 3 deste trabalho.
Pu =
K ⋅ NP
U n
⋅ AP +
⋅ ∑ (α ⋅ K ⋅ N l ⋅ Δl )
F1
F2 1
(5.2)
Os valores de K e α utilizados para a estimativa da capacidade
de carga foram K = 220kN/m2 e α = 4%, sugeridos pelos próprios autores do
método, para solos classificados como argila siltosa.
Os valores de F1 e F2 foram obtidos através de formulações
sugeridas pelos autores do método, se admitindo tratar de estacas prémoldadas de concreto de pequeno diâmetro, sendo assim:
F1 = 1+(D/0,8) = 1,25
(5.3)
F2 = 2 . F1 = 2,50.
(5.4)
e
Os valores calculados para os dois comprimentos, L = 3m e
L = 6m, através dos métodos de Décourt & Quaresma (1978) e Aoki & Veloso
(1975), estão apresentados na Tabela 5.3.
93
Tabela 5.3 – Valores estimados de capacidade de carga (Pu), resistência
lateral (Rl), resistência de ponta (Rp) e Carga admissível (Padm).
Valores estimados pelo método de Décourt & Quaresma (1978)
Estacas
Apiloadas
ACA e ACL
(L = 3 m)
ACA e ACL
(L = 6 m)
Pu (kN)
Rl (kN)
Rp (kN)
Padm (kN)
36,43
25,13
11,30
18,21
90,45
62,83
27,62
45,22
Valores estimados pelo método de Aoki & Veloso (1975)
Estacas
Apiloadas
ACA e ACL
(L = 3 m)
ACA e ACL
(L = 6 m)
Pu (kN)
Rl (kN)
Rp (kN)
Padm (kN)
39,81
17,69
22,12
19,90
111,69
50,87
60,82
55,84
5.2.23 Dimensionamento das estacas Strauss (estacas de reação)
Para o sistema de reação das provas de carga, optou-se por
estacas do tipo Strauss, com diâmetro D = 32cm e comprimento de 12m,
conforme dimensionamento apresentado a seguir.
Com base nos resultados das estimativas da capacidade de
carga das estacas apiloadas de 3m e 6m e, levando–se em conta,
principalmente, o fato de que as estacas estariam embutidas em solo laterítico
que, devido a sua alta rigidez, majora as capacidades de carga das fundações,
projetou-se um sistema reativo de 300kN, com duas estacas de capacidade de
carga à tração de 150kN cada.
Para projetar as estacas de reação, utilizou-se o método de
Décourt & Quaresma (1978), fixando que a capacidade de carga deveria ser de
150kN e o diâmetro da estaca de 32cm, encontrando assim o valor do
comprimento da estaca (L).
94
Segundo a NBR 6122/96, no caso de estacas submetidas ao
esforço de tração, a capacidade de carga da estaca é de 70% do valor
estimado do atrito lateral.
Desprezando a resistência de ponta do método de Décourt &
Quaresma
(1978),
respeitando
as
sugestões
de
Décourt
(1996),
e
considerando a recomendação da Norma, tem-se:
Pu-tração = 0,70 . β . Rl
(5.5)
Substituindo 5.2 e 5.3 em 5.6 e assumindo β = 0,80 (estacas
escavadas) obtém-se:
⎛N
⎞
Pu-tração = 0,70 . 0,80 . 10 . ⎜ l + 1⎟ . 2πR(L )
⎝ 3
⎠
(5.6)
Através de um processo de cálculo iterativo, variando o valor de L na
expressão 5.7, chegou-se ao comprimento L = 12m para que a capacidade de
carga da reação atingisse o valor mínimo fixado de 150kN, ou seja:
⎛6 ⎞
Pu-tração (L = 12 m) = 0.70 . 0,80 . 10 . ⎜ + 1⎟ . 2π . 0,16 . (12)
⎝3 ⎠
Pu-tração (L = 12 m) = 202,67 kN > 150 kN (OK!)
(5.7)
(5.8)
5.34 Locação das estacas
O local escolhido para a realização das provas de carga foi o
Campo Experimental de Engenharia Geotécnica “Prof. Saburo Morimoto”
95
(CEEG), localizado no campus da UEL, ao lado do Centro de Tecnologia e
Urbanismo (CTU).
As estacas foram locadas em forma de triângulo, conforme
apresentado na Figura 5.1, o que permite uma otimização do espaço e um
melhor aproveitamento das estacas de reação.
1
ACL3
ESTACAS DE REAÇÃO - ESTACAS STRAUSS
DIAMETRO D = 32 CM E COMPRIMENTO L = 12 M.
3
ESTACAS APILOADAS COM APILOAMENTO DO CONCRETO
DIAMETRO D = 20 CM E COMPRIMENTO L = 3 M.
2
3
1
ACA6
1
3
2
ESTACAS APILOADAS COM APILOAMENTO DO CONCRETO
DIAMETRO D = 20 CM E COMPRIMENTO L = 6 M.
ACA3
2
ESTACAS APILOADAS COM LANÇAMENTO DO CONCRETO
DIAMETRO D = 20 CM E COMPRIMENTO L = 3 M.
ESTACAS APILOADAS COM LANÇAMENTO DO CONCRETO
DIAMETRO D = 20 CM E COMPRIMENTO L = 6 M.
1
2
ACL6
3
Figura 5.1 – Disposição das estacas apiloadas e Strauss no CEEG
5.45 Execução das estacas
5.45.1 Estacas apiloadas de diâmetro 20cm, comprimento 3,0m e 6,0m
com lançamento do concreto (ACL3 e ACL6)
a) Materiais e equipamentos utilizados
Para a abertura do furo foi utilizado equipamento de escavação
de estacas Strauss com pilão (soquete) de 400kg e diâmetro nominal 20cm. O
concreto utilizado foi confeccionado in loco, com resistência média à
96
compressão (fcm) de 21,6MPa, e slump 17cm. A armadura de espera foi
composta por 3 (três) barras de aço CA-50 e bitola 8,0 mm.
b) Método de execução
A abertura do furo foi realizada através da queda livre do pilão
de 400kg, do equipamento de Strauss, avançando até a profundidade desejada
de 3,0m ou 6,0m. Acredita-se que esse método executivo provoca
deslocamentos laterais e verticais para baixo no solo, formando um anel de
solo compactado ao redor da estaca e melhorando a interação entre o solo e o
elemento
estrutural
(estaca).
Em
seguida,
jogou-se
uma
carriola
(aproximadamente 50 litros) de brita no 1, que sofreu apiloamento com o intuito
de formar um “pé de brita” e, conseqüentemente, de obter uma maior
resistência de ponta da estaca.
Após apiloamento da brita, lançou-se o concreto auto-adensável
pela altura de queda e peso próprio. A armadura de espera foi colocada
posteriormente à concretagem, sendo composta por três barras de aço Ø
8,0mm e 1,15m de comprimento cada, dispostas em forma triangular.
A Figura 5.2 mostra a abertura do furo das estacas apiloadas
com utilização do pilão.
97
Figura 5.2 – Abertura do furo das estacas apiloadas (ACL e ACA) com o
auxilio do pilão.
5.45.2 Estacas apiloadas de diâmetro 20cm, comprimento 3,0m e 6,0m
com apiloamento do concreto (ACA3 e ACA6)
a) Materiais e equipamentos utilizados
Na abertura do furo utilizou-se equipamento de estacas Strauss
com um pilão de 400kg e diâmetro nominal 20cm e outro de 18cm de diâmetro
nominal; o concreto utilizado foi feito in loco, de resistência média à
compressão (fcm) de 24,6MPa e slump zero. A armadura de espera também foi
composta por 3 (três) barras de aço CA-50 e bitola 8,0 mm.
98
b) Método de execução
A abertura do furo, assim como nas estacas com lançamento,
foi executada através da queda do pilão de 20cm de diâmetro. Após a abertura
do furo, iniciou-se a concretagem, que foi executada lançando sempre o
volume correspondente a 2 (duas) carriolas de concreto, com posterior
apiloamento do mesmo com o pilão de diâmetro 18cm, até o preenchimento
total da estaca, desde sua a base até ao longo de seu fuste. Acredita-se que o
processo de apiloamento do concreto tem como objetivo melhorar o
comportamento mecânico das estacas (maior capacidade de carga e rigidez),
através do alargamento da base e da formação de pequenos bulbos laterais ao
longo do fuste. A armadura de espera foi a mesma utilizada nas estacas com
lançamento do concreto, composta por três barras Ø 8,0mm e 1,15m de
comprimento cada, dispostas em triângulo.
Na Figura 5.3 abaixo, pode-se observar o método de
concretagem do fuste das ACAs.
99
Figura 5.3 – Concretagem das estacas apiloadas AÇAS.
5.45.3 Estacas Strauss de diâmetro 32cm, comprimento 12,0m (estacas de
reação)
a) Materiais e equipamentos utilizados
Para escavação das estacas, utilizou-se o equipamento de
execução de estacas Strauss com tubo de revestimento de diâmetro 32cm e
comprimento 3,0m, sonda (piteira), e pilão de 400kg. O concreto utilizado foi
confeccionado in loco, com resistência média à compressão (fcm) de 23,1MPa e
slump 12cm. A armadura da estaca foi composta por barras de aço CA-50 e
CA-60 de bitolas 8,0mm e 4,2mm, respectivamente, e por uma barra Dywidag
de bitola 32mm.
100
b) Método de Execução
O procedimento convencional de execução de estacas Strauss
consiste na abertura de um pré-furo com o pilão de 400kg. Através do pré-furo,
coloca-se o primeiro tubo metálico (revestimento), que possui a extremidade
inferior “dentada” para melhor cortar o terreno. A sonda é introduzida dentro do
tubo e, através de golpes e de movimentos para cima e para baixo, com o
auxilio de água, escava-se o furo. O material escavado, retido no interior da
sonda, é posteriormente retirado pelas janelas longitudinais da sonda.
Quando atingida a profundidade equivalente ao segmento do
tubo, manobra-se a piteira conjuntamente com o tubo, até que esse seja
totalmente introduzido no terreno. O procedimento é repetido até que se
alcance a profundidade desejada da estaca, ficando o furo totalmente revestido
por tubos metálicos.
Após a abertura, executa-se a limpeza do furo, retirando água e
solo em forma de lama através da sonda, e, em seguida, inicia-se a
concretagem. Lança-se uma camada de concreto no interior do tubo e, com o
soquete, apiloa-se o concreto, formando uma espécie de bulbo na base da
estaca. Após a concretagem da base, inicia-se a concretagem do fuste
lançando-se o concreto e apiloando-o em seguida. Á medida que se concreta o
fuste da estaca, vai se retirando o tubo de revestimento.
Em Londrina, por apresentar solo coesivo e com nível d’água
quase sempre abaixo da cota de apoio das estacas, habitualmente, os
executores de estaqueamento introduzem o revestimento apenas nos primeiros
metros, sendo o restante do furo aberto com a piteira e sem revestimento.
101
Na execução das estacas de reação do tipo Strauss, foi utilizada
a técnica executiva local, revestindo-se apenas os 3 (três) primeiros metros do
furo com o tubo metálico de diâmetro 32cm.
A partir dessa profundidade, utilizou-se a sonda (piteira) para
escavar o furo e avançar até os 12m desejados.
A armadura da estaca foi composta por 3 (três) barras de Ø
8,0mm com estribos de Ø 4,2mm em sua extremidade superior. Essas 3 (três)
barras foram soldadas a uma barra Dywidag de Ø 32mm e 1,15m de
comprimento, para que a extremidade da barra Dywidag ficasse 15cm acima
do terreno.
Posteriormente à colocação da armadura da estaca, iniciou-se a
concretagem. Por se utilizarem estacas armadas não foi possível a
concretagem convencional para estacas Strauss, que utiliza concreto com
baixo
fator
água/cimento
para
que
possa
ser
apiloado;
utilizou-se,
então,concreto auto-adensável para preenchimento da estaca. A Figura 5.4
apresenta a colocação da armadura e a concretagem das estacas de reação.
102
a)
b)
Figura 5.4 – Colocação das armaduras (a) e concretagem das estacas de
reação (b).
5.45.4 Blocos de coroamento
a) Materiais e equipamentos utilizados
Para os blocos de coroamento, foram utilizadas barras de aço
CA-50 de bitola 6,3mm, concreto de resistência média à compressão (fcm) de
14,6MPa e slump 8,5cm e fôrma de madeira compensada.
a) Método de execução
Os blocos de coroamento são necessários para transmitir os
esforços de compressão aplicados durante a realização das provas de carga
ao elemento estrutural de fundação (estaca), além de servirem como apoio das
hastes dos extensômetros.
103
Os blocos foram executados sobre as cabeças das estacas
apiloadas, sendo executadas fôrmas de madeira compensada nas dimensões
de 30 x 30cm, dispostas em forma de caixa. A armadura dos blocos foi feita em
barras de aço Φ 6,3mm dobradas e amarradas em forma de “gaiola”, com 4
(quatro) estribos horizontais e 8 (oito) estribos verticais distribuídos nas duas
direções. O espaçamento entre os estribos foi de 10cm.
As
fôrmas
foram
preenchidas
por
concreto
adensado
manualmente, de modo que os blocos ficassem com dimensões de 30 x 30 x
30cm3 com cobrimento da armadura de 1,5cm e embutimento da estaca de
10cm.
5.45.5 Cavas de infiltração
Ao redor dos blocos de coroamento foram abertas cavas no
solo, de modo que todo o bloco e cerca de 10cm da estaca ficassem livres
durante a realização dos ensaios. Essas cavas tinham como objetivo permitir o
acúmulo e infiltração de água no solo para a realização dos ensaios com
inundação superficial.
5.56 Execução das Provas de Carga
Segundo o NBR 12131/91: “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 compressão, ou transversais”.
104
Neste trabalho, foram executadas provas de carga estática por
esforço axial de compressão.
5.65.1 Materiais e Equipamentos Utilizados
Para a execução das provas de carga foram utilizados os
seguintes materiais e equipamentos:
Macaco e bomba hidráulica: para aplicar o carregamento foi
utilizada uma bomba hidráulica que transferia a carga aplicada manualmente
da bomba para o macaco, empurrando o êmbolo contra a célula de carga e
aplicando o esforço sobre a estaca;
Célula de carga de 200 e de 500kN de capacidade de carga:
para transmitir o valor do carregamento aplicado pelo macaco para o indutor de
deformações;
Indutor de deformações: o indutor de deformações fez a
leitura das deformações acorridas da célula de carga, que são correlacionadas
com o esforço aplicado, através da calibração da célula.
Placa de metal de 300 x 300 x 6,0mm: utilizada para um
melhor nivelamento do bloco, permitindo uma transferência uniforme da carga
aplicada pelo macaco para a fundação;
105
Extensômetros mecânicos com resolução de 0,01mm: para
medir os recalques sofridos pelas estacas. Nas reações foram utilizados dois
extensômetros de cursor 10mm cada, um em cada estaca de reação, e na
estaca ensaiada foram utilizados quatro extensômetros, sendo dois de cursor
30mm e dois de cursor 50mm;
Placas de vidro: para apoio da haste do extensômetro na
superfície do bloco da estaca a ser ensaiada, com a finalidade de evitar erros
de leitura devido à rugosidade do concreto. Foram utilizadas quatro placas de
vidro coladas na face superior dos blocos.
Bases magnéticas e vigas de referência: para que os
extensômetros ficassem independentes do sistema de aplicação de cargas,
eles foram fixados através de barras magnéticas às vigas de referência (vigas
em perfil U), que ficavam dispostas próximas ao bloco. Estas, por sua vez, se
apoiavam sobre outras vigas de referência, fixadas sobre piquetes de madeira;
Viga metálica com capacidade de 500kN: para a transmissão
da carga do macaco hidráulico para a fundação, foi necessária uma viga
metálica de perfil I que era atirantada nas estacas de reação;
Estacas de reação: as estacas de reação impediam que a
viga metálica levantasse, sendo o carregamento do macaco hidráulico
transmitido para a estaca ensaiada;
106
Barras Dywidag: os tirantes Dywidag possuíam 1,5m de
comprimento e prendiam as estacas de reação à viga metálica, através de
luvas metálicas;
Nível e trena: para a execução do ensaio é fundamental que o
sistema esteja bem nivelado e locado na posição correta, pois pequenas
excentricidades podem causar torção na viga metálica. Para que isso não
ocorresse, foram utilizados trena e nível para nivelar e locar os equipamentos;
Caminhão Münck: não era possível transportar manualmente
a viga metálica, devido a seu peso elevado, sendo utilizado um caminhão
Münck para colocação da viga sobre as fogueiras;
Apoio para viga metálica: para o apoio da viga metálica foi
montada uma estrutura com vigas e caibros de madeira, alocados
transversalmente umas sobre as outras, em forma de “fogueira”;
Luvas de aço: fixavam os tirantes à viga metálica e às estacas
de reação;
5.65.2 Montagem dos equipamentos
a) Montagem das fogueiras e da viga de reação
Antes do início dos ensaios, foi necessária a montagem do
sistema. Iniciou-se com a limpeza do terreno em volta da estaca, cavando-se
107
cerca de 10cm do solo subjacente à face inferior do bloco, evitando assim que
o mesmo interferisse na capacidade de carga da estaca. A seguir, montavamse as “fogueiras” (vigas de madeira colocadas ortogonalmente umas sobre as
outras).
Na montagem, existia uma preocupação constante com o nível
entre as duas fogueiras e também com o nível nas duas direções de uma
mesma fogueira, para que a viga de reação não sofresse nenhum desnível, o
que poderia causar torção na mesma durante o ensaio. Também havia a
preocupação com a altura das “fogueiras”, que deveria garantir que a distância
da viga de reação, assentada sobre elas, e o bloco da estaca permitisse a
instalação do macaco e da célula de carga.
A viga metálica utilizada como viga de reação era de 4 metros
e possuía orifícios nas suas extremidades para a instalação das barras
Dywidag. Essas barras prenderiam a viga às estacas de reação. Porém, a
distância entre eixos das estacas de reação era de 3m, sendo necessária a
utilização de um sistema de atirantamento composto por duas vigas de aço
posicionadas transversalmente na viga de reação, uma sobre a viga de reação
e a outra abaixo desta, presa na estaca de reação.
A
viga
superior
possuía
dois
orifícios,
um
em
cada
extremidade, enquanto a viga inferior, além dos dois orifícios da extremidade,
possuía um em seu eixo central, que era cortado por uma barra Dywidag fixada
à viga por duas luvas, uma em cada extremidade da barra.
Após da montagem das “fogueiras”, instalou-se a viga de baixo
do sistema de atirantamento, presa à estaca de reação através da luva
metálica.
108
Dando seqüência à montagem do sistema, com o auxílio do
caminhão Munk, assentava-se a viga de reação sobre as fogueiras, de modo
que uma das extremidades da viga coincidia com a estaca de reação, estaca a
qual não se instalou a viga inferior do sistema de atirantamento. Tomou-se o
cuidado de garantir o perfeito alinhamento entre a viga, as estacas de reação e
o bloco de coroamento da estaca a ser ensaiada. Esse alinhamento deve ser
muito bem executado para que não haja esforços de torção na viga durante a
realização dos ensaios.
Em seguida, se transpassou o tirante Dywidag de 1,5m de
comprimento pelo orifício da extremidade da viga, fixando-o por luvas metálicas
em sua extremidade inferior à barra da estaca de reação e em sua extremidade
superior à viga de reação.
O passo seguinte foi o assentamento da segunda viga do
sistema de atirantamento sobre a viga de reação (transversalmente à mesma e
coincidente à viga de atirantamento inferior), sendo esta presa à viga de baixo
através de tirantes e luvas de aço.
As Figuras 5.5 e 5.6 mostram uma vista geral da montagem
das provas de carga e dos sistemas de reação, respectivamente.
109
Figura 5.5 – Vista geral da montagem das provas de carga.
a)
b)
Figura 5.6 – (a) Montagem da reação 1 e (b) montagem da reação 2.
110
b) Instalação do macaco e da célula de carga
A instalação do macaco se iniciou colocando, primeiramente,
um pouco de areia sobre o bloco de coroamento da estaca a ser ensaiada,
assentando-se a placa de aço de 300 x 300 x 6,0mm sobre a areia e nivelandoa em seguida.
Sobre a placa de metal instalava-se o macaco, com o êmbolo
abaixado, centrando-o com a placa. Em seguida, ajustava-se a célula de carga
sobre o macaco e a conectava por meio de cabos ao indutor de deformações,
posicionado próximo à bomba hidráulica.
Finalmente, nivelava-se a célula de carga e completava-se o
espaço entre o sistema e a viga com discos de aço.
O detalhe da montagem do macaco e da célula de carga está
exposto na Figura 5.7
Figura 5.7 – Detalhe da montagem do macaco e da célula de carga.
111
c) Instalação das vigas de referência e os extensômetros
As vigas de referência são de extrema importância para a
instalação dos extensômetros em sistema independente ao de aplicação das
cargas.
Segundo recomendações da NBR 12.131/91, as vigas de
referência devem ser apoiadas em piquetes de madeira, fixados a uma
distância mínima de 1,5m das estacas de reação.
Seguindo as recomendações da norma, foram cravados, com o
auxílio de uma marreta, piquetes de madeira no solo. Sobre os piquetes
instalaram-se duas vigas metálicas de perfil U e de 4,0m de comprimento, uma
de cada lado da viga de reação. Essas vigas se colocavam paralelas à viga de
reação e eram devidamente niveladas. Sobre estas, transversalmente,
assentavam-se outras quatro vigas de referência de perfil U e de 3m de
comprimento, niveladas em seguida. Dessas quatro vigas, duas ficavam
próximas ao bloco de coroamento e as outras duas ficavam cada uma próxima
à estaca de reação.
Sobre os blocos de coroamento colocaram-se quatro placas de
vidro de dimensões 5 x 5cm, um em cada vértice, e sobre as estacas de reação
colocaram-se anéis de aço, para evitar distorções nas leituras dos
extensômetros, devido à rugosidade do concreto.
Nas vigas de referência instalaram-se as bases magnéticas e
nestas fixaram-se os extensômetros, que, por sua vez, tinham as hastes
112
apoiadas sobre as placas de vidro do bloco ou sobre os anéis de aço das
estacas de reação.
Os extensômetros que mediam o recalque da estaca ensaiada
eram dois de cursor de 30mm e dois de 50mm. Eles foram instalados sobre as
placas de vidro no bloco e ficavam com as hastes totalmente comprimidas.
Durante o ensaio, com o recalque da estaca, as hastes dos extensômetros
registravam as medidas de recalque (de 50mm ou 30mm até 0mm)
Para
monitorar
as
estacas
de
reação,
utilizaram-se
extensômetros de cursor de 10mm que tinham as hastes praticamente soltas,
apoiadas sobre os anéis de aço. Esses extensômetros marcavam leituras de
recalque de 0mm a 10mm e tinham a função de monitorar o comportamento
das estacas de reação.
A Figura 5.8 ilustra um corte esquemático da montagem das
provas de carga.
Figura 5.8 – Esquema das provas de carga.
113
5.56.3 Execução do ensaio
Usualmente,
para
realização
de
provas
de
carga
em
fundações, considera-se um dos três métodos de ensaio, o ensaio lento, o
rápido e o misto.
O presente trabalho seguiu as recomendações propostas por
Alonso (1997) para ensaios do tipo misto, que compreende uma junção do
ensaio lento e do rápido. O ensaio misto consiste na aplicação de carga no
sistema, com incrementos de 20% da capacidade de carga estimada para a
estaca, até o valor da carga admissível previsto para ela, aguardando a
estabilização dos recalques. Após a carga admissível, os incrementos de carga
passam a ser de 10% da capacidade de carga estimada e não há verificação
da estabilização dos recalques.
A prova de carga inicia-se com o ensaio lento até atingir a
carga admissível estimada por métodos consagrados de estimativa de
capacidade de carga. Após isso, utiliza-se a metodologia de ensaio rápido, até
a ruptura da fundação. A seguir, descrevem-se os tipos de ensaios segundo
NBR 12.131/91.
Estágio lento: nesta fase, os carregamentos foram aplicados
em estágios iguais e sucessivos e o incremento de carga não foi superior a
20% da carga admissível estimada. Cada estágio de carregamento foi mantido
até a estabilização dos deslocamentos. As leituras dos deslocamentos, em
114
cada estágio do carregamento, foram feitas nos tempos 0; 0,5; 1; 2; 4; 8; 15 e
30 minutos.
Caso não houvesse deslocamentos maiores que 5% entre as
leituras de 15 e 30 minutos, aplicava-se um novo carregamento com o devido
incremento de carga; caso contrário, era necessário que fossem aguardados
mais 30 minutos para a próxima leitura. Quando houvesse estabilização dos
recalques, iniciava-se o próximo carregamento e assim, sucessivamente, até
completar o carregamento referente ao valor de carga admissível.
Estágio rápido: após o termino do estágio lento, iniciou-se o
estágio rápido, que consistiu na aplicação de incrementos de 10% da
capacidade de carga da estaca, com leituras nos tempos 0; 1; 2 e 5 minutos,
não sendo necessária a estabilização dos deslocamentos. Aplicava-se, logo em
seguida, o próximo carregamento e assim, sucessivamente, até que fossem
atingidos a carga de ruptura da estaca ou o limite de leitura dos extensômetros.
Descarregamento: foi feito, retirando-se o carregamento do
último estágio rápido em duas etapas: 50% da carga final do ensaio rápido,
com as leituras logo após o descarregamento e nos tempos 0; 1; 2 e 5 minutos.
Em seguida, retirava-se toda a carga e repetiam-se as leituras nos tempos de
0;1;2 e 5 minutos.
115
5.76 Determinação do teor de umidade e estimativa da sucção matricial
Após cada ensaio, próximo à estaca ensaiada, executou-se
sondagem a trado para se obterem amostras de solo com o objetivo de
determinar o teor de umidade que se encontra o solo durante a realização da
prova de carga. A sondagem foi feita com trado de 10cm de diâmetro e as
amostras coletadas de meio em meio metro até a profundidade de, no mínimo,
o comprimento da estaca. As amostras foram levadas ao laboratório, onde se
determinou o teor de umidade de cada uma delas. Extraiu-se a média dos
teores de umidade das amostras de cada furo de sondagem e atribuiu-se como
sendo o teor de umidade do solo durante a realização da prova de carga da
estaca ensaiada no dia da coleta das amostras de solo.
Através da curva característica de sucção do CEEG,
apresentada na Figura 4.5, e dos valores de teor de umidade de campo, foi
possível a determinação da sucção matricial do solo para cada ensaio de prova
de carga.
5.78 Determinação da redução da capacidade de carga com a diminuição
da sucção matricial e da recuperação da capacidade de carga com o
aumento da sucção matricial
Conhecendo o valor do teor de umidade do solo para cada
ensaio, ficou fácil estabelecer uma correlação entre o resultado das provas de
carga e a sucção matricial do solo a que a estaca estava submetida no
momento do ensaio.
116
Todas as estacas foram ensaiadas, no mínimo, duas vezes,
sendo a primeira com solo na condição não saturado (ensaio) e a segunda
para o solo umedecido por inundação superficial de 48 horas (reensaio 1). Os
resultados de capacidade das provas de carga foram relacionados com o nível
da sucção matricial do solo no momento do ensaio, sendo possível a
elaboração de gráficos de capacidade de carga versus sucção matricial para
cada estaca nas duas condições do solo.
A redução da capacidade de carga das estacas foi calculada
através da relação entre a carga de colapso (Pc) da estaca para o solo
umedecido (reensaio 1) e a capacidade de carga (Pu) para o solo não saturado
(ensaio), ou seja:
%redução =
Pc
⋅ 100 (%)
Pu
(5.10)
Algumas estacas foram reensaiadas outras duas vezes, a
primeira na condição de solo umedecido (reensaio 2) e a segunda para solo
não saturado (reensaio 3). Para essas estacas o procedimento de cálculo do
aumento da capacidade de carga com a elevação da sucção foi semelhante ao
utilizado no cálculo das reduções, porém a relação agora foi inversa à utilizada
anteriormente, ou seja, o aumento da capacidade de carga se dá através da
relação entre a capacidade de carga (Pu) para o solo não saturado (reensaio 3)
e a carga de colapso da estaca (Pc) para o solo umedecido (reensaio 2), então:
%aumento =
Pu
⋅ 100 (%)
Pc
(5.11)
117
5.98 Determinação das tensões no solo após os ensaios
Após a realização das provas de carga de todas as estacas
apiloadas, executaram-se poços de inspeção ao lado de algumas delas, com a
finalidade de obter informações sobre o solo ao longo da profundidade do fuste
e para verificar a integridade do elemento estrutural de fundação. A Figura 5.9
apresenta a locação dos poços em relação às estacas.
1
ACL3
2
PÇ 1
ESTACAS APILOADAS COM APILOAMENTO DO CONCRETO
DIAMETRO D = 20 CM E COMPRIMENTO L = 3 M.
3
PÇ 2
1
ESTACAS DE REAÇÃO - ESTACAS STRAUSS
DIAMETRO D = 32 CM E COMPRIMENTO L = 12 M.
3
1
3
ACA6
2
ACA3
PÇ 3
2
ESTACAS APILOADAS COM APILOAMENTO DO CONCRETO
DIAMETRO D = 20 CM E COMPRIMENTO L = 6 M.
ESTACAS APILOADAS COM LANÇAMENTO DO CONCRETO
DIAMETRO D = 20 CM E COMPRIMENTO L = 3 M.
ESTACAS APILOADAS COM LANÇAMENTO DO CONCRETO
DIAMETRO D = 20 CM E COMPRIMENTO L = 6 M.
1
PÇ 4
2
ACL6
3
POÇOS DE INSPEÇÃO
DIAMETRO D = 80 CM
Figura 5.9 – Locação dos poços de inspeção.
Para se obterem dados da tensão do solo, após as provas de
carga, realizaram-se ensaios através de um penetrômetro de bolso, cód.
3.537.002 da Solotest, ao longo da profundidade do poço. As leituras foram
feitas no solo ao lado da estaca (solo influenciado pela execução da estaca) e
ao lado oposto da estaca (solo natural, sem a influência da estaca). Para as
estacas de comprimento 3m, as leituras foram feitas nas profundidades 1,0m,
118
2,0m, 3,0m e fundo do poço, enquanto nas estacas de comprimento 6m, as
leituras foram nas profundidades 1,5m, 3,0m, 4,5m, 6,0m e fundo do poço.
Após a leitura das tensões no solo, com o auxílio de um
caminhão Munk, retiraram-se as estacas para que fosse possível obter o
diâmetro das mesmas. As estacas extraídas foram: ACA3-3, ACA6-3, ACL3-3 e
ACL6-1. Estas estacas foram escolhidas devido ao fato de que, nas provas de
carga, apresentaram comportamento distinto das demais do mesmo grupo de
estacas. A Figura 5.10 mostra um dos poços de inspeção aberto ao lado das
estacas.
Figura 5.10 – Abertura de poço de inspeção tangenciando a estaca
apiloada ACL6(1).
119
6. APRESENTAÇÃO E ANÁLISE DOS RESULTADOS
6.1 Curvas carga versus recalque
As
estacas
ensaiadas
foram
divididas
em
grupos
e
classificadas de acordo com o processo de concretagem e com a condição de
umidade do solo sob a qual se executou o ensaio de campo. A divisão das
estacas está sintetizada na Tabela 5.1.
Das provas de carga executadas com os diversos grupos de
estacas, extraíram-se as curvas carga versus recalque das estacas apiloadas
para as duas condições de umidade de campo: a) solo não saturado e b) solo
umedecido por inundação superficial.
Os resultados dos ensaios foram analisados por métodos
consagrados da literatura, com intuito de se determinar indicativos do
comportamento das estacas, sendo eles: capacidade de carga (Pu) para a
condição de solo não saturado, capacidade de carga de colapso (Pc) para a
condição de solo inundado, além da determinação das parcelas de resistências
de ponta (Rp) e lateral (Rl) das estacas para as duas condições de solo.
As estacas foram primeiramente ensaiadas na condição de
solo não saturado, sendo que as curvas carga versus recalque e os resultados
das provas de carga foram analisados por Campos (2005), e encontram-se
apresentados no item 4.2.1.2.2 deste trabalho.
Após as provas de carga realizadas com o solo não saturado,
as estacas foram reensaiadas para a condição de solo umedecido. As Figuras
120
6.1 e 6.2 apresentam as curvas carga versus recalques das estacas apiloadas
com lançamento do concreto e comprimentos L = 3m (ACL3) e L = 6m (ACL6),
respectivamente, para o reensaio na condição de solo umedecido por
CARGA (kN)
0,00
0,00
10,00
20,00
30,00
40,00
50,00
60,00
70,00
80,00
90,00
10,00
RECALQUE (mm)
20,00
30,00
40,00
50,00
60,00
ACL3(1)Reensaio(1)-CI
ACL3(2)Reensaio(1)-CI
ACL3(3)Reensaio(1)-CI
inundação superficial (Reensaio 1).
Figura 6.1 – Curvas carga versus recalque das estacas apiloadas com
lançamento do concreto, de comprimento L = 3m, na condição de solo
umedecido por inundação superficial.
121
CARGA (kN)
0,00
0,00
20,00
40,00
60,00
80,00
100,00
120,00
140,00
160,00
180,00
200,00
10,00
RECALQUE (mm)
20,00
30,00
40,00
50,00
60,00
ACL6(1)Reensaio(1)-CI
ACL6(3)Reensaio(1)-CI
Figura 6.2 – Curvas carga versus recalque das estacas apiloadas com
lançamento do concreto, de comprimento L = 6m, na condição de solo
umedecido por inundação superficial.
Nota-se na Figura 6.1 que as estacas tiveram comportamentos
muito semelhantes, diferindo entre elas pela carga de ruptura. Na Figura 6.2, o
comportamento das curvas foi semelhante até a carga de ruptura, donde então
passam a apresentar comportamentos distintos. A estaca ACL6(2) não pôde
ser reensaiada na condição de solo inundado, por uma das estacas de seu
sistema de reações ter apresentado problemas.
Por fim, as curvas carga versus recalque das estacas com
apiloamento do concreto e comprimento L = 3m (ACA3) e L = 6m (ACA6) para
a condição de solo umedecido por inundação superficial encontram-se nas
Figuras 6.3 e 6.4, respectivamente.
122
CARGA (kN)
0,00
0,00
20,00
40,00
60,00
80,00
100,00
120,00
10,00
RECALQUE (mm)
20,00
30,00
40,00
50,00
60,00
ACA3(1)Reensaio(1)-CI
ACA3(2)Reensaio(1)-CI
ACA3(3)Reensaio(1)-CI
Figura 6.3 – Curvas carga versus recalque das estacas apiloadas com
apiloamento do concreto, de comprimento L = 3m, na condição de solo
umedecido por inundação superficial.
CARGA (kN)
0,00
0,00
20,00
40,00
60,00
80,00
100,00
120,00
140,00
160,00
180,00
10,00
RECALQUE (mm)
20,00
30,00
40,00
50,00
60,00
ACA6(1)Reensaio(1)-CI
ACA6(2)Reensaio(1)-CI
ACA6(3)Reensaio(1)-CI
Figura 6.4 – Curvas carga versus recalque das estacas apiloadas com
apiloamento do concreto, de comprimento L = 6m, na condição de solo
umedecido por inundação superficial.
123
Observa-se na Figura 6.3 e 6.4 que o comportamento das
estacas em solo umedecido é semelhante, porém a carga de ruptura das
estacas difere consideravelmente.
6.2 Capacidade de carga, carga de colapso, resistência de ponta e
resistência lateral
Na determinação da capacidade de carga (Pu) das estacas
apiloadas, com base nos resultados das provas de carga, adotou-se o método
de regressão linear através do gráfico de rigidez de Décourt (2002) e o critério
de Van der Veen (1953).
Na proposição do primeiro método, Décourt (2002) sugere a
minoração do resultado encontrado pelo gráfico de rigidez, considerando 90%
desse valor, pois, provavelmente, o método de rigidez superestime o valor da
capacidade de carga. Neste trabalho respeitou-se a sugestão do autor.
Por fim, a capacidade de carga de cada estaca foi definida pela
média aritmética entre os dois valores, ou seja, o valor do critério de Van der
Veen e 90% do valor retirado da regressão linear do Gráfico de Rigidez.
Já para a condição de solo umedecido, as estacas que tiveram
as curvas com descontinuidade, típicas de estacas que apresentam ruptura por
colapso, as cargas de colapso (Pc) foram definidas como as que provocam o
colapso ou iniciaram a manifestação do mesmo (CINTRA, 1998). Para as
estacas que não apresentaram a descontinuidade das curvas, considerou-se
apenas a proposição do critério de Van der Veen, pois, em pesquisas
124
anteriores, não foi possível a utilização do gráfico de rigidez para estimativa da
carga de colapso para solos inundados.
Nas Figuras 6.5 a 6.8, apresentam-se os gráficos de rigidez de
algumas estacas apiloadas para a condição de solo não saturado obtidos por
Campos (2005).
200,00
180,00
160,00
RIGIDEZ (kN/mm)
140,00
120,00
100,00
80,00
60,00
40,00
Rig = -0,3652 P + 53,425
2
R = 0,9827
20,00
0,00
0,00
20,00
40,00
60,00
80,00
100,00
120,00
140,00
CARGA (kN)
ACL3(1)-NSAT
Regressão
Linear (Regressão)
Figura 6.5 – Gráfico de rigidez da estaca ACL3(1) – Campos, 2005.
160,00
125
200,00
180,00
160,00
RIGIDEZ (kN/mm)
140,00
120,00
100,00
80,00
60,00
40,00
Rig = -0,2221 P + 85,901
2
R = 0,9957
20,00
0,00
50,00
100,00
150,00
200,00
250,00
300,00
350,00
400,00
450,00
500,00
550,00
180,00
200,00
CARGA (kN)
ACL6(2)-NSAT
Regressão
Linear (Regressão)
Figura 6.6 – Gráfico de rigidez da estaca ACL6(2) – Campos, 2005.
200,00
180,00
160,00
RIGIDEZ (kN/mm)
140,00
120,00
100,00
80,00
60,00
40,00
Rig = -0,6449 P + 71,882
2
R = 0,9916
20,00
0,00
0,00
20,00
40,00
60,00
80,00
100,00
120,00
140,00
160,00
CARGA (kN)
ACA3(1)NSAT
Regressão
Linear (Regressão)
Figura 6.7 – Gráfico de rigidez da estaca ACA3(1) – Campos, 2005.
126
200,00
180,00
160,00
RIGIDEZ (kN/mm)
140,00
120,00
100,00
80,00
60,00
40,00
Rig = -0,5481 P + 151,08
2
R = 0,899
20,00
0,00
0,00
50,00
100,00
150,00
200,00
250,00
300,00
CARGA (kN)
ACA 6(2)-NSAT
Regressão
Linear (Regressão)
Figura 6.8 – Gráfico de rigidez da estaca ACA6(2) – Campos, 2005.
Na determinação da resistência ao atrito lateral das estacas, o
método utilizado foi o MBM, seguindo as recomendações de Décourt (2002).
Então o valor dessa resistência seria Rl = 1,1 Rl (MBM) e, conseqüentemente,
a resistência de ponta se daria por Rp = Pu,médio – Rl.
As Figuras 6.9 a 6.12 indicam a aplicação do método MBM
para as estacas apiloadas nos comprimentos 3m e 6m, para a condição de solo
não saturado, apresentadas por Campos (2005).
127
CARGA (kN)
0,00
0,00
20,00
40,00
60,00
80,00
100,00
120,00
140,00
160,00
r = 0,1593P - 9,304
r = 0,2617P - 12,247
10,00
r = 0,2125P - 10,21
RECALQUE (mm)
20,00
30,00
40,00
50,00
60,00
ACL3(1)-NSAT
ACL3(2)-NSAT
ACL3(3)-NSAT
Figura 6.9 – Gráfico MBM das estacas apiloadas com lançamento do
concreto e comprimento L = 3m (ACL3) na condição de solo não saturado
– Campos, 2005.
CARGA (kN)
0,00
0,00
50,00
100,00
150,00
200,00
250,00
300,00
350,00
400,00
r = 0,0785P - 21,434
10,00
r = 0,0724P - 5,7564
r = 0,0611P - 7,1322
RECALQUE (mm)
20,00
30,00
40,00
50,00
60,00
ACL6(1)-NSAT
ACL6(2)-NSAT
ACL6(3)-NSAT
Figura 6.10 – Gráfico MBM das estacas apiloadas com lançamento do
concreto e comprimento L = 6m (ACL6) na condição de solo não saturado
– Campos, 2005.
128
CARGA (kN)
0,00
0,00
20,00
40,00
60,00
80,00
100,00
120,00
140,00
160,00
180,00
r = 0,35P - 41,59
r = 0,3747P - 26,093
r = 0,1667P - 14,777
10,00
RECALQUE (mm)
20,00
30,00
40,00
50,00
60,00
ACA3(1)-NSAT
ACA3(2)-NSAT
ACA3(3)-NSAT
Figura 6.11 – Gráfico MBM das estacas apiloadas com apiloamento do
concreto e comprimento L = 3m (ACA3) na condição de solo não saturado
– Campos, 2005.
CARGA (kN)
0,00
0,00
50,00
100,00
r = 5,4278P - 585,74
150,00
r = 0,2433P - 39,78
200,00
250,00
300,00
r = 0,097P - 14,32
10,00
RECALQUE (mm)
20,00
30,00
40,00
50,00
60,00
ACA6(1)-NSAT
ACA6(2)-NSAT
ACA6(3)-NSAT
Figura 6.12 – Gráfico MBM das estacas apiloadas com apiloamento do
concreto e comprimento L = 6m (ACA6) na condição de solo não saturado
– Campos, 2005.
129
Já nas Figuras 6.13 a 6.16, apresentam-se curvas do método
MBM aplicados às estacas apiloadas para a condição de solo umedecido.
CARGA (kN)
0,00
0,00
10,00
20,00
30,00
40,00
50,00
60,00
70,00
80,00
90,00
r = 11,936P - 904,76
r = 6,0459P - 192,06
10,00
r = 12,358P - 789,49
RECALQUE (mm)
20,00
30,00
40,00
50,00
60,00
ACL3(1)Reensaio(1)-CI
ACL3(2)Reensaio(1)-CI
ACL3(3)Reensaio(1)-CI
Figura 6.13 – Gráfico MBM das estacas apiloadas com lançamento do
concreto e comprimento L = 6m (ACL6) na condição de solo umedecido.
CARGA (kN)
0,00
0,00
20,00
40,00
60,00
80,00
100,00
120,00
140,00
160,00
180,00
200,00
r = 0,529P - 80,16
r = 5,2895P - 759,71
10,00
RECALQUE (mm)
20,00
30,00
40,00
50,00
60,00
ACL6(1)Reensaio(1)-CI
ACL6(3)Reensaio(1)-CI
Figura 6.14 – Gráfico MBM das estacas apiloadas com lançamento do
concreto e comprimento L = 6m (ACL6) na condição de solo umedecido.
130
CARGA (kN)
0,00
0,00
20,00
40,00
60,00
80,00
100,00
120,00
r = 9,2353P - 810,99
r = 4,9865P - 99,11
r = 11,919P - 806,9
10,00
RECALQUE (mm)
20,00
30,00
40,00
50,00
60,00
ACA3(1)Reensaio(1)-CI
ACA3(2)Reensaio(1)-CI
ACA3(3)Reensaio(1)-CI
Figura 6.15 – Gráfico MBM das estacas apiloadas com apiloamento do
concreto e comprimento L = 3m (ACA3) na condição de solo umedecido.
CARGA (kN)
0,00
0,00
20,00
40,00
60,00
80,00
100,00
120,00
140,00
160,00
180,00
r = 2,7323P - 146,48
10,00
r = 2,5735P - 91,825
r = 5,3269P - 860,5
RECALQUE (mm)
20,00
30,00
40,00
50,00
60,00
ACA6(1)Reensaio(1)-CI
ACA6(2)Reensaio(1)-CI
ACA6(3)Reensaio(1)-CI
Figura 6.16 – Gráfico MBM das estacas apiloadas com apiloamento do
concreto e comprimento L = 6m (ACA6) na condição de solo umedecido.
131
Finalmente, os resultados de capacidade de carga (Pu), carga
de colapso (Pc), resistência ao atrito lateral (Rl) e resistência de ponta (Rp),
obtidos através dos métodos já citados, e com base nos resultados das provas
de carga realizadas no CEEG, foram dispostos em forma de tabelas. Os
resultados das estacas apiloadas para solo não saturado foram apresentados
por Campos (2005) e encontram-se no item 4.2.1.2.2 deste trabalho. As
Tabelas 6.1 e 6.2 apresentam os resultados dos reensaios 1 (R-1) das estacas
apiloadas com lançamento do concreto e com apiloamento do concreto,
respectivamente, para a condição de solo umedecido por inundação superficial.
Tabela 6.1 – Carga de colapso (Pc), Resistências lateral (Rl) e de ponta (Rp)
das estacas apiloadas com lançamento do concreto de comprimento 3m
(ACL3) e Comprimento 6m (ACL6) para solo umedecido.
Carga de colapso (Pc), Resistência lateral (Rl) e Resistência de
ponta (Rp)
Estacas
Pc,média
Rl
Rl / Pc,média
Rp
Rp / Pc,média
kN
kN
%
kN
%
ACL3 (1) – R1
80
76
94,6
4
5,4
ACL3 (2) – R1
68
64
93,8
4
6,2
ACL3 (3) – R1
40
32
79,2
8
20,8
Média
63
57
89,2
6
10,8
ACL6 (1) – R1
190
152
79,7
39
20,3
ACL6 (3) – R1
153
144
93,8
9
6,2
Média
172
148
86,8
24
13,2
132
Tabela 6.2 – Carga de colapso (Pc), Resistência lateral (Rl) e de ponta (Rp)
das estacas apiloadas com apiloamento do concreto de comprimento 3m
(ACA3) e comprimento 6m (ACA6) para solo umedecido.
Carga de colapso (Pc), Resistência lateral (Rl) e Resistência de
ponta (Rp)
Estacas
Pc,média
Rl
Rl / Pc,média
Rp
Rp / Pc,média
kN
kN
%
kN
%
ACA3 (1) – R1
96
88
91,4
8
8,6
ACA3 (2) – R1
72
68
93,9
4
6,1
ACA3 (3) – R1
30
20
66,1
10
34
Média
66
58
83,8
8
16,2
ACA6 (1) – R1
171
162
94,4
10
5,6
ACA6 (2) – R1
72
54
74,4
18
25,6
ACA6 (3) – R1
54
36
66,0
18
34,1
Média
99
84
78,2
15
21,8
Observa-se que nas estacas apiloadas com lançamento do
concreto e comprimento L = 3m e L = 6m, apresentadas por Campos (2005),
133
(Tabela 4.5), as contribuições das parcelas de resistência ao atrito lateral e
resistência de ponta apresentam-se muito próximas.
Já estas mesmas estacas (ACL), tanto com L = 3m, quanto
com L = 6m, quando submetidas às condições de solo umedecido,
apresentaram comportamento semelhante entre si, porém distinto ao das
condições de solo não saturado, tendo uma pequena contribuição da
resistência de ponta e uma grande parcela de resistência lateral na carga de
colapso das mesmas.
Os resultados das ACAs (Tabela 4.6) apresentam um
comportamento bastante distinto ao apresentado pelas ACLs para solo não
saturado, sendo que as ACAs apresentaram parcelas de resistência de ponta
relativamente pequenas em relação às resistências ao atrito laterais, enquanto
as ACLs apresentaram as duas parcelas relativamente próximas.
Na condição de solo inundado, as ACAs apresentaram
comportamento relativamente próximo as ACLs, onde a contribuição da
resistência lateral é muito maior que a contribuição da resistência de ponta.
6.3 Influência dos reensaios
Passados cerca de quatro meses após os reensaios na
condição inundada (reensaio 1), foram realizados novos ensaios de provas de
carga em algumas estacas apiloadas (ACL3(2), ACA3(2) e ACA6(1)), sendo
primeiro ensaiadas as estacas na condição de solo inundado (reensaio 2) e,
logo após secagem do terreno, realizados ensaios em solo não saturado
(reensaio 3).
134
Para melhor visualização do comportamento das estacas
reensaiadas, os resultados de ensaios e reensaios foram plotados juntos no
gráfico de carga versus recalque, sendo estes gráficos apresentados nas
Figuras 6.17 à 6.19.
CARGA (kN)
0,00
0,00
20,00
40,00
60,00
80,00
100,00
120,00
RECALQUE (mm)
50,00
100,00
150,00
200,00
250,00
ACL3(2)-NSAT
ACL3(2)Reensaio(1)-CI
ACL3(2)Reensaio(2)-CI
ACL3(2)Reensaio(3)-NSAT
Figura 6.17 – Curvas carga versus recalque da estaca apiloada com
lançamento do concreto, de comprimento L = 3m (ACL3(2)) para o ensaio
e os reensaios.
CARGA (kN)
0,00
0,00
20,00
40,00
60,00
80,00
100,00
120,00
140,00
160,00
180,00
RECALQUE (mm)
50,00
100,00
150,00
200,00
250,00
ACA3(2)-NSAT
ACA3(2)Reensaio(1)-CI
ACA3(2)Reensaio(2)-CI
ACA3(2)Reensaio(3)-NSAT
135
Figura 6.18 – Curvas carga versus recalque da estaca apiloada com
apiloamento do concreto, de comprimento L = 3m (ACA3(2)) para o ensaio
e os reensaios.
CARGA (kN)
0,00
0,00
50,00
100,00
150,00
200,00
250,00
300,00
RECALQUE (mm)
50,00
100,00
150,00
200,00
250,00
ACA6(1)-NSAT
ACA6(1)Reensaio(1)-CI
ACA6(1)Reensaio(2)-CI
ACA6(1)Reensaio(3)-NSAT
Figura 6.19 – Curvas carga versus recalque da estaca apiloada com
apiloamento do concreto, de comprimento L = 6m (ACA6(1)) para o ensaio
e os reensaios.
Observa-se nas figuras 6.17 a 6.19 que as estacas
reensaiadas apresentam um ligeiro aumento de resistência entre os
recarregamentos. Segundo Mascarenhas et al. (2002), o ganho de resistência
se deve ao aumento do contato entre as partículas do solo, que é devido à
quebra e rearranjo de sua estrutura. Porém, para as estacas reensaiadas,
observa-se que, com exceção da estaca ACLA6(1), as outras não conseguiram
recuperar a resistência do primeiro ensaio. Isso pode ser explicado,
provavelmente, pela quebra das ligações mantidas pelos agentes cimentantes
136
do solo, que seriam desfeitas com a influencia da água. Para a estaca
ACA6(1), por se tratar de uma estaca mais profunda que as demais
reensaiadas, é possível que a quebra das ligações não tenha ocorrido em todo
o fuste da estaca; por esse motivo a capacidade de carga do recarregamento
(reensaio (3)) foi maior que no 1º ensaio, ambos para o solo não saturado.
Ainda sobre as Figuras 6.17 à 6.18, nota-se que entre os
recarregamentos houve um deslocamento para direita do ponto de total
mobilização da parcela de resistência lateral. Isso ocorre, segundo Massad
(1992), não pelo aumento da resistência lateral, mais devido ao fato de parte
da reação da ponta da estaca atuar desde o inicio do carregamento.
Análogo aos primeiros ensaios (ensaio e reensaio 1), os
métodos utilizados para determinação dos valores de capacidade de carga e
carga de colapso foram o critério de Van der Veen (1957) e o Gráfico de
Rigidez de Décourt (1998) e, para determinação da resistência ao atrito lateral,
o método utilizado foi o MBM, apud Décourt (2002).
Os gráficos de rigidez para as estacas ACL3, ACA3 e ACA6
para o reensaio (3) na condição de solo não saturado, apresentam-se nas
Figuras 6.20, 6,21 e 6,22, respectivamente.
137
200,00
180,00
160,00
RIGIDEZ (kN/mm)
140,00
120,00
100,00
80,00
60,00
40,00
Rig = -3,4694 P + 283,9
2
R = 0,9536
20,00
0,00
0,00
20,00
40,00
60,00
80,00
100,00
120,00
140,00
160,00
CARGA (kN)
ACL3(2)Reensaio(3)-NSAT
Regressão
Linear (Regressão)
Figura 6.20 – Gráfico de rigidez da estaca ACL3(2)-Reensaio (3), para solo
não saturado.
200,00
180,00
160,00
RIGIDEZ (kN/mm)
140,00
120,00
100,00
80,00
60,00
Rig = -3,9443 P + 358,41
2
R = 0,9767
40,00
20,00
0,00
0,00
20,00
40,00
60,00
80,00
100,00
120,00
140,00
160,00
180,00
200,00
CARGA (kN)
ACA3(2)Reensaio(3)-NSAT
Regressão
Linear (Regressão)
Figura 6.21 – Gráfico de rigidez da estaca ACA3(3) – Reensaio (3), para
solo não saturado.
138
200,00
180,00
160,00
RIGIDEZ (kN/mm)
140,00
120,00
100,00
80,00
60,00
40,00
Rig = -0,6196 P + 159,17
2
R = 0,9592
20,00
0,00
0,00
50,00
100,00
150,00
200,00
250,00
300,00
CARGA (kN)
ACA6(1)Reensaio(3)-NSAT
Regressão
Linear (Regressão)
Figura 6.22 – Gráfico de rigidez da estaca ACA6(1) – Reensaio (3), para
solo não saturado.
As Figuras 6.23, 6.24 e 6.25 apresentam os gráficos MBM das
estacas ACL3, ACA3 e ACA6, respectivamente, para a condição de solo
umedecido. Já nas Figuras 6.26, 6.27 e 6.28, observam-se os gráficos MBM
das mesmas estacas, porém na condição de solo não saturado.
139
CARGA (kN)
0,00
0,00
10,00
20,00
30,00
40,00
50,00
60,00
70,00
80,00
90,00
3,95
10,00
RECALQUE (mm)
20,00
30,00
r = 9,8429 P - 691,94
40,00
43,42
50,00
60,00
ACL3(2)Reensaio(2)-CI
Regressão
Linear (Regressão)
Figura 6.23 – Gráfico MBM da estaca ACL3(2) – Reensaio 2 – Solo
umedecido.
CARGA (kN)
0,00
0,00
20,00
40,00
60,00
80,00
100,00
120,00
1,28
10,00
r = 3,555 P - 207,22
15,50
RECALQUE (mm)
20,00
30,00
40,00
50,00
60,00
ACA3(2)Reensaio(2)-CI
Regressão
Linear (Regressão)
Figura 6.24 – Gráfico MBM da estaca ACA3(2) – Reensaio 2 – Solo
umedecido.
140
CARGA (kN)
0,00
0,00
50,00
100,00
150,00
200,00
250,00
3,14
10,00
RECALQUE (mm)
20,00
30,00
40,00
r = 4,607 P - 964,33
49,21
50,00
60,00
ACA6(1)Reensaio(2)-CI
Regressão
Linear (Regressão)
Figura 6.25 – Gráfico MBM da estaca ACA6(1) – Reensaio 2 – Solo
umedecido.
CARGA (kN)
0,00
0,00
20,00
40,00
60,00
80,00
100,00
120,00
3,04
10,00
RECALQUE (mm)
20,00
30,00
r = 9,324 P - 696,26
40,00
49,66
50,00
60,00
ACL3(2)Reensaio(3)-NSAT
Regressão
Linear (Regressão)
Figura 6.26 – Gráfico MBM da estaca ACL3(2) – Reensaio 3 – Solo não
saturado.
141
CARGA (kN)
0,00
0,00
20,00
40,00
60,00
80,00
100,00
120,00
140,00
160,00
180,00
r = 2,1333 P - 175,29
3,91
10,00
16,71
RECALQUE (mm)
20,00
30,00
40,00
50,00
60,00
ACA3(2)Reensaio(3)-NSAT
Regressão
Linear (Regressão)
Figura 6.27 – Gráfico MBM da estaca ACA3(2) – Reensaio 3 – Solo não
saturado.
CARGA (kN)
0,00
0,00
50,00
100,00
150,00
200,00
250,00
300,00
2,36
r = 1,086 P - 236,56
10,00
13,22
RECALQUE (mm)
20,00
30,00
40,00
50,00
60,00
ACA6(1)Reensaio(3)-NSAT
Regressão
Linear (Regressão)
Figura 6.28 – Gráfico MBM da estaca ACA6(1) – Reensaio 3 – Solo não
saturado.
Os resultados de capacidade de carga, carga de colapso,
resistências ao atrito lateral e de ponta dos reensaios para solo umedecido por
142
inundação superficial (reensaio 2) e solo não saturado (reensaio 3)
apresentam-se nas Tabelas 6.3 e 6.4, respectivamente.
Tabela 6.3 – Carga de colapso, resistência lateral e resistência de ponta
das estacas apiloadas de comprimento L= 3m e L=6m, na condição de
solo umedecido (reensaio 2).
Carga de colapso (Pc), Resistência lateral (Rl) e Resistência de
ponta (Rp)
Estacas
Pc,média
Rl
Rl / Pc,média
Rp
Rp / Pc,média
kN
kN
%
kN
%
ACL3 (2) – R2
75
70
94
5
6
ACA3 (2) – R2
77
58
75,4
19
24,6
ACA6 (1) – R2
220
209
95,1
11
4,9
Tabela 6.4 – Capacidade de carga, resistência lateral e resistência de
ponta das estacas apiloadas de comprimento L=3 m e L=6m, na condição
de solo não saturado(reensaio 3).
Capacidade de carga (Pu), Resistência lateral (Rl) e Resistência
Estacas
de ponta (Rp)
143
Pu,média
Rl
Rl / Pu,média
Rp
Rp / Pu,média
kN
kN
%
kN
%
ACL3 (2) – R3
77
77
100
0
0
ACA3 (2) – R3
92
90
98,3
2
1,7
ACA6 (1) – R3
241
240
99,6
1
0,4
Observa-se que tanto as estacas apiloadas com lançamento,
quanto as estacas com apiloamento do concreto apresentaram, para os
reensaios, uma parcela mínima de resistência de ponta e uma parcela
significativa de resistência lateral.
6.4 Influência da sucção matricial no comportamento das estacas
Sabidamente o solo da região de Londrina, no qual se insere o
CEEG, possui comportamento colapsível e a sucção matricial possui uma
influência significativa na capacidade de carga das estacas assentes em solos
com esse comportamento. Para melhor visualização do comportamento das
estacas, confeccionaram-se, conjuntamente, as curvas carga versus recalque
para o ensaio com solo não saturado e para o reensaio com solo umedecido
(reensaio 1). As Figuras 6.29 a 6.36 mostram as curvas carga versus recalque
para as estacas apiloadas para as duas condições de solo, solo não saturado
(maior sucção matricial) e solo umedecido (menor sucção matricial).
144
CARGA(kN)
0,00
0,00
20,00
40,00
60,00
80,00
100,00
120,00
140,00
160,00
20,00
RECALQUE(mm)
40,00
60,00
80,00
100,00
120,00
ACL3(1)-NSAT
ACL3(1)Reensaio(1)-CI
Figura 6.29 – Curvas carga versus recalque da estaca apiloada com
lançamento do concreto, de comprimento L = 3m, (ACL3(1)), na condição
de solo não saturado e umedecido por inundação superficial.
CARGA (kN)
0,00
0,00
20,00
40,00
60,00
80,00
100,00
120,00
20,00
RECALQUE (mm)
40,00
60,00
80,00
100,00
120,00
ACL3(3)-NSAT
ACL3(3)Reensaio(1)-CI
Figura 6.30 – Curvas carga versus recalque da estaca apiloada com
lançamento do concreto, de comprimento L = 3m, (ACL3(3)), na condição
de solo não saturado e umedecido por inundação superficial.
145
CARGA (kN)
0,00
0,00
50,00
100,00
150,00
200,00
250,00
300,00
350,00
400,00
10,00
RECALQUE (mm)
20,00
30,00
40,00
50,00
60,00
ACL6(1)-NSAT
ACA6(1)Reensaio(1)-CI
Figura 6.31 – Curvas carga versus recalque da estaca apiloada com
lançamento do concreto, de comprimento L = 6m, (ACL6(1)), na condição
de solo não saturado e umedecido por inundação superficial.
CARGA (kN)
0,00
0,00
50,00
100,00
150,00
200,00
250,00
300,00
10,00
20,00
RECALQUE (mm)
30,00
40,00
50,00
60,00
70,00
80,00
ACL6(3)-NSAT
ACL6(3)Reensaio(1)-CI
Figura 6.32 – Curvas carga versus recalque da estaca apiloada com
lançamento do concreto, de comprimento L = 6m, (ACL6(3)), na condição
de solo não saturado e umedecido por inundação superficial.
146
CARGA (kN)
0,00
0,00
20,00
40,00
60,00
80,00
100,00
120,00
20,00
RECALQUE (mm)
40,00
60,00
80,00
100,00
120,00
ACA3(1)-NSAT
ACA3(1)Reensaio(1)-CI
Figura 6.33 – Curvas carga versus recalque da estaca apiloada com
apiloamento do concreto, de comprimento L = 3m, (ACA3(1)), na condição
de solo não saturado e umedecido por inundação superficial.
CARGA (kN)
0,00
0,00
20,00
40,00
60,00
80,00
100,00
120,00
140,00
160,00
20,00
RECALQUE (mm)
40,00
60,00
80,00
100,00
120,00
ACA3(3)-NSAT
ACA3(3)Reensaio(1)-CI
Figura 6.34 – Curvas carga versus recalque da estaca apiloada com
apiloamento do concreto, de comprimento L = 3m, (ACA3(3)), na condição
de solo não saturado e umedecido por inundação superficial.
147
CARGA (kN)
0,00
0,00
50,00
100,00
150,00
200,00
250,00
300,00
20,00
RECALQUE (mm)
40,00
60,00
80,00
100,00
120,00
ACA6(2)-NSAT
ACA6(2)Reensaio(1)-CI
Figura 6.35 – Curvas carga versus recalque da estaca apiloada com
apiloamento do concreto, de comprimento L = 6m, (ACA6(2)), na condição
de solo não saturado e umedecido por inundação superficial.
CARGA (kN)
0,00
0,00
20,00
40,00
60,00
80,00
100,00
120,00
140,00
10,00
20,00
RECALQUE (mm)
30,00
40,00
50,00
60,00
70,00
80,00
90,00
100,00
ACA6(3)-NSAT
ACA6(3)Reensaio(1)-CI
Figura 6.36 – Curvas carga versus recalque da estaca apiloada com
apiloamento do concreto, de comprimento L = 6m, (ACA6(3)), na condição
de solo não saturado e umedecido por inundação superficial.
148
Observa-se nas Figuras 6.29 a 6.36 que todas as estacas
apresentaram comportamentos distintos da curva carga versus recalque para
as duas condições de solo, sendo que todas elas, algumas com maior
expressividade que as outras, apresentaram capacidade de carga muito menor
para o solo umedecido que para o solo não saturado.
Com base em dados de teores de umidade obtidos em
amostras de solo coletadas em campo, logo após cada ensaio de prova de
carga, e confrontando esses valores com a curva característica de sucção
(apresentada na Figura 4.5 deste trabalho) para solo do CEEG, foi possível
determinar a sucção matricial. Para as estacas de comprimento L = 3m, a
média dos teores de umidade foi confrontada com a curva característica de
sucção da profundidade 4m, já para as estacas com L = 6m, a média dos
teores de umidade dos quatro primeiros metros foi confrontada com a curva de
4m e a média dos demais metros da estaca foi confrontada com a curva de 6m,
por fim para essas estacas a sucção matricial adotada foi a média desses dois
valores. A Tabelas 6.5 apresenta os resultados dos teores de umidade de
campo e a sucção matricial correspondente.
149
Tabela 6.5 – Valores de teores de umidade de campo e de sucção
matricial
Estacas
Teor de Umidade (%)
Sucção Matricial (kPa)
ACL3(1)
34,17
92,28
ACL3(2)
34,49
90,21
ACL3(3)
34,90
90,81
ACL6(1)
36,91
85,25
ACL6(2)
29,88
106,83
ACL6(3)
36,91
85,25
ACA3(1)
29,88
106,83
ACA3(2)
29,88
106,83
ACA3(3)
29,88
106,83
ACA6(1)
36,91
85,25
ACA6(2)
36,91
85,25
150
ACA6(3)
36,91
85,25
48,19
39,19
Todas as estacas na
condição de solo
umedecido
Determinadas as sucções matriciais após cada ensaio, foi
possível relacioná-la com a capacidade de carga de cada estaca. Essas
relações, para as estacas ACL3, ACA3, ACL6 e ACA6, entre o ensaio não
saturado e o reensaio umedecido (reensaio 1), apresentam-se graficamente
nas Figuras 6.37, 6.38, 6.39 e 6.40, respectivamente.
100,00
Solo não saturado
90,00
80,00
SUCÇÃO (kPa)
70,00
60,00
50,00
40,00
Solo umedecido
30,00
20,00
10,00
0,00
0,00
20,00
40,00
60,00
80,00
100,00
120,00
140,00
CARGA (kN)
ACL3(1)
ACL3(2)
ACL3(3)
Figura 6.37 – Relação entre sucção matricial e capacidade de carga das
estacas ACLs3.
160,00
151
120,00
Solo não saturado
110,00
100,00
90,00
SUCÇÃO (kPa)
80,00
70,00
60,00
50,00
40,00
Solo umedecido
30,00
20,00
10,00
0,00
0,00
20,00
40,00
60,00
80,00
100,00
120,00
140,00
160,00
180,00
CARGA (kN)
ACA3(1)
ACA3(2)
ACA3(3)
Figura 6.38 – Relação entre sucção matricial e capacidade de carga das
estacas ACAs3.
90,00
Solo não saturado
80,00
70,00
SUCÇÃO (kPa)
60,00
50,00
40,00
Solo umedecido
30,00
20,00
10,00
0,00
0,00
50,00
100,00
150,00
200,00
250,00
300,00
350,00
CARGA (kN)
ACL6(1)
ACL6(3)
Figura 6.39 – Relação entre sucção matricial e capacidade de carga das
estacas ACLs6.
400,00
152
90,00
Solo não saturado
80,00
70,00
SUCÇÃO (kPa)
60,00
50,00
40,00
Solo umedecido
30,00
20,00
10,00
0,00
0,00
50,00
100,00
150,00
200,00
250,00
300,00
CARGA (kN)
ACA6(1)
ACA6(2)
ACA6(3)
Figura 6.40 – Relação entre sucção matricial e capacidade de carga das
estacas ACAs6.
Os resultados de perda da capacidade de carga das estacas
devido à diminuição da sucção matricial do solo, para as estacas com
lançamento do concreto (ACL) de comprimentos L = 3m e L = 6m e para as
estacas com apiloamento do concreto ACA de comprimentos L = 3m e L = 6m,
se apresentam nas Tabelas 6.6 e 6.7, respectivamente.
Tabela 6.6 – Perda Redução da capacidade de carga das estacas
apiloadas com lançamento do concreto de comprimento L = 3m (ACL3) e
L = 6m (ACL6)
Capacidade de carga
Sucção Matricial
Redução
Redução
(kN)
(kPa)
de cap.
Estaca
média
de carga
(%)
Ensaio Reensaio1 Ensaio Reensaio1
(%)
ACL3(1)
135
80
92,28
39,19
40
ACL3(2)
102
68
90,21
39,19
34
44
153
ACL3(3)
92
40
90,81
39,19
57
ACL6(1)
383
190
85,25
39,19
50
ACL6(3)
289
153
85,25
39,19
47
48,5
Tabela 6.7 – Redução da capacidade de carga das estacas apiloadas com
apiloamento do concreto de comprimento L = 3m (ACAL3) e L = 6m
(ACAL6).
Capacidade de carga
Sucção Matricial
Redução
Redução
(kN)
(kPa)
de cap.
Estaca
média
de carga
(%)
Ensaio Reensaio1 Ensaio Reensaio1
(%)
ACA3(1)
110
96
106,83
39,19
9
ACA3(2)
168
72
106,83
39,19
56
ACA3(3)
150
30
106,83
39,19
79
ACA6(1)
207
171
85,25
39,19
13
ACA6(2)
250
72
85,25
39,19
71
48
45
154
ACA6(3)
117
54
85,25
39,19
52
Já para se obterem dados sobre o aumento da capacidade de
carga com o aumento da sucção matricial, compararam-se os resultados das
capacidades de carga para o solo umedecido (reensaio 2) com os resultados
para o solo não saturado. Esses resultados apresentam-se na Tabela 6.8. Não
foi possível coletar amostras de solo para a realização dos teores de umidade
devido a problemas no laboratório de solos e a falta de técnicos laboratoristas.
Tabela 6.8 – Aumento da capacidade de carga das estacas apiloadas com
lançamento do concreto de comprimento L = 3m (ACL3) e L = 6m (ACL6).
Capacidade de carga
Aumento de cap.
Aumento médio
(kN)
Estaca
de carga (%)
(%)
Reensaio2 Reensaio3
ACL3(2)
75
77
3
ACA3(2)
77
92
19
ACA3(1)
220
241
9
10
155
As estacas ACLs de comprimento L = 3m apresentaram perda
de capacidade de carga média de 44%, valor muito próximo ao encontrado
para as estacas ACLs de comprimento L = 6m, que apresentaram perda da
capacidade de carga média de 48,5%.
Já as estacas ACAs de comprimento L = 3m e L = 6m
apresentaram médias de perda de capacidade de carga de 48% e 45%,
respectivamente, porém essas estacas apresentam valores com maiores
disparidades entre as estacas.
Observa-se também que, para os teores de umidade
apresentados na condição de solo não saturado, a variação da sucção matricial
não se apresentou significativa e não exerceu grande influência na capacidade
de carga das estacas.
Finalmente, quando o ensaio foi primeiramente realizado na
condição inundada e, posteriormente, na condição de solo não saturado, a
recuperação da capacidade de carga das estacas variou entre 3% e 19% e não
se mostrou tão significante quanto à redução da capacidade entre o ensaio em
solo não saturado e reensaio com solo umedecido, que ficou próximo aos 50%.
6.5 Comparativo do comportamento entre as estacas apiloadas e estacas
brocas
Miguel & Belincanta (2004) apresentam resultados de provas
de carga de estacas brocas de diâmetro 20 e 25cm e comprimentos L = 3m e
L = 6m realizadas no CEEG da Universidade Estadual de Londrina (UEL), para
156
duas condições de solo: solo não saturado e solo umedecido por inundação
superficial. Alguns dos resultados apresentados pelos autores encontram-se no
item 4.2.1.2.1 do presente trabalho. Já Campos (2005) realizou ensaios de
provas de carga em estacas apiloadas no mesmo CEEG da UEL, apenas para
a condição de solo não saturado. Neste trabalho, realizaram-se ensaios de
provas de carga com as mesmas estacas ensaiadas primeiramente por
Campos, porém agora, para a condição de solo umedecido por inundação
superficial.
Para melhor visualização do comportamento das estacas
brocas e das estacas apiloadas, confeccionou-se a Tabela 6.9 que apresenta
resultados de capacidade de carga (Pu), carga de colapso (Pc) e de perda de
capacidade de carga das estacas brocas (Br), de diâmetro 20 cm e 25 cm e
comprimentos L = 3 m e 6 m, das estacas apiloadas com apiloamento do
concreto (ACA) e estacas apiloadas com lançamento do concreto (ACL),
ambas de diâmetro 20cm e comprimentos L = 3m e 6m.
Tabela 6.9 – Capacidade de carga (Pu), Carga de colapso (Pc) e perda da
capacidade de carga das estacas brocas e estacas apiloadas com
lançamento do concreto (ACL) e com apiloamento do concreto (ACA)
Estaca
Pu (kN)
Pc (kN)
Redução de Cap.
de carga (%)
Br (L = 3 m e D = 20 cm)
38,8
21,1
45,6
Br (L = 3 m e D = 25 cm)
41,9
25,2
48,8
Br (L = 6 m e D = 20 cm)
108,9
20
81,6
Br (L = 6 m e D = 25 cm)
118
76
35,6
ACL (L = 3 m e D = 20 cm)
110
63
44
ACL (L = 6 m e D = 20 cm)
333
171,5
48,5
157
ACA (L = 3 m e D = 20 cm)
137
66
48
ACA (L = 6 m e D = 20 cm)
184
99
45
Analisando os resultados apresentados acima, nota-se que a
capacidade de carga para o solo não saturado (Pu) das estacas apiloadas
(ACA e ACL) é muito superior que para as estacas brocas. Campos (2005)
quantificou a melhora de resistência das estacas apiloadas em relação às
estacas brocas, com mesmo diâmetro e o mesmo comprimento, em mais de
100% para as estacas de dimensões semelhantes e, segundo o autor, essa
melhora é devido à técnica construtiva das estacas apiloadas que, através da
abertura do furo por meio da queda de um pilão, diminui o índice de vazios do
solo ao redor da estaca e aumenta a resistência de ponta, que é praticamente
inexistente nas estacas brocas.
Observa-se também que, para a condição de solo umedecido,
as cargas de colapso (Pc) das estacas apiloadas apresentam-se muito
superiores às das estacas brocas. Apesar de as estacas apiloadas
apresentarem capacidade de carga muito acima das estacas brocas, o
comportamento das duas, frente a situação de colapso, é semelhante, visto
que tanto as estacas apiloadas (ACA e ACL) quanto as estacas brocas
apresentaram perda de capacidade de carga de aproximadamente 40% a 50%,
com exceção das estacas brocas de comprimento L = 6m e diâmetro 20cm,
que apresentaram perda de resistência superior a 80%; possivelmente este
valor teve influência dos drenos.
158
6.6 Resultados de tensão do solo e dimensões das estacas após os
ensaios
Após a realização de todos os ensaios de provas de carga,
abriram-se quatro poços de inspeção com o objetivo de se verificar a
integridade das estacas e a heterogeneidade do solo ao redor das estacas. Os
poços foram abertos tangenciando as estacas ACA3(3), ACL3(3), ACA6(3) e
ACL6(1). Depois de abertos os poços, com o auxílio de um penetrômetro de
bolso, foram coletados dados da tensão do solo ao longo da profundidade do
fuste. Com o intuito de verificar a influência da execução da estaca no estado
de tensões do solo, os dados foram coletados no solo ao redor da estaca
(influenciado pela execução da estaca) e do lado oposto à estaca (solo
natural). Os resultados das tensões do solo para as estacas de comprimento
L = 3m e L = 6m encontram-se nas Tabelas 6.10 e 6.11 respectivamente.
Tabela 6.10 – Tensões do solo ao longo da profundidade das estacas
apiloadas de comprimento L = 3m.
Profundidade
Tensões no solo (kPa)
(m)
ACA3(3)
ACL3(3)
Solo natural
Solo influenciado
Solo natural
Solo influenciado
1,0
150
194
225
187
2,0
175
162
225
200
3,0
150
175
225
225
Ponta
150
125
200
200
159
Tabela 6.11 – Tensões do solo ao longo da profundidade das estacas
apiloadas de comprimento L = 6m.
Profundidade
Tensões no solo (kPa)
(m)
ACA6(3)
ACL6(1)
Solo natural
Solo influenciado
Solo natural
Solo influenciado
1,5
100
206
125
200
3,0
112
225
100
187
4,5
175
200
275
250
6,0
144
200
200
225
Ponta
150
156
200
200
Observa-se que o solo da região do CEEG, onde foram
realizadas as provas de carga, é muito heterogêneo, pois dentro de um mesmo
poço a tensão do solo natural apresenta variações de mais de 150%. Essa
heterogeneidade pode explicar o fato de estacas de mesmas dimensões
apresentarem comportamentos distintos de capacidade da carga, mesmo
quando assentes em áreas próximas e com o solo com valores de sucção
matricial próximos, como foi o caso.
As alterações dos níveis de tensões do solo em virtude da
influência das estacas apiloadas não se mostraram significativas, visto que, em
algumas ocasiões, as tensões tiveram pequeno acréscimo e, em outras,
decréscimo em relação às do solo natural.
Após a realização dos ensaios de penetrômetro, com auxílio de
um caminhão Munk, extraíram-se as estacas para que fosse possível obter
160
resultados sobre as suas dimensões. Antes da extração das estacas,
observou-se uma falha construtiva na estaca ACA6(3), que apresentava uma
diminuição drástica no diâmetro do fuste (conhecidas no meio geotécnico como
“estrangulamento do fuste”) em virtude de falhas de concretagem. Esse fato
pode explicar o resultado de capacidade de carga desta estaca, que se
mostrou muito abaixo das demais do mesmo grupo e confirma a hipótese
levantada por Campos (2005) de terem ocorrido falhas no processo de
concretagem dessa estaca. A Figura 6.41 mostra a falha de concretagem
apresentada na estaca ACA6(3).
Figura 6.41 – Falha de concretagem da estaca ACA6(3).
Após a retirada das estacas, foi possível verificar o diâmetro de
cada uma delas e analisar a diferença entre a ponta dos dois métodos
construtivos. As estacas apiloadas com apiloamento do concreto (ACA)
161
apresentaram uma ponta mais estreita que o fuste da estaca, se formando logo
acima da ponta um bulbo (pequeno aumento de diâmetro da estaca). Já as
estacas apiloadas com lançamento do concreto (ACL) mostram uma ponta com
diâmetro muito próximo ao fuste da estaca. A brita compactada no fundo das
estacas ACLs apresentava-se em parte aderida ao concreto e em parte
formando uma “estaca de brita” de comprimento médio de 30cm.
Após a raspagem do solo aderido ao concreto das estacas,
mediu-se o diâmetro do fuste. As ACAs apresentaram fustes mais irregulares,
com o diâmetro variando entre 23cm e 27cm, enquanto as ACLs apresentaram
fustes com pequena variação de diâmetro, entre 20,5cm e 21cm. O fato de as
estacas ACAs apresentarem diâmetros de fuste maiores pode explicar os
resultados das provas de carga dessas estacas, que indicavam grande parcela
de resistência lateral.
A Figura 6.42 apresenta uma foto da ponta das estacas do tipo
ACA e ACL.
a)
b)
Figura 6.42 – Ponta da estaca ACL (a) e da estaca ACA (b).
162
Quando feita a retirada do solo aderido ao elemento estrutural
de fundação, notou-se que, para as estacas apiloadas com apiloamento do
concreto, o solo apresentava-se mais aderido, enquanto nas estacas com
lançamento do concreto, o solo de desprendia com facilidade. Isso mostra a
eficiência do procedimento de apiloamento do concreto para a confecção do
fuste, aumentando a área de contato e a interação solo-estaca.
7. CONSIDERAÇÕES FINAIS
O presente trabalho investigou o comportamento de estacas
apiloadas de dois diferentes métodos construtivos quando submetidas à
influência da colapsibilidade do solo da região de Londrina/Pr e observou os
seguintes pontos principais:
Para os reensaios, nota-se que há uma mudança de
comportamento dos dois tipos de estacas, pois elas apresentam aumento da
contribuição da parcela de resistência ao atrito lateral e diminuição da
contribuição da resistência de ponta na capacidade de carga.
Na condição de colapso, a parcela de resistência de ponta é
inexpressiva, sendo a capacidade de carga das estacas praticamente
composta pela resistência ao atrito lateral.
As estacas do tipo ACL apresentaram perda da capacidade de
carga média devida ao colapso de 43,9% e 48,4%, para os comprimentos
L = 3m e L = 6m, respectivamente.
163
As estacas do tipo ACA apresentaram perda de capacidade de
carga média de 47,83% para estacas de comprimento L = 3m e de 45,3% para
as de comprimento L = 6m.
Apesar da semelhança entre a média da perda de capacidade
de carga das estacas ACL e ACA, as últimas apresentaram resultados com
maiores disparidades entre elas, provavelmente por comportamentos distintos,
devido ao método executivo, que se dá sem um controle rigoroso da
concretagem.
Para os níveis de teor de umidade do solo não saturado da
região, a variação de sucção matricial foi pequena e não acarretou grandes
variações na capacidade de carga das estacas, mas quando ocorre a
inundação, ou seja, grande diminuição da sucção matricial, a redução de
capacidade de carga das estacas mostrou-se muito significativa.
As estacas apiloadas apresentaram capacidades de carga
muito acima das apresentadas pelas estacas brocas das mesmas dimensões,
tanto para solo não saturado quanto para solo umedecido, porém a perda da
capacidade de carga das estacas apiloadas mostrou-se semelhante às
apresentadas pelas brocas, ficando entre 40% e 50%.
Após dois colapsos, com intervalos de aproximadamente
quatro meses, o aumento da capacidade de carga das estacas foi em média de
3% a 19%. Observa-se que essa recuperação da capacidade de carga das
estacas apresenta-se muito aquém da perda de capacidade ocorrida devido ao
colapso, que se mostrou superior a 40%.
A técnica construtiva de apiloamento do concreto mostrou-se
eficiente para o alargamento do fuste e apresentou um aumento da resistência
164
lateral das estacas, porém devem ser tomados os devidos cuidados com a
concretagem das estacas, visto que ocorreram problemas de concretagem em
uma das estacas ensaiadas. Já o apiloamento do concreto seco da ponta não
se mostrou eficiente, tendo em vista que a parcela de resistência de ponta
dessas estacas foi bastante inferior à parcela das estacas com ponta de brita.
O solo da região de Londrina mostra-se bastante heterogêneo,
pois os resultados de tensão do solo ao redor das estacas após a abertura dos
poços apresentaram variações superiores a 100% para áreas muito próximas.
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167
ANEXOS
168
Figura 1 - Carta topográfica planialtimétrica do CEEG com a distribuição dos 14 (catorze) furos de sondagem SPT-T.
169
Prof.(m) das
camadas
DESCRIÇÃO DO SUBSOLO
Posição e n. o
das amostras
Tmínimo
pela
Prof. (m) N.A.
RESULTADOS DOS ENSAIOS "SPT-T"
N
(n.o de golpes)
T máx - - - - (kgf.m)
penetração
N
(cm)
10
20
30
40
50
n.o de golpes
Tmáximo
Revestimento
Avanço do
furo
Cotas (m) em
rel.à R.N.
Informações gerais
ANÁLISE VISUAL-TÁTIL
0
-???
TH*
1,00
-???
1 1 2
15 15 15
TH
2
2
1 1 2
15 15 15
3,0
2
3,0
2
1 1 1
15 15 15
2,0
2
2,0
2
1 2 2
15 15 15
4,0
4
4,0
4
1 2 3
15 15 15
5,0
5
5,0
5
6,0
6
2 3 3
15 15 15
7,00
3,0
3,0
6
6,0
=
1
1
2
=
2
2
2
=
3
=
4
4
2
=
5
5
2
=
6
6
4
7
=
3 5 6 11,0 13
8
15 15 15 11,0 13 10
9,0
8
=
12
9
3 6 10 16,0 18 11
15 15 15 16,0 18 16
4 6 9 15,0 18 12
15 15 15 15,0 18 14
7 10 13 23,0 26 13
15 15 15 23,0 26 22
4 8 12 20,0 26 14
15 15 15 20,0 26 24
15,00
-???
TH=trado helicoidal
CA=Circulação d'água
R.N.=conforme locação
N.A.=após estabilização
área do
CEEG
SP9+
+SP10
+SP11
ARGILA SILTOSA RESIDUAL
DURA
variegada (vermelho claro)
17,00
=
18
ARGILA SILTOSA RESIDUAL
DURA
variegada (vermelho amarelado)
=
19
=
m
20
20,00
Laboratório de
Mecânica dos Solos
e Geotecnia - UEL
Locação esquemática:
R.N. (marco
de concreto)
14,00
=
+SP1
Laboratórios
+SP2
+SP6
+SP5
P1 +SP7
+SP8
+SP3
+SP4
+SP12
P2
+
SP14
N
N
+SP13
Interessado:
DCCi - Departamento de Construção Civil do Centro
de Tecnologia e Urbanismo - UEL
Obra:
CEEG "Professor Saburo Morimoto"
Local:
CTU - Campus da UEL
R.N. (m):
Revestimento:
de=63,5mm di=63,5mm
CTU
Amostrador:
Figura 2 – Furo n 9 de sondagem SPT-T
data início:
Cota (m) furo:
24,40
Escala vertical:
1/100
Raymond
de=50,8mm di=34,9mm
o
Relatório individual de sondagem
RSP-CEEG furo: SP09
relatório:
+SP=furos de sondagem
OP=poços a céu aberto
=
14
17
Estacionamento do CTU
TH*=trado diâm. 76 mm
=
13
=
7 12 16 28,0 24 18
15 15 15 28,0 24 22
Legenda:
=
12
16
5 8 13 21,0 20 19
15 15 15 21,0 20 18
-???
=
11
15
7 12 19 31,0 40 17
15 15 15 31,0 40 40
4 7 11 18,0 18 20
15 15 15 18,0 18 16
=
10
=
6 10 12 22,0 28 15
15 15 15 22,0 28 26
5 8 11 19,0 26 16
15 15 15 19,0 26 22
CA
ARGILA SILTOSA POROSA
MÉDIA a DURA
vermelho escura
9
9,0 12 8
3 5 7 12,0 16 10
15 15 15 12,0 16 14
-???
6,00
=
3 5 6 11,0 12
7
15 15 15 11,0 12 10
2 4 5
15 15 15
ARGILA SILTOSA POROSA
MOLE
vermelho escura
3
2
O N. A estabilizou em 19,90 no dia 02/07/98
1,00
data término:
Visto:
26/6/1998
2/7/1998
Patrick