REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
Revista
SymposiuM
Ciências, Humanidades e Letras
Ano 14 • Edição Especial • 2010
ISSN Impressa: 0039-7695
ISSN Eletrônica: 1982-9981
ENGENHARIA CIVIL
Revista comemorativa dos
40 anos do Curso de Engenharia Civil e
60 anos da Universidade Católica de Pernambuco
ORGANIZAÇÃO
Fernando Artur Nogueira Silva
Joaquim Teodoro Romão de Oliveira
Romilde Almeida de Oliveira
Silvio Romero de Melo Ferreira
1
UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
Rua do Príncipe, 610, Boa Vista,
Fone: (81) 2119-4160, Fax: (81) 2119-4259
CEP 50050-410, Recife-PE
Impressão: FASA GRÁFICA
BIBLIOTECA CENTRAL Pe. ALOÍSIO MOSCA DE CARVALHO, S.J.
Endereço para permuta
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Endereço da versão eletrônica: http://www.unicap.br/revistas/
UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
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Reitor
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Pró-reitora Acadêmica
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Pró-reitor Administrativo
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Pró-reitor Comunitário
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Fone: (81) 2119-4109, Fax: (81) 2119-4228,
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Editor: Prof. Paulo César Nunes Fradique
Editor-adjunto: Prof. Fernando José Castim Pimentel (foto da capa)
Editoração Eletrônica e
Programação Visual: Lílian Costa
CONSELHO EDITORIAL
Prof. Dr. Sílvio Romero de Melo Ferreira – UNICAP
Prof. Dr. Moab Duarte Acioli – UNICAP
Prof. Dr. Nadilson Manoel da Silva – UNICAP
Prof. Dr. Walber de Moura Agra – UNICAP
Profª Drª Zuleica Dantas Pereira Campos – UNICAP
Profª Drª Virgínia Colares Soares F. Alves – UNICAP
CONSELHO CIENTÍFICO
Pe. Fernando Bastos de Ávila – PUC-Rio
Prof. Pedro Demo – UFB
Dr. Zeferino Rocha – UNICAP
Prof. Cláudio Souto – UFPE
Prof. Nelson Saldanha – UNICAP
Prof. Dr. Denis Rosenfield – UFRS
REVISTA SYMPOSIUM. Recife: Fundação
Antônio dos Santos Abranches – FASA,
1959 – semestral
Publicação da Universidade Católica de
Pernambuco
ISSN Impressa: 0039-7695
ISSN Eletrônica: 1982-9981
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REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
Celebrando os 40 anos do Curso de
Engenharia Civil da Unicap e rumo aos
60 anos de fundação da Universidade
A Universidade Católica de Pernambuco (Unicap) é o resultado do trabalho educacional da Companhia de Jesus. O núcleo inicial da Universidade, caracterizou-se pela reunião de três instituições
de ensino superior: a Faculdade de Filosofia, Ciências e Letras Manoel
da Nóbrega (autorizada pelo Decreto nº 2.042, de 23 de março de
1943), a Faculdade de Comércio e Economia de Pernambuco (fundada em 1943), como incorporadas, e a Escola Politécnica de
Pernambuco, como agregada (fundada em 1951).
A Unicap foi fundada no dia 27 de setembro de 1951, equiparada
pelo Decreto no 30.417, de 18 de janeiro de 1952. Tem como missão
preservar, elaborar e transmitir o conhecimento, de modo a formar o
ser humano para desempenhar uma atitude construtiva a serviço de
sua região. É uma Universidade comunitária que visa à formação de
homens e mulheres no horizonte do humanismo social cristão. A
Unicap manifesta, em sua Carta de Princípios, a intenção de ser uma
universidade que reflita os contextos regional, nacional e internacional para desempenhar o papel de uma Universidade inspirada na visão cristã do mundo e do ser humano, uma universidade na tradição
da Companhia de Jesus, uma universidade nordestina, uma universidade comunitária, uma universidade que aspira à melhor qualidade.
Hoje, a Unicap abrange um complexo educacional com uma
oferta de Cursos a partir do Ensino Fundamental até a Pós-graduação
stricto sensu. Em dezembro 2010, a comunidade universitária compõe-se de 12.504 alunos, 453 professores e 436 funcionários. Registra-se, ainda, a participação de 2.249 estudantes nos cursos de Extensão oferecidos no referido período. Ao longo dos seus 59 anos de
atividades ininterruptas, a Universidade já diplomou 65.606 alunos
dos diversos Cursos de Graduação e concedeu Título de Mestre em
Ciências a 230 graduados. Em 2009, a Unicap obteve conceito 4 em
uma escala de 1 a 5 da tabela de valores apresentada pelo Ministério
da Educação.
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UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
O Curso de Engenharia Civil da Universidade Católica de
Pernambuco - UNICAP teve seu funcionamento autorizado através
da Resolução 07, da Reitoria da UNICAP, publicada em 13 de dezembro de 1969, teve início em 1970, foi reconhecido pelo Decreto
Federal Nº 76378 de 02 de outubro de 1975 e teve a última renovação
de reconhecimento pela PORTARIA Nº 4.237, de 22 de dezembro de
2004.
Fazendo parte do Centro de Ciências e Tecnologia e atento
às exigências do presente e aos desafios do futuro, sobretudo à necessidade e responsabilidade de oferecer uma educação de melhor qualidade, o Curso de Graduação em Engenharia Civil da Unicap tem,
como objetivo geral em seu projeto pedagógico: Formar engenheiros, da melhor qualificação possível, em nível de excelência, com os
desafios que a sociedade exige; que sejam capazes de realizar, com
habilidade e competência, as atribuições próprias à profissão, contribuindo, criativamente, para o desenvolvimento da sociedade, tanto no que concerne à investigação científica que assegure e eleve o
atual estágio científico-tecnológico da Engenharia, quanto ao significado desse avanço para o engrandecimento humano.
Com um corpo docente qualificado, uma estrutura de laboratório moderna, desenvolvendo atividades de ensino, pesquisa e extensão, o curso de Engenharia Civil da Unicap já formou mais de
2.900 engenheiros. Em 2003, teve início, na Unicap, o primeiro programa do Norte e Nordeste de pós-graduação stricto-sensu (mestrado)
em Engenharia Civil na concentração de Engenharia das Construções. Hoje, 40 graduados já se tornaram mestres em Engenharia Civil. No campo da pesquisa aplicada, o curso de Engenharia Civil vem
desenvolvendo atividades que visam a contribuir com soluções de
problemas sociais e com avanço do conhecimento. A equipe do Programa de Pós-graduação em Engenharia Civil vem desenvolvendo
diversos projetos de pesquisas financiados por órgãos de fomento
como CAPES, CNPq e FINEP. Há uma integração entre a graduação
e a pós-graduação, em que as atividades da pós-graduação e de pesquisa favorecem à elevação da qualidade do ensino de graduação.
Em comemoração aos 40 anos do Curso de Engenharia Civil da Unicap e aos 60 anos da Universidade Católica de Pernambuco,
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REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
este número especial da Revista Symposium foi idealizado. Contempla artigos de vários especialistas do país, sendo que os apresentados
pelos professores da Unicap e da USP fazem parte do projeto Procad/
NF financiado pela CAPES
Organizadores deste número
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UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
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REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
SUMÁRIO
Melhoramento de um Solo Colapsível através
da Utilização de Lodo de Esgoto
Maria Célia Alves Feitosa
Joaquim Teodoro Romão de Oliveira
Silvio Romero de Melo Ferreira............................................................9
Estudo de retenção de água e infiltração em
solos tropicais coluvionares e residuais
Marcos Massao Futai
Silvia Suzuki.............................................................................................23
Concreto com uso de agregados de resíduos de construção
e demolição – RCD: avaliação do desempenho
Pedro Eugenio Silva de Oliveira
Joaquim Teodoro Romão de Oliveira
Silvio Romero de Melo Ferreira...............................................................49
Avaliação de perdas de resíduos de construção civil (RCC)
em obras de edifícios multipisos na cidade de Recife/PE
Stela Paulino Fucale
Alexandre Duarte Gusmão
Paula Christyan de Medeiros Souza
Clarissa Ribeiro de Rodrigues..................................................................67
Produção de biogás em uma célula experimental de
resíduos sólidos urbanos
Felipe Jucá Maciel
Régia Lúcia Lopes
José Fernando Thomé Jucá.......................................................................85
Análise de métodos semiempíricos para o cálculo da capacidade
de carga de estacas raiz de pequeno diâmetro, com base em provas
de carga estática, em uma obra de Fortaleza-CE
Antonio José Nóbrega Júnior
Alfran Sampaio Moura
Silvrano Adonias Dantas Neto...........................................................103
Efeito da sensibilidade da estrutura em relação ao solo
Jean Marie Désir
Vitor Augusto de Souza Crespo.............................................................119
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UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
Determinação da resistência à punção de lajes planas com
armadura de cisalhamento do tipo “stud” interno
Leandro M. Trautwein
Túlio Bittencourt
Ronaldo Gomes
João Carlos Della Bella.........................................................................139
Estudo de ferramentas de gestão na construção civil
a partir de um sistema informatizado de benchmarking
Alexandre Araújo Bertini
Marcos Ronaldo Albertin
José Márcio Feitosa Monteiro................................................................155
Alternativas tecnológicas para construção de
habitações populares: uma abordagem comparativa
dos custos de produção
Angela Cristina Alves Guimarães de Souza
Fernando Artur Nogueira Silva
Romilde Almeida de Oliveira................................................................171
Avaliação comparativa da influência do revestimento simples e armado
no comportamento compressivo de prismas e
paredinhas de blocos cerâmicos de vedação
Antônio Augusto Costa de Azevedo
Fernando Artur Nogueira Silva
Romilde Almeida de Oliveira................................................................193
Métodos plásticos para determinação de esforços em
painéis de alvenaria sob a ação de forças laterais
G. A. Parsekian
D. R. Maluf
N. G. Shrive............................................................................................215
Construção sustentável, inovação e durabilidade
Vanderley M. John...................................................................................231
Diretrizes para submissão de artigos.................................................249
Permutas...............................................................................................251
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Melhoramento de um Solo Colapsível através
da Utilização de Lodo de Esgoto
Maria Célia Alves Feitosa1
Joaquim Teodoro Romão de Oliveira2
Silvio Romero de Melo Ferreira3
Resumo
A construção de Obras de Engenharia em solos que apresentam instabilidade
volumétrica, quando umedecidos, pode causar sérios problemas nas edificações.
Solos colapsíveis são solos não saturados que experimentam um rearranjo radical
de partículas, seguido de uma redução de volume, quando inundados, com acréscimo ou não de sobrecarga. O objetivo deste Trabalho é de contribuir para os estudos
alternativos do aproveitamento do lodo de esgoto, gerado em estações, previamente tratado, no melhoramento de um solo colapsível. Foi utilizado lodo,
ambientalmente tratado, misturado ao solo, nas proporções em peso de 5%, 10% e
15%. Para a caracterização e análise da interação do solo com o lodo, foram realizados ensaios físicos, químicos, edométricos simples e Microscopia Eletrônica de
Varredura. Os resultados permitem concluir que a adição de lodo ao solo causa uma
redução, no índice de vazios, melhora o empacotamento das partículas, reduz a
colapsibilidade do solo para um mesmo peso específico aparente seco, mostrando
ser um método promissor para o melhoramento de solos colapsíveis.
Palavras-chave: lodo de esgoto, interação solo-lodo, melhoramento de solos, solo
colapsível, construção civil.
Improvement of a collapsible soil through the use of sewage sludge
Abstract
The construction of Engineering Works in soils with volumetric instability, when
moistened, can cause serious problems in buildings. Collapsible soils are unsaturated
soils experiencing a radical rearrangement of particles, followed by a decrease in
volume, when inundated with or without additional surcharge. The objective is to
contribute to studies of alternative use of sewage sludge generated at the stations
and previously treated in the betterment of a collapsible soil. We have used
ambientally treated sludge, mixed with the soil in the proportions of weight of 5%,
_______________________
1
Universidade Católica de Pernambuco, Recife, Brasil
2
Universidade Católica de Pernambuco, Recife, Brasil
3
Universidade Católica de Pernambuco e Universidade Federal de Pernambuco,
Recife, Brasil
9
UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
10% and 15%. For soil interaction characterization and analyzing with the clay soil,
there have been carried out physical, chemical, oedometer simple and scanning
electron microscopy tests. The results indicate that the addition of sewage sludge in
the soil causes a reduction in voids vacuum, improves the particle packing reduces
the collapsibility soil to the same dry density, showing out being a promising method
for soil betterment collapsible.
Keywords: Sewage sludge, sludge-soil interaction, improvement of soils, collapsible
soil, Civil Construction.
1 Introdução
U
m dos maiores problemas ambientais a ser enfrentado pela humanidade, neste século, é a grande quantidade de resíduos, gerados nos centros urbanos. Como o desenvolvimento sustentável é a
única alternativa de se conceber a sobrevivência do planeta, levando
em consideração o desenvolvimento tecnológico e as condições necessárias à continuidade da vida, foram criadas leis de proteção
ambiental, no que diz respeito à gestão de lodos e resíduos.
Nas grandes cidades, a legislação ambiental restringe, cada
vez mais, a disposição do lodo em aterros, como também a escassez
de locais adequados e os altos custos, sendo, então, necessários, o
desenvolvimento e a implementação de alternativas que substituam,
de maneira eficiente, o simples descarte desses resíduos em aterros
(SANTOS, 2003).
No Brasil, o ministério do Meio Ambiente estima que cerca
de 10% dos esgotos urbanos são tratados nas Estações de Tratamento
de Esgotos (ETEs), antes de serem lançados aos rios. Desse tratamento, resulta a produção de um lodo rico em matéria orgânica e em
nutrientes, denominado de lodo de esgoto, cuja disposição final é
problemática, chegando a representar 60 % do custo de operação das
estações de tratamento (CAMARGO; BETTIOL, 2000). A disposição final inadequada desse resíduo anula, parcialmente, os benefícios da coleta e tratamento dos efluentes. Portanto, um destino adequado deve ser dado a esse resíduo e, para tal, vêm sendo realizados
diversos estudos no sentido de reciclar esse resíduo, como matériaprima para produção de outros materiais. A busca de soluções,
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REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
economica e ambientalmente vantajosas, para os diversos tipos de
resíduos sólidos gerados, continua sendo um desafio e, entre eles, a
disposição final do lodo de esgoto.
A utilização de resíduos tem-se mostrado uma possibilidade
tecnicamente promissora, como material constituinte na fabricação
de produtos do setor de construção civil. De acordo com Santos (2003),
diferentes formas de reciclagem de lodo de esgoto, como materiais
de construção, vêm sendo sugeridas, internacionalmente, como alternativas seguras para o encapsulamento dos metais pesados, redução
de emissões atmosféricas poluentes, redução dos volumes requeridos, em aterros sanitários e, consequentemente, redução de custos,
além de gerando numa forma de aproveitamento benéfico de matéria-prima e energia disponíveis, causando uma economia, na extração desses recursos do ambiente, mesmo que, em pequenas quantidades. Dessa forma, ajustando-se ao modelo de desenvolvimento sustentável. Estudos de viabilidade de aplicações do lodo de esgoto, tratado na construção civil, têm sido desenvolvidos nas últimas decadas,
visando a sua atualização como: a) agregados leves para o concreto,
isolamento térmico, enchimentos de vazios, blocos para alvenaria e
piso – (Morales e Agopyan (1992) e Santos (2001); b) matéria-prima
na fabricação de cimento Potland e posolanas Onaka (2000); c) matéria-prima na fabricação de cerâmica Werther e Orgada (1999).
Feitosa (2008) estuda varias aplicações do lodo de esgoto na Engenharia.
É nesse contexto que este Trabalho busca alternativas capazes de auxiliarem no debate da gestão da disposição final do lodo de
esgoto, através de sua utilização em melhoramento de solos
colapsíveis.
2 Material e Métodos
Nos experimentos da Pesquisa, utilizou-se o solo, coletado
na Estação Experimental de Itapirema do Instituto Agronômico de
Pernambuco (IPA), Município de Goiana/PE. Os ensaios de caracterização física foram realizados, segundo as Normas da ABNT: Análise Granulométrica (ABNT 1984a), Massa Específica dos Grãos dos
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UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
Solos (ABNT 1984b), Limite de Liquidez (ABNT 1984c), Limite de
Plasticidade (ABNT 1984d), Ensaio de Compactação (ABNT 1984e)
e, para ensaios edométricos simples, foi aplicada a norma de
Adensamento (ABNT 1990), com algumas modificações, propostas
por Ferreira (1995).
O lodo de esgoto utilizado foi proveniente do leito de secagem da Estação de Tratamento de Esgotos (ETE) do Curado, situada
na Região Metropolitana do Recife – PE. Acondicionado em sacos
plásticos, para ser transportado ao laboratório, foi colocado para secar, primeiramente, ao ar e, depois de seco, foi destorroado e passado
na peneira, com abertura de malha 4 mm. O lodo utilizado atende aos
limites de metais pesados do CONAMA 375/06 e se encontram indicados na Tabela 1.
Os ensaios de caracterização química do solo, lodo e mistura solo-lodo foram realizados, segundo as metodologias estabelecidas
pelo Serviço Nacional de Levantamento e Conservação de Solos e
pelo Manual de Métodos de Análise de Solos da Empresas Brasileiras de Pesquisa e Agropecuária, (EMBRAPA, 1997).
Tabela 1. Teores de metais presente no
lodo da ETE do Curado – PE
*Brasil (2006) - ** Lógica Engenharia (2009)
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Os ensaios edométricos simples foram realizados através da
prensa, tipo Bishop, com braço de relação 1:10 em células com anel
fixo. Amostras do solo natural e da mistura solo-lodo, nas proporções
em peso de 5%, 10% e 15%, foram compactadas, estaticamente, com
umidade de, aproximadamente, 5,0 % e pesos específicos aparente
seco de 15,00 kN/m3 e 17,00 kN/m3. As amostras foram colocadas
em um saco plástico, para a equalização da umidade. Com as amostras na umidade desejada equalizada, foi calculado o volume de solo
necessário para atingir os pesos específicos desejados. A compactação
foi realizada estaticamente numa prensa de compressão, com capacidade de 50 kN, o volume de solo, calculado previamente, foi colocado no anel e encaixado no molde de compactação. A forma do molde
garantia que o solo não fosse compactado, além do necessário, devido ao sistema de segurança no topo, onde existe um contato do pistão
com o topo do molde, impedindo que o pistão compacte mais o solo.
A moldagem das amostras (controle de umidade, molde de
compactação, o controle dos pesos dos corpos de prova e a técnica de
compactação estática) resultou em corpos de prova, com
reprodutividade das condições esperadas, apresentando índices físicos com pequena variação de valores, em relação aos desejados. As
tensões verticais foram aplicadas de forma incremental (∆σ/σ = 1),
iniciando com 10 kPa e atingindo 640 kPa. O tempo de duração de
cada estágio de tensão era tal que a deformação, entre dois intervalos
de tempo consecutivos ((∆t/t = 1) fosse inferior a 5% da deformação
total do solo, ocorrida até o tempo anterior. A inundação dos corpos de
prova foi realizada com água destilada, sendo feitos 56 corpos de prova.
A contextura (microestrutura) do solo e das misturas sololodo foram observadas a partir das amostras dos ensaios, coletadas
cuidadosamente, e colocadas ao ar para secar, onde eram preparados
três corpos de prova, de formato prismático, com base de 9,8 mm e
altura de 8 mm. Os corpos de prova foram moldados de modo que
nenhum instrumento cortante ou pontiagudo tocasse na superfície de
observação, utilizando a mesma técnica descrita por Ferreira (1995).
Os corpos de prova foram fixados em um cilindro de alumínio, com
diâmetro de 9,8 mm e altura de 11 mm, por meio de fita 3M e reforçada por pequena quantidade de cola no contato. Os corpos de prova
foram colocados na campânula de vácuo do tipo Fine Coat Íon Sputter
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UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
JfC 1100 para metalização, na qual recebiam uma película de ouro
fina, tendo, por finalidade, o carregamento eletrostático, propiciando
um boa condução do feixe de elétrons. Em alguns corpos de prova,
foi necessário fazer uma segunda metalização, porque a primeira não
cobria, totalmente, a amostra e não se podia obter uma maior resolução. Após o processo de metalização, as superfícies das amostras
foram observadas e fotografadas no equipamento JSM LV1600
Sconning Microscope de marca Joel, operando a 15 Kv.
3 Análise e Discussão dos Resultados
Na classificação Pedológica, o solo utilizado é um
Espodossolo, tem 88 % de areia, 3 % de silte e 9 % de argila, Tabela
2. É uma Areia Siltosa (SM) na Classificação Unificada, não líquida
e não plástica e, no Sistema de Classificação TRB, é classificado como
Pedregulhos e Areias Siltosas ou Argilosas (A-2-4). A composição
granulométrica do lodo é constituída de 96 % de granulados (com
dimensões entre 4,8 mm a 0,05 mm) e 4 %, com dimensões menores
que 0,05 mm, Figura 1. As misturas do solo com lodo de esgoto, nas
proporções de 5 % e 10 %, são classificadas, também, como Areia
Siltosa (SM), não líquidas, não plásticas. Na proporção de 15 %, é
classificada como uma Areia Siltosa mal graduada (SM-SP), não líquida, não plástica. No Sistema de Classificação TRB, são
identificadas como Pedregulhos e Areias Siltosas ou Argilosas (A-24), as misturas nas proporções de 5 % e 15 % e a mistura na proporção de 10 %, é uma Areia Fina (A-3).
Tabela 2. Peso específico real dos grãos e frações
do solo, lodo e das misturas solo-lodo
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REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
Figura 1 – Curvas granulométricas – Solo natural,
lodo e misturas solo-lodo (5 %, 10 % e 15 %)
O acréscimo do lodo ao solo aumenta a umidade ótima (Wot)
até o acréscimo de 10 % e um pequeno decréscimo para 15 %. O peso
específico aparente seco máximo, praticamente, não altera, até o acréscimo de 10% e decresce para 15 % de adição de lodo. Figura 2.
Figura 2 – Curvas de compactação do solo e solo-lodo (5 %, 10 % e 15%) e
Curva de porcentagem de lodo versus umidade ótima e
versus peso específico aparente seco máximo
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UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
A caracterização química do solo natural é ácido (pH< 7). O
valor do pH, em Cloreto de Potássio (pHKCl), é inferior ao valor do
pH, em água (pHH2O) e a variação do pH (DpH = pHKCl – pHH2O) é
negativa, indicando a presença de argilas silicatadas - Carvalho (2004).
A quantidade da matéria orgânica, obtida a partir do carbono orgânico, é baixa (menor que 1,0 %). A capacidade de troca catiônica é
baixa (valor T = CTC < 27cmolckg-1), indicando, também, a predominância do mineral argílico caulinita. A Saturação, por base, expressa
em porcentagem (valor V), é inferior a 50 %, tratando-se de um solo
Distrófico. A porcentagem de sódio, no complexo de trocável (100
Na+T-1) de 2,3 %, é baixa, por ser inferior a 6 %. A condutividade
elétrica do extrato de saturação, é alta (10 mS/cm/25°C) superior a 4
mS/cm/25°C. À medida que se adicionar lodo ao solo de 5 a 15%, as
misturas, assim formadas, apresentam pH, praticamente, neutro (aproximadamente 7), o teor de matéria orgânica cresce, mas, ainda, é baixo; a capacidade de troca catiônica cresce e, a partir da proporção de
10 %, a mistura passa a ter uma CTC, alta (valor T = CTC > 27
cmolckg-1). A saturação por alumínio decresce, e a saturação por sódio,
a quantidade de água no extrato saturado além da condutividade elétrica do estrato de saturação crescem, quando se aumenta a proporção de lodo ao solo.
Resultados dos ensaios edométricos simples, realizados para
peso específico aparentemente seco de 15,00 kN/m3, estão na Figura
3. Os valores dos índices físicos iniciais dos corpos de prova para
cada conjunto de amostras foram semelhantes, indicando que o processo de compactação e o controle de umidade permitiram obter corpos de prova, com pesos específicos aparentes secos e umidades muito
próximos aos desejados bem como repetições deles – pesos específicos. Os valores dos potenciais de colapso ou expansão, calculados
através da fórmula (1), para as tensões verticais de inundação de 10,
20, 40, 80, 160, 320 e 640 kPa em amostras compactadas nos pesos
específicos de 15,00 kN/m3 e 17,00 kN/m3, são apresentadas na
Figura 4.
16
REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
SP ou CP (%) = 100 DH / Hi
(1)
Em que: “H é a variação da altura do corpo de prova devido
à inundação (mm), Hi é a altura do corpo de prova antes da
inundação.
No solo sem acréscimo de lodo, para o peso específico seco
de 15,00 kN/m3, o colapso aumenta, atingindo um valor máximo de
6,61 %, na tensão de 320 kPa e, depois, decresce, sendo essa a tensão
crítica para o colapso máximo. A compactação do solo, para peso
específico de 17,00 kN/m3, reduziu, significativamente, os potenciais de colapso a valores máximos de 1,64 %, para a tensão de 640
kPa. O acréscimo de lodo ao solo diminui o potencial de colapso.
Para o peso específico seco de 15,00 kN/m3 e tensão de 10 kPa, o
acréscimo de lodo de 10 % e 15 % ao solo causou uma pequena expansão. Comportamento similar foi observado para o peso específico
seco de 17,00 kN/m3, nas tensões de 10 kPa, 20 kPa, com acréscimo
de lodo de 10 % e 15 %.
O acréscimo do lodo funciona, com eficiência, na redução
do colapso, semelhante ao aumento do peso específico. Para o peso
específico de 15,00 kN/m3, a redução do colapso do solo natural, em
relação aos acréscimos de lodo, em 5 %, 10 % e 15 % foram de 6,2 %,
51,6 % e 56,4 %, respectivamente.
17
UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
Figura 3. Variação do índice com a tensão vertical de consolidação
obtida através de ensaios edométricos
Figura 4. Variação dos valores do potencial de colapso ou expansão com a
tensão vertical de consolidação, a) para peso específico aparente seco de 15,00
KN/m3 b) para peso específico aparente seco de 17,00 KN/m3
Para os pesos específicos, aparentemente secos 15,00 kN/
m3 e 17,00 kN/m3, foram obtidos os valores médios dos índices físicos de oito corpos de prova do solo natural e de cada mistura sololodo. O percentual de volume de cada componente da mistura, em
percentual correspondente ao solo, ao lodo, à água e ao ar. Figura 5.
18
REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
Figura 5. Porcentagem de volume de cada componente da mistura
Para um mesmo peso específico aparentemente seco, o acréscimo de lodo aumenta o volume das partículas sólidas e reduz o volume de vazios. Como o volume de água teve pequenas variações, a
redução que ocorre no volume de vazios é devida à redução do volume de ar. Por outro lado, o aumento de volume que ocorre, de partículas sólidas na mistura, em relação ao solo natural, é, significativamente, influenciado pela diferença do peso específico real dos grãos
do solo (26,16 kN/m3), quando comparado com o lodo (16,27 kN/m3).
Portanto, para um mesmo peso específico aparentemente seco, o acréscimo do lodo ao solo aumenta o número de partículas, nos contatos
entre os grãos, reduzindo os poros e dá maior estabilidade à estrutura
do solo, reduzindo o colapso e, consequentemente, existe um maior
número de partículas, revestindo os grãos do solo, Figura 6, dando
maior estabilidade à estrutura, reduzindo o colapso, quando o solo é
inundado.
19
UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
b) Mistura solo-Iodo
a) Solo natural
Figura 6. Eletronicrografia a) solo natural – Empacotamento, b) - Grãos de
quartzo ligados com siltes, argilas e matéria orgânica solo-lodo
Conclusões
Existem alterações físicas, químicas e microestruturais no
solo, com a adição de lodo de esgoto ao solo natural. Para manter o
mesmo peso específico aparentemente seco da mistura solo-lodo, o
acréscimo do percentual de lodo proporciona uma redução do índice
de vazios do solo, diminuindo a colapsibilidade. Esses resultados indicam que essa técnica pode ser adequada para o melhoramento de
solos colapsíveis, necessitando, entretanto, de maiores estudos para
se ter conclusões mais definitivas.
Agradecimentos
À Rede CCI/FIUC (Federação Internacional de Universidades Católicas) pela oportunidade de desenvolver parte do Trabalho
de Pesquisa, intitulado “Formação de técnicos para melhorar a qualidade de solos em países em desenvolvimento”.
À Universidade Católica de Pernambuco (UNICAP), pela
Bolsa de Estudos da primeira Autora.
Agradecimento ao CNPq pelo apoio a pesquisa.
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REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
Referências
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Janeiro: ABNT, 1984c.
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Carlos. São Paulo, (2004). EESC-USP, Vol 2, p 1-22.
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21
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saturados devidos à inundação. 1995, 379p. Tese (Doutorado em
Engenharia Civil). Universidade Federal do Rio de Janeiro, Rio de
Janeiro, 1995.
LÓGICA ENGENHARIA. Diretoria Administrativa. Planta ETE Curado.
Recife 2009.
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partir de lodo da cidade de Londrina. São Paulo: EPUSP, 1992. Boletim Técnico da Escola Politécnica da USP, BT/PCC/64.
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unimate reuse of sewage sludge. Water science & technology, [S.l.]. v.
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265f. Dissertação (Mestrado em Engenharia) – Escola Politécnica,
Universidade de São Paulo. São Paulo, 2003.
WERTHER, J.; OGADA, T. Sewage sludge combustion. Progress in
energy and combustion science, [S. l.]. n. 25, p. 55-116, 1999.
Endereços para contato:
Maria Célia Alves Feitosa. E-mail: [email protected]
Joaquim Teodoro Romão de Oliveira. E-mail: [email protected]
Silvio Romero de Melo Ferreira. E-mail: [email protected]
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Estudo de retenção de água e infiltração em solos
tropicais coluvionares e residuais
Marcos Massao Futai1
Silvia Suzuki2
Resumo
Este trabalho estuda perfis de infiltração em solos não saturados compostos por
uma camada superficial de solo coluvionar. O exemplo usado é de uma encosta
localizada na Serra do Mar. Foram realizados ensaios de curva de retenção e, a
partir deles, foram obtidas as funções condutividade hidráulica. Demonstrou-se a
necessidade de se considerar a heterogeneidade de distribuição de poros ou distribuição bimodal na curva de retenção e, consequentemente, na função de
condutividade hidráulica. Foram utilizados dados pluviométricos medidos próximo ao local de coleta das amostras. A partir dos dados ambientais e do solo, realizaram-se simulações numéricas da variação sazonal da sucção e da umidade ao
longo do ano. Comparou-se a influência de uma camada superficial de solo
coluvionar sobre solo residual com um perfil de solo residual sem cobertura.
Palavras-chave: curvas de retenção, solos não-saturados, função de condutividade
hidráulica, solos coluvionares.
Water retention and infiltration in colluvium
and wastewater tropical soils
Abstract
This paper examines of infiltration in unsaturated soils consisting of superficial
colluvium soil layer. The example used is a slope located in the Serra do Mar. Tests
including the soil water retention curve and the hydraulic conductivity functions. It
was demonstrated the necessity to consider the heterogenety of pore distribution or
bimodal distribution in water retention and consequently in the function of hydraulic
conductivity. It was used rainfall data measured near the site of sample collection.
From the environmental data and soil held numerical simulations of the seasonal
suction variation and water content throughout the year. It was compared the influence
of a superficial colluvium soil layer over residual soil with a residual soil profile
without coverage.
Keywords: retention curve, unsaturated soils, hydraulic conductivity function,
colluvium soils
_______________________
1
Professor Doutor – Escola Politécnica/ USP
2
Mestre em Engenharia Civil
23
UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
1 Introdução
A infiltração em solos não saturados não pode ser analisada
de forma tão simplificada como na condição saturada. Isso ocorre
porque, no fluxo não saturado, a sucção influencia na propriedade do
solo (função condutividade hidráulica) e também no gradiente hidráulico. Além disso, na maioria dos casos, é preciso analisar na condição transiente. No caso de infiltração unidimensional não-saturada e
transiente, a equação que rege o fluxo é:
(1)
Onde:
kz(hm) – função condutividade hidráulica
h - carga hidráulica
θ – umidade volumétrica
A solução analítica para eq. (1) é bastante complexa e muito
complicada, se for necessária a consideração das condições ambientais,
pois elas variam com o tempo. Em casos mais complexos, é necessário recorrer a soluções numéricas.
Existem soluções analíticas simplificadas, porém, fornecem
uma frente de umedecimento para uma infiltração constante. Neste
trabalho, será realizado um estudo numérico com dados pluviométricos
medidos em campo.
O estudo será focado na influência de uma camada superficial coluvionar sobreposta ao solo residual no perfil de infiltração. O
contraste de condutividade hidráulica de solos naturais tropicais pode
gerar condições propícias para formação de barreiras capilares naturais ou favorecer a infiltração adicional de água.
24
REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
2 Características do solo
As amostras dos solos estudados são todas indeformadas,
sendo quatro coluvionares (C1, C2, C3 e C4) e dois residuais de
migmatito, sendo um maduro (R1) e outro jovem (R2). As curvas
granulométricas e a carta de plasticidade estão apresentadas nas figuras 1 e 2, respectivamente. Dos solos coluvionares o C4 é o mais
argiloso e plástico, e o C2 é o único com wL menor que 50 por se
tratar de um solo mais siltoso. Os índices de vazios dos solos variaram bastante, os coluvionares entre 0,93 e 1,44, porém o solo mais
poroso foi o residual maduro (R1).
Figura 1 - Curvas granulométricas dos solos
25
UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
Figura 2 - Carta de plasticidade dos solos estudados
A permeabilidade saturada foi medida por meio de
permeâmetros de parede rígida com carga variável, cujos valores estão listados na tabela 1. A permeabilidade saturada variou pouco, entre 3x10-5 cm/s e 4x10-4 cm/s, não há nenhuma correlação entre esses
valores e o índice físico ou IP. Outras características (mineralogia,
análises químicas, ensaios mecânicos) podem ser consultadas em
Suzuki (2004).
Tabela 1. Índices físicos e coeficientes de permeabilidades
26
REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
2 Pluviometria da região
A pluviometria da região foi analisada no período de janeiro
de 2001 a junho de 2003, cujos dados estão apresentados na figura 3.
Os períodos mais chuvosos estão compreendidos entre os meses de
janeiro e março. Mesmo assim, pode-se ver na figura 3 que ocorrem
picos de pluviometria diária, que pode chegar a 90 mm nos períodos
de menor precipitação.
Na figura 4, estão apresentados dados de pluviometria acumulada de 30 dias. Nessa figura, pode-se observar que não há um
período muito nítido de estiagem. Em alguns períodos, há redução da
pluviometria, porém raramente a precipitação acumulada em 30 dias
é inferior a 50mm. Esses dados serão utilizados para as simulações
numéricas de infiltração em meio não saturado.
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UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
3 Curvas de retenção de água
As curvas de retenção de água foram obtidas por meio de
três técnicas: placa de pressão, placa de sucção e papel filtro. Os solos foram umedecidos antes do início do ensaio e realizados com
trajetória de secagem. As contrações durante o ensaio foram medidas, o que permitiu traçar curvas com umidade volumétrica.
Os resultados podem ser vistos na figura 5. A faixa na qual
as curvas de enquadram é bem larga. Aparentemente, não há uma
tendência clara de comportamento que permita agrupar os solos em
grupos de comportamento similar.
28
REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
Figura 5 - Curvas de retenção de água
Para comparar as curvas, foi realizada uma normalização da
umidade volumétrica e da sucção:
Θ = (θ−θr)/(θsat−θr)
(2)
ψ/ψa
(3)
e
Dessa forma, reduz-se a influência da condição inicial (figura 6). Para essa normalização, utilizaram-se os valores de entrada
que, efetivamente, causam a dessaturação dos solos. Por isso, alguns
deles são bastante baixos. A diferença entre as curvas normalizadas
deve-se à diferença de comportamento. Os solos cujas curvas se
posicionaram mais à direita apresentaram tendência de distribuição
de poros bimodal. Há um valor de entrada de ar referente à
dessaturação dos macroporos e outra dos microporos.
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UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
Figura 6 - Curva de retenção normalizada Θ:ψ/ψa.
Para investigar o efeito da entrada de ar dos microporos (ψ2),
normalizaram-se as curvas utilizando (Θ∗ : ψ/ψ2), conforme apresentado na figura 7. Sendo Q??calculado com a umidade volumétrica relativa à ψ2. Valores de Q? maiores que 1 indicam que o solo apresenta
pelo menos duas concentrações de poros. Analisando a parcela da
curva com ψ/ψ2 maior que 1, verifica-se que há uma concentração
dos dados, permitindo traçar uma faixa que representa as curvas
normalizadas dessa forma.
30
REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
Figura 7 - Curva de retenção normalizada Θ:ψ/ψ2.
4 Modelos de ajustes
Costuma-se ajustar a curva de retenção por meio de funções. Existem várias: algumas baseadas na distribuição de poros e
outras empíricas. Selecionaram-se duas delas para se estudar o comportamento dos solos ensaiados: Brooks e Corey (1964) e Van
Genuchten (1980). Os dois modelos também permitem que se determinem as respectivas funções de permeabilidade.
O modelo de Van Genuchten (1980) é dado pela expressão:
(4)
Para a função de permeabilidade, utilizou-se a proposta de
Van Genuchten (1980) baseada no modelo de Mualem (1976):
(5)
31
UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
Para os solos que apresentaram comportamento bimodal, adaptouse o modelo de Brooks e Corey duas vezes, uma após a entrada de ar
dos macroporos:
Para ψ<ψa
(6)
(7)
Mantendo-se constante no trecho com ausência de poros:
Para θw = θw2
(8)
kw
= 0,16
k sat
(9)
e outro ajuste para os microporos:
Para y>y2
(10)
(11)
32
REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
6 Ajustes dos resultados
Os ajustes foram realizados para todos os solos e geradas as
respectivas funções de permeabilidade, conforme apresentado no item
anterior. Os resultados podem ser conferidos nas Figuras 8 a 13.
Figura 8 - Ajustes para o solo C1
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UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
Figura 9 - Ajustes para o solo C2
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REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
Figura 10 - Ajustes para o solo C3
35
UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
Figura 11 - Ajustes para o solo C4
36
REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
Figura 12 - Ajustes para o solo R1
37
UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
Figura 13 - Ajustes para o solo R2
Os solos C1 (figura 8), C3 (figura 10), e R2 (figura 13) ajustaram-se bem pelos dois modelos. Já os solos C2 (figura 9), C4 (figura 11) e R1 (figura 12) apresentaram comportamento bimodal e, por
isso, foram ajustados pelo modelo de Brooks e Corey por dois trechos, conforme descrito no item anterior.
Quando os dois modelos se ajustam bem, a função de
permeabilidade do modelo de Brooks e Corey posiciona-se um pouco a direita da curva de Van Genuchten. Isso ocorre devido à posição
do valor de entrada de ar; no modelo de Van Genuchten a curvatura
faz com que a dessaturação ocorra um pouco antes.
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REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
Quando a distribuição de poros é bimodal, o modelo de Van
Genuchten não fornece bom ajuste da curva de retenção. A flexibilidade do modelo de Brooks e Corey modificado permitiu que o modelo
se ajustasse bem aos resultados experimentais. A consequência dessa
diferença de ajuste é percebida também na função de permeabilidade. A
função de permeabilidade gerada pelo modelo de Van Genuchten pode
apresentar resultados mais ou menos permeáveis que o de Brooks e Corey.
Isso fica claro ao observar o comportamento dos solos C2 e C4.
Os dois solos residuais apresentaram comportamentos bem
distintos: um apresenta distribuição de poros bimodal (R1) e o outro
não (R2). Essa diferença reflete a diferença do grau de intemperismo.
O solo R1, residual maduro, apresenta indícios de laterização, índice
de vazios elevado (1,6) e é mais argiloso que o solo residual jovem
(R2).
Para comparar os resultados, foram incluídas todas as curvas ajustadas na figura 14. Para os solos C2 e C4, utilizou-se o modelo de Brooks e Corey e, nos demais, Van Genuchten. Na figura 14(a),
estão apresentadas as curvas de permeabilidade, e na figura 14(b),
estão as respectivas curvas de retenção de água. Relacionaram-se, na
figura 14(c), os valores de permeabilidade e de umidade volumétrica.
39
UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
Figura 14. Resumo da relação sucção-umidade
volumétrica-função de permeabilidade
Até sucções da ordem de 100 kPa, o solo residual jovem
(R2) foi o que apresentou menores permeabilidades relativas e o solo
coluvionar C1 e residual jovem (R1) apresentaram maiores reduções
de permeabilidade relativa. Os demais solos enquadraram-se em uma
faixa bem estreita. As quedas das permeabilidades relativas dos solos
C1 e R1 após o primeiro valor de entrada de ar assemelham-se a
funções de areias, porém distinguem-se quando passam a apresentar
um patamar e depois voltam a cair.
Após 3000 kPa de sucção, o solo C1 passa a ter o mesmo
valor de permeabilidade do solo C2; os solos C4 e R1 passam a ter os
maiores valores de permeabilidade relativa, porque passam a ser comandados pela matriz argilosa. Esses valores de sucção não serão
alcançados em campo, haja vista que a região apresenta elevados índices pluviométricos todo o ano.
6 Ajustes com modelo bimodal
Como foram demonstrados no item anterior, os ajustes tradicionais da curva de retenção, nem sempre se aplicam perfeitamente
e isso traz importantes reflexos na função de permeabilidade. A dis-
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REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
tribuição de poros bimodal (ou multimodal) deve ser a principal explicação da deficiência do modelo de Van Genuchten (1980), por
exemplo. Para obtenção de melhores ajustes, optou-se pela função
bimodal proposta por Durner (1994).
Durner (1994) propôs que a curva de retenção dos solos com
sistema de poros heterogêneos pode ser representada pela superposição
de subcurvas da Van Genuchten. No caso de uma função com distribuição bimodal de poros, a função torna-se igual a:
(12)
Sendo w1 o peso da subcurva 1 e w2 o peso da subcurva 2.
Futai e Suzuki (2007) avaliaram a influência da
heterogeneidade de distribuição de poros nas curvas de retenção e
condutividade hidráulica e sugeriram que os solos coluvionares fossem
ajustados por funções bimodais. Serão apresentados ajustes para os
solos coluvionares C1 e C4 e R1, porque serão posteriormente
utilizados para o estudo de infiltração. O ajuste da curva de retenção
de água está apresentado na figura 15 e as respectivas funções de
condutividade hidráulica, na figura 16. Os parâmetros usados nos
ajustes estão listados na tabela 2. Futai e Suzuki (2006) demonstraram
que, quando não se utilizam ajustes adequados, a infiltração resultante
pode ser completamente diferente, mesmo partindo dos mesmos dados
de retenção de água.
As funções de condutividade hidráulica foram obtidas por
meio do programa RETEC, sendo que o ajuste do solo R1 com o
modelo Van Genuchten (1980) e as demais curvas foram ajustadas
com a proposta de Dunner (1994) realizada por integração numérica,
usando o modelo de Mualen. Os valores das condutividades
hidráulicas saturadas podem ser conferidos na tabela 1.
Os valores da condutividade hidráulica saturada estão bem
próximos, porém as funções (figura 16) são diferentes em função da
41
UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
diferença da distribuição de poros. Os dois solos coluvionares (C1 e
C4) apresentaram valores próximos. Para baixos valores de sucção
(0,4 kPa para o C1 e 4 kPa para C4), o solo residual passa a ser menos
permeável que os solos coluvionares.
Figura 15 – Curvas de retenção
Figura 16 – Funções de condutividade hidráulica
42
REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
Tabela 2 - Parâmetros das curvas de retenção
8 Simulações numéricas
O perfil geotécnico da região é basicamente composto por
uma camada de solo coluvionar sobreposta ao solo residual de
migmatito. Como as espessuras são variadas, optou-se por realizar
um estudo de três perfis típicos:
- solo coluvionar C1 de 15m de espessura sobreposto ao solo
residual (R1);
- solo coluvionar C1 de 15m de espessura sobreposto ao solo
residual (R1);
- somente com solo residual (R1).
As simulações foram realizadas com o programa Hydrus 1D.
As condições de contorno usadas para os três perfis foram as mesmas: à carga total (zero) constante na base, simulando o nível d’água
nessa posição e no topo, foram impostas as condições ambientais de
precipitação (indicada na figura 3) e evaporação média de 2,0 mm
diária.
As condições iniciais foram geradas numericamente com 5
anos de imposição das condições ambientais. Esse tempo foi o necessário para que os valores anuais pudessem ser reproduzidos de um
ano para outro sem diferenças da sucção. Os resultados referentes à
pressão de água do sexto ano de simulação estão apresentados na
figura 17, e os respectivos valores da umidade volumétrica podem
ser vistos na figura 18.
Os resultados obtidos dependem dos valores das funções de
condutividade hidráulica e das condições ambientais. Os valores obtidos demonstram que a camada de solo coluvionar desenvolve baixo
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valor de sucção ao longo do ano. Comparando os valores da sucção e
umidade volumétrica, pode-se perceber que os solos estão não
saturados, porém no caso dos solos coluvionares os valores estão muito
próximos ao valor de entrada de ar. Além disso, os valores de sucção
são muito baixos. No caso do solo residual, o baixo valor de entrada
de ar faz com que o solo se dessature mais rápido e, assim, as sucções
na região não saturada são maiores que no solo coluvionar.
Essas simulações numéricas estão de acordo com as observações realizadas por Suzuki (2004) através de dados instrumentação
(piezometria). Suzuki (2004) tratou a massa coluvionar como um problema de solos saturados cuja movimentação foi associada à variação do nível freático.
Nas simulações realizadas, não se pode verificar a elevação
do nível freático porque ele foi fixado a 2.000 cm de profundidade
como condição de contorno. No caso do perfil com camada de solo
coluvionar há uma brusca variação de sucção (figuras 17-a e 17-b) e
umidade (figuras 18-a e 18-b) na transição entre o solo coluvionar e
solo residual. Pode-se observar que a existência da capa coluvionar
C1 sobre o solo residual provocaria elevação do nível freático mais
intensamente que no caso de um solo residual sem cobertura. A camada de solo coluvionar C4 gerou um contraste entre as propriedades hidráulicas causando uma grande diferença de sucção na interface
(figura 17-b). Devido à sucção mais elevada no solo residual nessa
condição, a infiltração nessa interface é barrada, formando uma “barreira capilar natural”.
Estudos mais complexos envolvendo fluxo em encostas precisam ser reavaliados usando esses conceitos.
No perfil de solo residual sem cobertura, a sucção varia entre 20 e 80 kPa, sendo que os valores são maiores na superfície. O
nível de sucção é substancialmente maior do que no caso dos solos
coluvionares.
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Figura 17 – Resultados dos perfis de pressão de água
Figura 18 – Resultados das umidades volumétricas
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Conclusões
Os solos analisados apresentaram duas características distintas quanto à curva de retenção de água: distribuição contínua dos
tamanhos de poros e comportamento bimodal. Avaliaram-se os modelos de Brooks e Corey e Van Genuchten para ajustar os dados experimentais. Nos solos que apresentaram comportamento bimodal, os
modelos não se aplicam bem.
A adaptação do modelo de Brooks e Corey em trechos permitiu melhores ajustes das curvas de retenção e ainda facilitou a definição da função de permeabilidade. Ajustes multimodais usando somas parciais do modelo de Van Genuchten podem ser utilizados para
ajustar à curva de retenção, entretanto, a integração para obtenção da
função de permeabilidade só pode ser realizada por aproximação numérica. Porém a melhor opção é a utilização da função bimodal proposta por Dunner, cujo modelo está implementado no programa
Hydrus e, por isso, permite realizar aplicações em problemas de fluxo não saturado.
Apresentou-se um estudo sobre a infiltração em perfis típicos de solos tropicais compostos por duas camadas de solo: solo
coluvionar e solo residual. Mostrou-se que o ajuste mais adequado
para o solo coluvionar deve considerar distribuição de poros bimodais.
As simulações numéricas foram realizadas com o programa Hydrus,
que tem implementado um modelo que considera esse ajuste.
Observou-se que a sucção ao longo dos solos coluvionares
permanece bem baixa quando comparados com um mesmo perfil formado exclusivamente por solo residual. Isso ocorre devido à diferença entre a capacidade de reter água dos solos; além disso, depende
também da função de condutividade hidráulica. Assim, como o solo
residual permanece com sucções maiores, sua condutividade hidráulica reduz muito em relação ao valor saturado.
Essas análises explicam as baixas declividades das encostas, pois, mesmo acima do nível d’água, a massa coluvionar não apresenta sucção elevada, o que não garante ganho de resistência para se
suportar sob condições mais íngremes.
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Agradecimentos
Os autores agradecem o apoio financeiro da FAPESP, da
CAPES e do CNPq.
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Endereço para correspondência:
Marcos Massao Futai. E-mail: [email protected]
Silvia Suzuki. E-mail: [email protected]
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REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
Concreto com uso de agregados de resíduos de
construção e demolição – RCD:
avaliação do desempenho
Pedro Eugenio Silva de Oliveira1;
Joaquim Teodoro Romão de Oliveira2;
Silvio Romero de Melo Ferreira3
Resumo
A construção civil, como qualquer outro setor produtivo, é gerador de resíduos,
devido aos desperdícios e à demolição, após o uso ou catástrofes. O emprego desses resíduos, como agregados para argamassas e concretos não estruturais, tem estudos difundidos na literatura brasileira e no mundo inteiro. Um dos grandes problemas dos centros urbanos das cidades, no Brasil, é o crescimento da geração dos
Resíduos de Construção e Demolição - RCD. O presente trabalho estuda a viabilidade do uso de agregados de RCD para o concreto. Foram coletadas amostras,
moldados corpos de prova e avaliado o desempenho do concreto, através de ensaios não destrutivos como de ultrassom, esclerometria e de ensaio destrutivo de resistência à compressão. As amostras foram obtidas de uma obra vertical, na Região
Metropolitana do Recife, na fase intermediária, durante a elevação da estrutura e
colocação da alvenaria. Os corpos de prova foram moldados no formato cilíndrico,
com dimensões médias de 0,10 m de diâmetro e 0,20 m de altura, utilizando agregados naturais e com os obtidos, a partir de RCD, tendo os agregados graúdos a
mesma granulometria e mesmos fatores água/cimento. Os resultados obtidos indicam que a resistência do concreto com o uso de agregados de RCD é menor do que
a obtida com agregados naturais e o consumo do cimento é maior para se obter uma
mesma trabalhabilidade e a ruptura ocorre entre os agregados.
Palavras-chave: resíduo de construção e demolição; concreto
Concrete with use of aggregate of Construction and
Demolition Waste – CDW: Evaluation of the performance
Abstract
The civil construction, as, any productive sector, is a residues producer, on account
of the wastes and demolition, after constant uses or catastrophes. These residues
use as aggregates for non-structural mortars and concrete have spread out studies in
_______________________
1
Estudante de Engenharia Civil, PIBIC/UNICAP
2
Doutor em Engenharia Civil, UNICAP
3
Doutor em Engenharia Civil, UNICAP e UFPE Professor Doutor, Departamento de Engenharia Civil
49
UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
Brazilian and worldwide literature. One of the big problems of the urban centers
of the cities in Brazil is the growth of the generation of the Construction and
Demolition Waste - CDW. The present Paper studies the viability of the use of
the CDW as aggregate for the concrete. Sample have been collected as well
specimens have been molded and concrete performance has, also, evaluated,
through non-destructive essays, as supersonic vibration, sclerometer and
resistance to compression destructive essay those ones and the cement waste is
bigger in order to get the same plasticity and, so, rupture occurs among the
aggregate ones. The samples have been gotten from a vertical workmanship in
the Metropolitan Area of Recife, in the intermediate phase, during the rising of
the structure and placing of the masonry. The specimens had been molded in
the cylindrical format with average dimensions of 0,10 m of diameter and 0,20
m of height, using gotten natural aggregates and with those ones from CDW,
having, the coarse aggregates, the same grain size distribution and same water/
cement ratio. The results indicate that the resistance of the concrete with the
use of aggregates of CDW is lesser than those ones gotten with natural
aggregates and bigger water/cement ratio to get one same plasticity and the
rupture occurs among aggregate.
Keywords: Construction and Demolition Waste, Concrete.
1 Introdução
U
ma das grandes dificuldades enfrentadas pelas administrações
municipais, estaduais e mesmo no âmbito federal refere-se ao
destino dos resíduos sólidos, gerados pelas indústrias, resíduos domésticos e, principalmente, resíduos ocasionados pela demolição e
construção de obras de construção civil. Segundo JOHN (2000), os
resíduos de construção e demolição (RCD), tanto no Brasil como no
exterior, representam de 13 a 67% em massa dos resíduos sólidos
urbanos (RSU). Os dados acenam para um montante de 68,5 milhões
de toneladas por ano. Praticamente, todos os países no mundo investem num sistema formal de gerenciamento para reduzir a deposição
ilegal e sistemática, causando assoreamento de rios, entupimento de
bueiros, degradação de áreas e esgotamento de áreas de aterros, além
de altos custos socioeconômicos, especialmente em cidades de médio e grande porte (ÂNGULO, 2005).
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A busca por uma gestão sustentável do entulho requer, também, um ordenamento, visando a disciplinar os envolvidos no processo de geração e fluxos desse resíduo e a necessidade da implantação de um plano de destinação e, consequentemente, agregação de
valor a esses resíduos, para obras privadas, atentando, aí, para a garantia de compra por parte das entidades municipais envolvidas.
O crescimento dos grandes centros urbanos e a falta de planejamento – tanto governamental, quanto privado – para uma gestão
apropriada dos resíduos de construção e demolição (RCD) o tornam,
quantitativamente, o maior resíduo sólido urbano (RSU) gerado nas
cidades brasileiras. Em algumas cidades, o RCD chega a 70% do
RSU em massa CARNEIRO (2005), o que torna necessário o desenvolvimento de técnicas de reutilização e reciclagem desse resíduo e
de uma estratégia de deposição final eficaz, assim como acontece em
alguns países do primeiro mundo, os quais já implementaram uma
política de gestão dos RCD.
MARQUES NETO (2005) propõe um sistema de gestão integrada entre as prefeituras e o setor gerador, o qual pode ser adotado,
em várias localidades. Esse plano consta de aprovação de Programas
Municipais de Gerenciamento de RCD, Execução de Projetos de
Gerenciamento, Instalação e Implementação de áreas licenciadas de
triagem e reciclagem de RCD, redução, reutilização e reciclagem de
RCD. A produção de insumos para a construção civil, além de consumir recursos naturais, também produz resíduos. Segundo OLIVEIRA
et al (2008), a geração de resíduos é influenciada pela forma como se
constroem as edificações e como é feita a gestão dos resíduos de construção e demolição. A Gestão de RCD tem como objetivo a melhoria
da limpeza urbana, redução de custos, facilidade de disposição de
pequenos volumes gerados, preservação ambiental, incentivo às parcerias e a redução da geração de resíduos nas atividades construtivas.
A geração de resíduos de construção varia com o tipo de
cidade, com o número de habitantes, com o nível de desenvolvimento e o momento econômicos. Em cidades de médio e de grande porte,
no Brasil, as taxas variam de 400 a 700 kg/habitante/ano. A geração
de resíduos, também, é influenciada pela forma como se constroem
as edificações e como é desenvolvida a gestão dos resíduos de cons-
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UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
trução e demolição. Toda a obra gera resíduo em quantidade significativa. Estima-se, em média, que, de todo o material utilizado em
uma obra, 10% dele constituem resíduo. Como o peso de uma
edificação, por metro quadrado, varia de 0,8 a 1,2; é possível estimar
que 0,08 a 0,12 t/m2 é a geração de resíduo.
Uma das mais recentes instalações de usina de reciclagem
para beneficiamento de RCD, no Brasil, em 2007, está situada no
Bairro da Mangabeira, na Cidade de João Pessoa, no Estado da Paraíba,
e outra, no Bairro José e Maria do Município de Petrolina, no Estado
de Pernambuco (SANTOS, 2008), ambas com capacidade de processar 20 toneladas/hora de resíduos, que serão beneficiados para a fabricação de blocos de alvenaria, sem função estrutural, bloquetes para
pavimentação de ruas e peças para guias e meio-fio, além de produzir
material para aplicação em bases e sub-bases de estradas.
O presente Trabalho tem por finalidade analisar o comportamento do concreto, com uso de agregado de RCD, através de ensaios
destrutivos e não destrutivos, comparando-o com o concreto de agregados convencionais, com mesma granulometria de agregados graúdos
e mesmo fator água/cimento.
2 Materiais e métodos
O entulho utilizado para este Estudo foi coletado segundo as
prescrições da norma ABNT (1987) e representa o resíduo gerado,
em uma obra vertical, na fase intermediária entre a elevação de alvenaria, nos pavimentos, e a elevação da estrutura. A construção se encontrava na 19ª laje e os resíduos foram retirados do 14ª pavimento
no momento da colocação da alvenaria. O edifício, quando estiver
pronto, constará de 23 pavimentos, com 4 apartamentos, por andar.
As amostras coletadas passaram pelo processo de separação
de materiais indesejáveis para este Estudo, tais como: madeira, ferro,
plástico, gesso, placas cerâmicas etc. O material, após seleção e separação in loco, foi armazenado em lugar específico, estruturado pela
própria construtora, conforme resolução do CONAMA/307. Todo
material coletado - resíduo de alvenaria, argamassa e concreto - foi
transportado até o Laboratório de Materiais da Universidade Católica
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de Pernambuco, em 9 sacos de nylon, com aproximadamente 60 kg
cada, sendo acondicionado em local seco e específico para o estudo.
As amostras de RCD foram trituradas em britador de mandíbulas (Figura 1ª), ajustado para obtenção de uma granulometria
equivalente a uma brita de 19 mm seca ao ar e ao sol (Figura 1b),
além de protegidas por lonas plásticas para evitar o contato direto
com a umidade relativa do ar ou contaminação por outros materiais
não recicláveis. A avaliação de todo o material triturado objetivou
determinar a proporção entre cada componente encontrado nas amostras. Para isso, utilizou-se a norma ABNT (1987) – que trata do processo de redução de Amostras de Agregados para Ensaios de Laboratórios. Foi empregado o britador de mandíbula, marca Karl Kolp,
motor N.714879 Tipo SF848.
a)
b)
Figura 1 – (a)Triturador de Mandíbulas (b) Material reciclado após trituração e material
convencional
Depois de triturado o material, executou-se o peneiramento,
seguindo a norma NBRNM248. Na obtenção de agregado miúdo e
graúdo de RCD, fez-se necessário assemelhar, o máximo possível,
através do peneiramento, uma granulometria igual à dos agregados
naturais. Entretanto, no agregado miúdo, houve dificuldade de controle. Essa dificuldade já foi encontrada por outros pesquisadores,
conforme citado por BUTLER (2003).
A partir dos agregados reciclados dos Resíduos de Construção e Demolição, foram moldados 24 corpos de prova cilíndricos e
com 100 mm de diâmetro e 200 mm de altura. Doze são de concreto,
com agregados convencionais de areia e brita, com diâmetro máximo
de 19 mm, sendo seis dosados com traços em peso 1:2,17:3,16 e fator
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UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
água/cimento de 0,57 e seis com traço 1:2,78:3,78, fator água/cimento
0,68 e utilizando cimento do tipo CPII Z32. Da mesma forma, doze corpos de prova com concreto de agregado de RCD foram confeccionados.
A metodologia usada para dosar os traços com agregados de
RCD se baseou no controle do abatimento, por meio do ensaio de
slump (ABNT 1982), procurando uma trabalhabilidade semelhante à
de um concreto convencional. Os dois traços do concreto convencional foram dosados, com relação água / materiais secos igual a 9%,
objetivando-se, nesse caso, atingir um slump próximo de 90 ± 10
mm, o que foi comprovado experimentalmente. A relação água / materiais secos, para esse abatimento, é 18,48% e, a partir desse valor,
os traços foram recalculados, mantendo seus fatores água/cimento
iguais ao do concreto convencional. O traço recalculado com fator
água/cimento 0,57 utilizado, foi 1:0,54:1,54 e o relacionado com fator água/cimento 0,68, foi 1:0,84:1,84.
Os traços dos concretos, tanto convencionais como com agregados de RCD, são apresentados nas Tabelas 1 e 2. Após 7, 14 e 28
dias, em dois corpos de prova ABNT (1994) de cada traço, com agregados convencionais e com agregados de RCD, foram realizados os
seguintes ensaios: ultras-som, esclerometria e resistência à compressão (Figura 2), segundo as normas ABNT (1994), ABNT (1995),
ABNT (1980), respectivamente.
Figura 2 – Ensaio de resistência à compressão simples
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Tabela 1 – Características dos corpos de concreto
com agregados convencionais
Tabela 2 - Características dos corpos de
concreto com agregado reciclado
3.1 Resultados e Discussão
Observou-se que existe predominância de ruptura do tipo A
com 66% do total, 30% do tipo C e apenas 4% do tipo D. No concreto
com agregado de resíduo, a linha de fratura atravessa os agregados,
indicando a fragilidade mecânica do resíduo, quando comparado com
a pasta; enquanto no concreto convencional, a linha de fratura ocorre,
de maneira predominante, na zona de transição, entre a pasta e agregado graúdo.
O peso específico dos corpos de prova convencionais são,
em média, 12,7% superiores aos valores encontrados para os corpos
de prova com RCD, o que pode ser explicado pela menor densidade
média dos resíduos utilizados. O valor médio desse índice para o con-
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creto convencional é de 24,0 kN/m³, enquanto, para o concreto com
agregado RCD, é de 21,3 kN/m³. BUTLER (2003) encontrou valores
do peso específico para concreto com agregado reciclado, em média
5%, inferiores ao concreto convencional. Vale registrar que esse Autor utilizou o agregado graúdo reciclado das sobras dos corpos de
prova do concreto convencional (sem material cerâmico) e o agregado miúdo natural e fator água/cimento entre 0,41 e 0,48.
Para manter o mesmo fator água/cimento (a/c) e o mesmo
slump no concreto de agregado de resíduo, houve um aumento no
consumo de cimento de 50% para o traço com a/c igual 0,57, e 73%
para o traço com a/c igual a 0,68, aumentando, de maneira significativa, o custo do concreto produzido. Esse aumento pode ser explicado pela maior avidez por água dos resíduos empregados, o que obrigou a utilização de uma maior quantidade de água, para se obter o
mesmo nível de abatimento. Com isso, para se confeccionarem concretos com o mesmo fator água/cimento, foi necessário reduzir a quantidade percentual de agregado empregada no traço.
3.1 Estimativa dos Módulos de Deformação
O módulo de deformação estático é dado pela declividade
da reta tangente à curva Tensão x Deformação. Segundo a norma
brasileira ABNT (2003), pode ser estimado em função da resistência
à compressão fcj, pela Equação 1:
Equação 1
LEITE (2001) encontrou a Equação 2 para estimar os módulos de
deformação dos concretos, produzidos com agregados de RCD, para
fcj entre 12 e 42 MPa.
Equação 2
Os módulos de deformação (ABNT 2003) crescem com o
tempo de cura (Tabela 3) e (Figura 3) e decrescem com o acréscimo
do Fator a/c. São superiores, nos concretos com agregados convenci56
REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
onais, em cerca de 20,41 %, em relação aos concretos, com agregados de RCD, com fator água/cimento igual a 0,57, e 4,62 % para o
traço de fator água/cimento igual a 0,68. Já os módulos de deformação dos concretos convencionais, previstos pela equação de LEITE
(2001), são 70,43 % superiores aos concretos de RCD, previstos pela
mesma equação. Nesse caso, aumentando-se o fator água/cimento,
ocorreu uma redução na diferença entre os valores do módulo de deformação estático do concreto, com agregado convencional e com
agregado de RCD.
Tabela 3 – Valores numéricos dos módulos de deformação,
segundo previsão da ABNT 2003
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UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
Figura 3 – módulos de deformação previstos com o tempo
3.1 Cálculo dos Módulos de Elasticidades Dinâmicos (Tangente)
por Método Sônico
O módulo de elasticidade dinâmico, correspondente a uma
deformação instantânea muito pequena, é, aproximadamente, o
módulo da tangente para uma reta traçada desde a origem. É, geralmente, de 20 a 40% maior que o módulo estático e pode ser determinado, com mais exatidão, por um ensaio sônico (MEHTA;
MONTEIRO 1997), pela Equação 3, onde v é a velocidade de propagação da onda ultrassônica e ñ a massa específica do meio:
Equação 3
Os módulos de deformação dinâmico decrescem com o aumento
do Fator a/c (Tabela 4) e são superiores nos concretos com agregados
convencionais, em cerca de 108,73%, em relação aos concretos com agregados de RCD e crescem, com o tempo de cura (Figura 4).
Verifica-se que existe uma tendência de crescimento linear
dos Módulos de Deformações com o tempo de cura (Figura 3 e 4).
Desse modo, na Figura 5, são correlacionados os módulos estático e
dinâmico. Os Módulos de deformação dinâmicos são 87,20 % superiores aos Módulos de deformação nos concretos convencionais; 8,60
% superiores para os concretos de RCD, quando utilizado o método
58
REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
da Norma ABNT (2003); e 63,83 %, quando utilizada a equação
sugerida por LEITE (2001).
Tabela 4 – Valores dos Módulos de Deformação Dinâmicos (M.E.D.)
Figura 4 – Crescimento dos módulos de elasticidade previstos com o tempo
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Figura 5 – Correlações entre módulo de elasticidade estimado pela norma
brasileira e, Módulo de elasticidade dinâmico
3.1 Correlações entre a Resistência à Compressão e os Ensaios
não Destrutivos
OLIVEIRA et al (2007) apresentaram correlações entre a
Resistência à Compressão e os Índices Esclerométricos e da Resistência à Compressão e os valores de velocidade de onda ultrassônica.
No presente Trabalho, procura-se, como sugerido por NEVILLE
(1997), correlacionar os três ensaios num só gráfico. Os resultados
são apresentados na Figura 6. Observa-se que os valores dos corpos
de prova, com agregado de RCD, situavam-se abaixo das linhas existentes: as curvas, em azul, foram extrapoladas no presente Artigo, a
partir das curvas sugeridas por NEVILLE (1997). Nota-se uma concordância, em termos qualitativos, dos resultados obtidos.
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REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
Figura 6 – Correlações entre Resistência à compressão,
Índice Esclerométrico e velocidade de onda ultrassônica dos resultados
obtidos por OLIVEIRA et al. (2007), a partir de NEVILLE (1997)
3.1 Estudo dos Consumos de Cimento
Para se avaliar o consumo de cimento em função do fator
água/cimento (a/c = x), foram utilizadas as equações do consumo de
cimento e a relação água/materiais secos (A). Para tanto, foram
adotados os pesos específicos, tanto do agregado miúdo, quanto do
graúdo, iguais a 2,65 kg/cm³ (tento em vista a procedência semelhante dos materiais), obtendo-se as Equações 4 e 5. No presente Trabalho, essa relação pode ser ilustrada na Figura 7, com dados apresentados da Tabela 5.
Equação 4
Equação 5
61
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Onde:
k1 = 2650.A
k2 = (100 + 2,65.A)
k3 = -0,152
x = fator água/cimento
Tabela 5 – Consumos de Cimento e fator/água cimento
Figura 7 – Relação do inverso do consumo de cimento com o fator água/cimento
Considerando os valores de A, na Equação 4, é previsível a
equação da reta que correlaciona o inverso do consumo com o fator
água/cimento. As equações previstas e as encontradas são apresentadas na Tabela 6.
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REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
Tabela 6 - Relação do inverso do consumo de cimento com o fator água/cimento
Conclusões
Para manter o mesmo fator água/cimento (a/c) e o mesmo
slump no concreto de agregado de resíduo, houve um aumento no
consumo de cimento de 50% para o traço com a/c igual a 0,57, e 73%
para o traço com a/c igual a 0,68 crescendo, assim, o custo do concreto produzido.
A razão da resistência à compressão entre o concreto, com
agregado reciclado, e o concreto convencional, varia entre 0,57 e 1,03.
No concreto com agregado de resíduos, a linha de fratura
atravessa os agregados e, no concreto convencional, ocorre o mesmo,
na pasta. Esse fato indica que a resistência do concreto está limitada
pela resistência do agregado de resíduo.
A velocidade da onda é maior, no concreto convencional, do
que no concreto com agregado de RCD. Os valores dessa velocidade
no concreto com resíduos crescem, linearmente, com o tempo, enquanto, com agregados convencionais, é, aproximadamente, constante.
Os módulos de deformação dinâmicos decrescem com o
aumento do Fator a/c e são superiores, nos concretos, com agregados
convencionais, em cerca de 108,73%, em relação aos concretos, com
agregados de RCD e crescem com o tempo de cura.
Os módulos de deformação dinâmicos são superiores nos
concretos com agregados convencionais em cerca de 87,20%; 8,60%,
nos concretos com agregados de RCD (ABNT 2003) e 63,83%, quando
utilizada a equação, sugerida por Leite (2001), e crescem com o tempo de cura.
Foram extrapoladas curvas, no ábaco, que correlacionam
Resistência à Compressão, Índice Esclerométrico e velocidade de onda
ultrassônica, a partir das curvas sugeridas por Neville (1997).
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UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
O concreto com agregados de RCD apresentaram índices
esclerométricos, em média 45% superiores aos obtidos, para o concreto convencional.
Embora o concreto com agregado de RCD tenha apresentado menor resistência à compressão e maior consumo de cimento,
consequentemente, com maior custo, o aproveitamento desses resíduos trará grande benefício ambiental, cujo valor é de difícil
mensuração e contribui para resolver um dos problemas urbanos, que
é a destinação final dos RCD.
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Endereços para contato:
Pedro Eugenio Silva de Oliveira
Email: [email protected]
Joaquim Teodoro Romão de Oliveira
Email: [email protected]
Silvio Romero de Melo Ferreira
E-mail: [email protected]
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Avaliação de perdas de resíduos de construção
civil (RCC) em obras de edifícios multipisos
na cidade do Recife/PE
Stela Paulino Fucale1
Alexandre Duarte Gusmão2
Paula Christyan de Medeiros Souza3
Clarissa Ribeiro de Rodrigues4
Resumo
A quantidade de resíduos da construção civil gerada é uma parcela significativa das
perdas de materiais que ocorrem na construção de edificações. Os custos desse
resíduo são distribuídos por toda a sociedade, não só pelo aumento do valor final
das construções como também pelas despesas com a sua remoção e tratamento. O
objetivo deste trabalho é apresentar o levantamento de indicadores de geração de
resíduos (IGR) em atividades da construção de edificações na Cidade do Recife –
PE, para os serviços: alvenaria (tijolo cerâmico), revestimento com argamassa e
gesso em pasta (parede e teto), e acabamento com placas cerâmicas. Quanto aos
resultados dos indicadores mensurados, tem-se que: na fase de alvenaria, obteve-se
um IGR de 12,7%; no revestimento com argamassa, foi de 4,5%; no revestimento
de gesso em pasta, foi de 47%; e, no revestimento com placas cerâmicas, foi de
5,9%. Os índices de geração de resíduos dos materiais pesquisados são elevados,
principalmente no que se refere ao tijolo cerâmico e gesso em pasta, sendo, portanto, de extrema importância que sejam implantados programas de melhorias nos
canteiros de obras para reduzir a geração de resíduos e contribuir para uma construção mais sustentável sob o ponto de vista ambiental.
Palavras-chave: resíduo da construção civil, indicadores de geração de resíduos,
desperdício de materiais.
Civil construction waste losses evaluation of (RCC)
in multiground buildings in Recife’s city / PE
Abstract
The amount of civil construction waste generated is a significant loss of material
occurring in the construction of buildings. The costs of this waste are distributed
_______________________
1
Doutora em Engenharia Civil, Universidade de Pernambuco
2
Doutor em Engenharia Civil, Universidade de Pernambuco
3
Mestre em Engenharia Civil, Promata/Governo de Pernambuco
4
Mestranda em Engenharia Civil, Universidade de Pernambuco
67
UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
throughout society, not only by increasing the final value of buildings but also the
costs of their removal and treatment. This paper aims to present indicators of waste
generation (IGR) in the construction of buildings in the city of Recife – PE, for the
services: masonry (brick ceramic), coated with mortar, plaster coating into folder
(wall and ceiling) and covering with tiles. The results of the study showed that the
indicators measured were: at the masonry obtained a rate of 12,7% waste generation;
in the coating with mortar was obtained an IGR 4,5%; in the plaster coating of
slurry, the IGR was 38,7%; and the coating tiles with the IGR 5,9%. The study
showed that the rates of waste generation of the materials investigated are high,
especially with regard to the ceramic bricks and plaster paste. So it is extremely
important that improvement programs are implemented at construction sites to reduce
waste generation and contribute to a more sustainable building in terms of
environmental.
Keywords: civil construction waste, indicators of waste generation, lost of materials.
1 Introdução
O
s problemas decorrentes da elevada geração de Resíduos Sóli
dos Urbanos (RSU) vêm assumindo papel de destaque na sociedade brasileira. Os setores governamentais e da sociedade civil começam a se mobilizar para enfrentar esses problemas, que, por tantos
anos, foi deixado em segundo plano.
A indústria da construção civil merece maior atenção no que
diz respeito à geração de resíduos. O fato de trabalhar com grandes
obras fatalmente levam o setor a consumir muitas matérias-primas e,
consequentemente, gerar resíduos em grande escala. Contudo, somente
a partir da última década, a sociedade em geral, o poder público e o
próprio setor produtivo começaram a se preocupar de fato com os
danos causados pela falta de um correto gerenciamento desses resíduos.
No Brasil, aspectos de geração de Resíduos da Construção
Civil (RCC) estão intimamente relacionados à ineficácia do
gerenciamento dos materiais de construção nos próprios canteiros de
obras e à ausência de aplicação de técnicas capazes de controlar a
realização das atividades construtivas durante a execução das obras,
provocando altos índices de perdas.
Um dos principais problemas vivenciados nos centros urbanos, pelo setor público, envolve o desequilíbrio entre a grande quan-
68
REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
tidade de resíduos sólidos urbanos, em que estão incluídos os RCC
em maior proporção, e a ausência de locais especializados tecnicamente para disposição e tratamento desses resíduos, em regiões aptas
ao fácil transporte, recebimento e manuseio deles.
Por esses motivos, frequentemente, observa-se, nos núcleos
urbanos, a deposição irregular dos resíduos em terrenos baldios, ruas
e avenidas, contribuindo para o acúmulo de outros tipos de rejeitos,
para a poluição visual e a ambiental, como também provocando transtornos aos veículos e pedestres pela obstrução das calçadas e faixas de circulação, além de possibilitar a proliferação de vetores de contaminação.
Disposto clandestinamente, os resíduos ainda comprometem
recursos municipais utilizados para a remoção dos mesmos dos locais e áreas inadequadas, assim como de córregos e galerias onde o
material pode depositar-se.
Para ter uma estimativa mais precisa dos resíduos gerados
pela indústria da construção civil, foi realizado o presente estudo,
que tem por finalidade o levantamento dos Índices de Geração de
Resíduos – IGR, por serviço, dentro das técnicas construtivas utilizadas pelas construtoras atuantes na cidade do Recife/PE. Tais indicadores são de grande importância para a estimativa da quantidade de
resíduos gerados pelo setor, contribuindo para o planejamento das
empresas em relação aos seus resíduos.
2 Perdas na construção civil
O consumo excessivo de materiais pode ocorrer em diversas fases de um empreendimento: na concepção, quanto há uma diferença entre a quantidade de material previsto num projeto otimizado
e a realmente necessária de acordo com o projeto idealizado, gerando, assim, perdas de material incorporado; na execução, quando há
diferença entre a quantidade prevista no projeto idealizado e a quantidade efetivamente consumida, gerando perdas de material incorporado e entulho; e durante a utilização, quando há diferença entre a
quantidade de material prevista para a manutenção e a quantidade
efetivamente consumida num período de tempo, gerando perdas de
material incorporado e entulho (SOUZA et al, 1998).
69
UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
Para Andrade e Souza (2000), ao se propor um método para
a avaliação das perdas de materiais existentes nos canteiros, torna-se
necessário o entendimento das formas de ocorrência dessas perdas
dentro do canteiro de obras. Em seu estudo, classificaram as perdas
de materiais como físicas e financeiras. As físicas podem ser de materiais, quando a quantidade de material, hora de mão-de-obra e equipamentos são superiores à prevista, e as financeiras, quando o custo é
superior ao planejado (esperado).
O entulho de construção civil é uma das parcelas que compõe as perdas físicas de materiais que têm causado grandes transtornos ao meio urbano, alterando-lhe as características físicas e dinâmicas, envolvendo pessoas e o meio natural (ESTEVES, 1997).
Praticamente todas as atividades desenvolvidas no setor da
construção civil são geradoras de RCC. No processo construtivo, o
indicador de perdas é a principal causa dos resíduos gerados, embora
nem toda perda, efetivamente, se transforme em resíduo, visto que
uma parcela é incorporada à obra (ZORDAN, 2002).
Segundo Souza (2005), as parcelas de participação do total
de perdas podem ser divididas em aproximadamente 30% em forma
de RCC e 70% em perdas incorporadas.
Algumas pesquisas apresentam levantamentos de perdas de
diferentes materiais medidos no âmbito de canteiros de obras brasileiros, onde pode-se destacar os trabalhos de PINTO (1989),
SOILBELMAN (1993), AGOPYAN et al. (1998), SOUZA et al.
(1998), SOUZA (2007), GUSMÃO (2008), LORDSLEEM JR. (2009).
Pinto (1989) estudou as perdas de uma edificação predial
com 3.658 m² de área construída. Por meio da análise dos documentos fiscais, o autor aferiu todos os materiais que entraram na obra,
além de medições no canteiro e estudo do projeto executivo. Segundo o projeto, para uma massa estimada em 3.110 toneladas (0,85 ton/
m²), foram adquiridas 3.678 toneladas (1,0 ton/m²) para execução da
obra, o que representou desperdício de 18,3%. Durante as etapas da
construção, foram retiradas 213 caçambas de entulho em 18 meses
de obra, o que representa 2,7 viagens ou 9,45 m³ por semana.
Soilbelman (1993) estudou a perda de materiais de cinco
obras de classe média alta na cidade de Porto Alegre, RS. O referido
70
REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
autor encontrou perda média de 84,13% de cimento (t); 13,18% de
concreto (m3); 91,25% de argamassa (m3); e 27,64% de tijolos furados (un). Nas construções analisadas, foram empregadas tecnologias
convencionais, ou seja, estrutura de concreto armado, paredes de
vedação com blocos cerâmicos e revestimento com argamassa. O estudo se restringiu ao cálculo das perdas de tijolos maciços, tijolos
furados, concreto, aço, cimento, areia média, argamassa e cal. O autor afirma que os valores de desperdícios obtidos não representam a
quantidade de entulho gerado nos canteiros, mas valores teóricos de
consumo utilizados em orçamentos e a quantidade de materiais adquiridos.
Agopyan et al. (1998) reuniu estudos feitos em 69 canteiros
de obras, envolvendo 15 universidades de 12 estados brasileiros, com
intuito de avaliar as perdas reais de materiais dentro de canteiros de
obras. Ao final da pesquisa, encontrou os seguintes valores médios
de perda de materiais: 9% para concreto usinado, 10 % para aço, 17
% para blocos e tijolos, 15 % para eletrodutos, 25% para condutores,
16% para placas cerâmicas e 45 % para gesso.
2.1 Resolução CONAMA Nº 307
No que se refere aos resíduos provenientes de atividades da
indústria da construção civil, somente a partir de janeiro de 2003,
quando entrou em vigor a Resolução nº 307 do CONAMA (2002), é
que se passou a ter um dispositivo legal capaz de tratar questões específicas dos RCC. Tal Resolução estabelece diretrizes, critérios e
procedimentos para a gestão dos resíduos de construção, definindo e
ressaltando a responsabilidade do gerador sobre os seus resíduos
(CARNEIRO, 2005).
Essa Resolução trata de muitos aspectos relacionados aos
RCC, dentre eles:
• Art. 3º - A classificação dos resíduos da construção de
acordo com o seu potencial para reutilização e reciclagem.
• Art. 4º - A proibição da disposição dos resíduos da
construção em aterros de resíduos domiciliares.
71
UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
• Art. 5º - A obrigatoriedade da elaboração, como
instrumento de gestão dos resíduos de construção, do
Plano Integrado de Gerenciamento de Resíduos da
Construção Civil, o qual deverá incorporar:
a) Art. 7º - Programa Municipal de Gerenciamento de
Resíduos da Construção Civil, a ser elaborado,
implementado e coordenado pelos municípios e pelo
Distrito Federal, e deverá estabelecer diretrizes técnicas
e procedimentos para o exercício das responsabilidades
dos pequenos geradores.
b) Art.8º - Projetos de gerenciamento dos resíduos da
construção civil, que deverão ser elaborados e
implementados pelos grandes geradores e terão como
objetivo estabelecer os procedimentos necessários para
manejo e destinação ambientalmente adequados dos
resíduos.
2.2 Classificação dos Resíduos da Construção Civil
A classificação dos RCC é estabelecida no art. 3º da resolução CONAMA Nº 307 (2002), conforme segue:
I - Classe A - são os resíduos reutilizáveis ou recicláveis
como agregados, tais como:
a) de construção, demolição, reformas e reparos de pavimentação e de outras obras de infraestrutura, inclusive solos provenientes
de terraplanagem;
b) de construção, demolição, reformas e reparos de
edificações: componentes cerâmicos (tijolos, blocos, telhas, placas
de revestimento etc.), argamassa e concreto;
c) de processo de fabricação e/ou demolição de peças prémoldadas em concreto (blocos, tubos, meios-fios etc.) produzidas nos
canteiros de obras;
II - Classe B - são os resíduos recicláveis para outras
destinações, tais como: plásticos, papel/papelão, metais, vidros, madeiras e outros;
72
REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
III - Classe C - são os resíduos para os quais não foram desenvolvidas tecnologias ou aplicações economicamente viáveis que
permitam a sua reciclagem/recuperação, tais como os produtos oriundos do gesso;
IV - Classe D - são os resíduos perigosos oriundos do processo de construção, tais como: tintas, solventes, óleos e outros, ou
aqueles contaminados oriundos de demolições, reformas e reparos de
clínicas radiológicas, instalações industriais e outros.
É muito importante reduzir os índices de geração de resíduos (IGR) de materiais de construção e, para tal, primeiramente, devese avaliar a quantidade de material descartado como entulho nas obras.
3 Metodologia
Para a realização do levantamento dos Indicadores de Geração de Resíduos – IGR foram selecionadas diferentes obras de serviços de alvenaria e revestimento, localizadas na cidade do Recife-PE.
3.1 Tijolos cerâmicos
Para determinação do indicador de geração de resíduo de
tijolo cerâmico utilizou-se a metodologia proposta por Souza (2005).
De acordo com essa metodologia, antes do início da execução, é necessário marcar um “X” num determinado número de blocos estocados no pavimento, restringindo a análise apenas no nível desse (figura 1A).
Semanalmente, fez-se a contagem do número de tijolos marcados que restaram no estoque do pavimento e do número de tijolos
marcados assentes na alvenaria executada naquele pavimento (figura
1B). Assume-se que a diferença detectada seja o entulho gerado durante o período de análise. Assim, o índice de geração de resíduo de
tijolo é calculado utilizando-se a equação 1:
(1)
73
UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
Onde:
IGR – índice de geração de resíduo de tijolos (%);
NT – números de tijolos que foram marcados;
N1 – número de tijolos marcados que restaram no estoque;
N2 – número de tijolos marcados que foram assentes na alvenaria.
A
B
Figura 1 – A) Marcação de tijolo B) Alvenaria com tijolos marcados
Para efeito deste estudo, o procedimento foi repetido quatro
vezes (uma vez por semana, considerando que as medições foram
realizadas durante quatro semanas) em cada um dos canteiros (06 no
total), com exceção da Obra 3 (três semanas). A marcação dos blocos
foi realizada em duas situações distintas, dependendo do procedimento adotado em cada obra: tijolos fornecidos a granel (armazenados de forma unitária) e tijolos paletizados, isto é, armazenados em
grupos, em paletes.
3.2 Argamassa de revestimento, gesso em pasta e placas cerâmicas
A metodologia consistiu, primeiramente, na determinação
da área (m²) a ser revestida. Em seguida, foi solicitado aos operários
que os resíduos gerados fossem estocados no pavimento, de forma
segregada, para que se pudesse realizar a sua pesagem utilizando-se
balanças analógicas.
74
REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
Para o cálculo da perda dos materiais relativo à geração de
resíduo, ou seja, do IGR, utilizou-se a equação 2:
(2)
Onde:
IGR – índice de geração de resíduo (%);
R – massa do entulho (resíduo) gerado (kg);
A – área de aplicação do material (m²);
AG – quantidade de material necessária para se executar 1
m² (Kg).
Para o caso da argamassa de revestimento, utilizou-se AG
igual a 20 kg por m2 de revestimento, de acordo com informações do
fabricante. Para o gesso em pasta (revestimento de parede e teto),
descontou-se da massa do entulho o percentual de 21% relativo à
água adicionada para a produção da pasta, percentual esse medido
em laboratório. Considerou-se o rendimento de 4,45 kg de gesso por
m2 de revestimento, com espessura de 0,5 cm (pode-se considerar
esse rendimento para essa espessura. Finalmente, para o procedimento
adotado na análise da geração de entulho de placas cerâmicas, a massa de placa cerâmica era variável para 1 m2 de revestimento (13,5 a
15,9 Kg de placa / m2).
A geração de resíduos dos diferentes materiais analisados
neste item foi mensurada semanalmente, porém como cada obra possuía um ritmo de produção diferente, os cálculos foram feitos por
cômodo e não por semanas.
4 Resultados
4.1 Tijolos cerâmicos
Para definição do índice de perdas relativo à geração de resíduos de tijolos cerâmicos, foi realizado um levantamento em 06
75
UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
(seis) obras de edificações, todas com características similares: edifícios de múltiplos pavimentos em estrutura de concreto armado moldado in loco com vedação em alvenarias executadas com tijolos
cerâmicos de 08 (oito) furos, dimensões 9 cm x 19 cm x 19 cm, assentados com argamassa industrializada. Na tabela 1, são apresentadas as principais características do levantamento em cada obra.
Tabela 1 – Características das obras nas quais se avaliou a
geração de resíduo de tijolos cerâmicos
A tabela 2 apresenta o índice de geração de resíduo médio
de tijolos das obras estudadas.
Tabela 2 – IGR médio das obras estudadas
De acordo com a tabela 2, verifica-se que o valor do IGR
varia entre 9,3 e 16,1%, dependendo da obra. Percebe-se uma grande
dispersão, que pode ser relacionada aos procedimentos de assentamentos de tijolos e à mão de obra envolvida em cada caso.
Analisando-se o resultado final (média) do IGR médio das
obras estudadas, 12,7%, observa-se que, apesar da utilização das no76
REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
vas técnicas construtivas adotadas em algumas das construtoras estudadas, as construtoras do Recife possuem um índice relevante. Um
aspecto relevante é que a paginação da alvenaria (obra 5) levou a um
índice de geração um pouco menor que a média, mas, ainda assim,
muito elevado. Isso mostra que apenas a paginação da alvenaria não
reduz substancialmente as perdas com tijolos.
O índice de geração (média final) de tijolos cerâmicos das
obras estudadas no Recife é da mesma ordem de grandeza que os
índices encontrados por Pinto (1989), 13%, e Souza et al. (1998), 13%;
em outros canteiros de obras brasileiros, é um pouco inferior aos estudos
conduzidos por Agopyan et al. (1998), que foi de17%, e por Lordsleem
Jr. e Pinho (2009), que atingiu também 17%. Em relação aos números
britânicos publicados em Skoyles (1976), o índice foi de 8%.
4.2 Argamassa de revestimento
O IGR de argamassa de revestimento interno foi definido
através de um levantamento realizado em 03 (três) obras de edifícios
de múltiplos pavimentos em estrutura de concreto armado moldado
in loco, durante um período de quatro semanas.
Utilizou-se argamassa industrializada pronta para emboço,
que, de acordo com o fabricante, possuía rendimento previsto de 1,0
a 1,2 m2 por saco de 20 Kg. Destaca-se também que a argamassa era
preparada em pequenas quantidades e uma nova argamassa só era
produzida quando acabava a primeira. Toda a argamassa era utilizada
até o término do serviço naquele período, além de haver proteções no
piso (folha de zinco) para reaproveitamento do material que caía no
chão.
A tabela 3 apresenta os valores médios de IGR de argamassa
obtidos para as três obras estudadas. A medição dos índices era realizada em diferentes cômodos (suíte, sala de estar, cozinha, banheiro,
varanda) das três obras estudadas (7, 8 e 9). Vale salientar que a aplicação desse material nas obras 7 e 8 foi apenas em áreas molhadas
(cozinhas, banheiros e varandas).
77
UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
Tabela 3 – IGR médio das obras estudadas – Argamassa de revestimento
Conforme a tabela 3, o índice encontrado pela obra 7 (5,8%)
e pela obra 8 (5,7%) são bem próximos, obtendo uma diferença de
apenas 0,1% entre eles. A obra 9 obteve o menor índice de perda dos
três canteiros estudados, devido, possivelmente, à manutenção da mão
de obra utilizada no período de avaliação.
Os valores dos índices referentes às obras 7 e 8 são semelhantes aos padrões internacionais, os quais, no estudo de Skoyles
(1976), são da ordem de 5%. Comparando-se com a pesquisa de
Lordsleem Jr. (2009), em canteiro de obras brasileiro, tem-se que a
média obtida pelo autor foi superior (10,3%) aos índices obtidos nesta pesquisa.
4.2 Gesso em pasta
Muitos dos canteiros de obras do Recife utilizam gesso para
revestimento das paredes, substituindo a argamassa tradicional, em
razão do baixo preço do gesso no mercado local. O serviço de gesso
nas obras estudadas foi executado de forma terceirizada, ou seja, por
empresas contratadas pelas construtoras. Essas empresas trabalham
por produção, e como o gesso tem um baixo custo no mercado, elas
preferem preparar uma grande quantidade de pasta de gesso para uma
frente de trabalho, do que perder tempo preparando a pasta em pequenas porções, mesmo sabendo que haverá geração de muito resíduo desse produto. Esse material, como se sabe, normalmente endurece rápido e, portanto, estando em excesso para uma frente de trabalho, não pode mais ser utilizado, tornando-se resíduo.
78
REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
O IGR de gesso em pasta para revestimento de parede e teto
foi também calculado por área construída e o controle foi feito apenas pela geração de resíduo. Vale ressaltar que, para evitar que o resíduo de gesso se misturasse com outros, foi colocada uma lona para
proteger o piso durante a execução do revestimento.
Sabe-se que parte do peso dos resíduos de gesso deve ser
atribuída à água incorporada ao mesmo. Em virtude da falta de precisão desse percentual, foi realizado um experimento em laboratório,
no qual se obteve um percentual de água de 21% presente nos resíduos de gesso. Tal resultado foi utilizado para retirar a parcela de água
do cálculo do índice de geração dos resíduos de gesso).
Se for admitido um consumo médio de 10 kg de gesso seco
por m² e um percentual de água incorporada ao resíduo de gesso de
21% (obtido em ensaios de laboratório), tem-se um IGR médio de
todas as obras consideradas neste estudo de 47% (tabela 4). Apenas
na Obra 10, foram geradas em torno de 52 toneladas de resíduos de
gesso. Esse número é preocupante, tendo em vista as restrições
ambientais para a disposição de resíduos de gesso impostas pela Resolução n° 307 do CONAMA (2002).
Conforme Gusmão (2008), o serviço de revestimento com
gesso é proporcionalmente o maior gerador de resíduo nas obras
pesquisadas no Recife.
Tabela 4 – IGR médio das obras estudadas – Gesso em Pasta
79
UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
Em estudos levantados por Agopyan et al. (1998), o valor
desse índice foi semelhante, atingindo uma média de 45% em relação
aos canteiros estudados.
4.4 Placas cerâmicas
O estudo foi realizado em 05 (cinco) obras, em diferentes
cômodos, de edifícios de múltiplos pavimentos em estrutura de concreto armado moldada in loco. Utilizou-se cerâmica Classe A, com
dimensões de 31 x 31 cm e peso por placa variável, dependendo da
obra.
Apesar de terem usado cerâmicas do mesmo padrão 31 x 31
cm, as placas apresentaram variações de peso, de uma obra para outra. Portanto, foi admitido para cada canteiro um consumo médio de
cerâmica em peso por metro quadrado (variando de acordo com a
obra).
Na tabela 5, é possível verificar os valores médios de IGR
de placas cerâmicas atingidos para as cinco obras estudadas (13 a
17).
Tabela 5 – IGR médio das obras estudadas – Placas Cerâmicas
80
REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
Para as cinco obras estudadas, tem-se um IGR médio de 5,9%.
Comparando-se com índices para placa cerâmica de Skoyles (1976),
que é de 3%, o índice levantado neste trabalho (Recife/PE) é praticamente o dobro. Já em comparação com o valor obtido por Agopyan et
al. (1998), as perdas para esse material foram de 16%, ou seja, superior ao encontrado na presente pesquisa.
Considerações finais
A realização deste estudo permitiu concluir que os índices
geração de resíduos dos materiais pesquisados são, em sua maioria,
elevados e devem servir de subsídio aos engenheiros e interessados
para que se tenha um programa de melhoria nas técnicas e procedimentos construtivos.
Em média, o valor obtido das perdas de tijolo foi de 12,7%,
o de argamassa de revestimento foi de 4,5%, o de gesso em pasta foi
de 47% e o de placas cerâmicas foi de 5,9%.
A análise dos dados obtidos permitiu concluir que a dispersão encontrada nos valores de IGR de alvenaria pode ser relacionada
aos procedimentos e técnicas adotadas por cada obra estudada. Esse
fato também foi verificado nos valores de IGR de argamassa de revestimento, gesso em pasta e placas cerâmicas.
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(Artigo Técnico) Escola Politécnica da Universidade de São Paulo
(PCC), São Paulo, 2002.
Endereços para contato:
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REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
Produção de biogás em uma célula experimental
de resíduos sólidos urbanos
Felipe Jucá Maciel1
Régia Lúcia Lopes2
José Fernando Thomé Jucá3
Resumo
As emissões fugitivas de biogás em áreas de disposição de resíduos sólidos urbanos
(RSU) são um grave problema de poluição atmosférica de níveis local e global que
precisa ser mitigado. Essa situação é relevante uma vez que ainda existem cerca de
3.000 lixões em operação no Brasil (IBGE, 2010), os quais contribuem para a contaminação do meio ambiente e a má qualidade de vida da população. Uma das
formas de evitar a passagem aleatória do biogás para a atmosfera é constituindo um
adequado sistema de coleta e aproveitamento energético do biogás e de cobertura
dos resíduos. O objetivo principal desta pesquisa é avaliar o potencial de geração
de biogás a partir do desenvolvimento e implantação de uma Célula Experimental
com 36.659 toneladas. O plano de monitoramento deste estudo permitiu caracterizar físico-quimicamente os resíduos e avaliar experimental e numericamente a produção de biogás. Os resultados encontrados nesta pesquisa permitiram concluir
que, em função das características dos resíduos e do clima local, a produção de
biogás ocorreu de forma mais intensa e acelerada que o previsto na literatura internacional.
Palavras-chave: Aterro experimental, resíduos sólidos urbanos, biodegradação,
biogás.
_______________________
1
Engo Civil. Doutor em Enga Civil/Área de Geotecnia Ambiental (UFPE). Coordenador técnico do Projeto P & D da CHESF/UFPE na área de aproveitamento
energético do biogás na Muribeca. Membro do Grupo de Resíduos Sólidos/
GRS-UFPE.
2
Enga Civil e Mestre em Enga Química (UFRN). Doutoranda em Enga Civil/Área
de Geotecnia Ambiental (UFPE). Profa do IFRN Campus Natal-Central, dos
cursos Técnicos e Graduação Tecnológica da área de Meio Ambiente, desde
1991. Membro do Grupo de Resíduos Sólidos/GRS-UFPE.
3
Prof. Dept. Enga Civil (UFPE). Doutor pela Universidad Politécnica de Madrid.
Coordenador do Grupo de Resíduos Sólidos – GRS/UFPE. Coordenador do
Programa de Monitoramento dos Aterros da Muribeca-PE, Aguazinha – Olinda
e Metropolitano de João Pessoa. Coordenador dos Projetos PROSAB-FINEP,
PRONEX e CHESF/UFPE. Consultor do Ministério das Cidades na área de
resíduos sólidos.
85
UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
Biogaz production in urban solid wastes experimental cell
Abstract
Fugitive gas emissions from municipal solid waste (MSW) landfills are a serious
problem related to local and global atmospheric pollution that must be mitigated.
This situation is relevant as still exists approximately 4.000 open dumps in operation
in Brazil (IBGE, 2008), which contributes to the environment contamination and
poor quality of life. One of the forms to prevent gas escape to the atmosphere is to
constitute an adequate landfill gas collection and utilization system, and waste
covering. The main objective of this research is to evaluate landfill gas potential
through the development and implementation of an Experimental Cell with 36,659
t. The geoenvironmental and energetic plan allowed to characterize physicalchemically the waste, and evaluate experimentally and numerically landfill gas
production. The results obtained in this research allowed to conclude that, due to
the waste characteristics and local climate, the landfill gas production occurred in a
more intensive and accelerated form than predicted in the international literature.
Keywords: Experimental Cell, Municipal Solid Waste, Biodegradation, Landfill
gas.
1 Introdução
A
situação dos resíduos sólidos urbanos (RSU) no Brasil ainda é
precária, uma vez que existem cerca de 3.000 lixões que contribuem para a contaminação ambiental, tendo influências na qualidade
de vida da população. De acordo com o IBGE (2010), apenas 27,7%
dos municípios destinam seus resíduos a aterros sanitários, enquanto
o restante é disposto, indevidamente, em lixões ou aterros controlados. As emissões fugitivas de biogás de aterros sanitários são um
grave problema de poluição atmosférica de nível local e global que
precisa ser mitigado. Dentre as emissões antrópicas, o gás metano
(CH4) é o segundo maior contribuinte para o aquecimento global,
atrás apenas do dióxido de carbono (CO2), sendo cerca de 21 vezes
mais eficiente do que o CO2 no aprisionamento de calor na atmosfera
(IPCC, 2001).
A alternativa do aproveitamento energético do biogás e a
redução de emissões de gases nos aterros de RSU, associadas à
comercialização dos créditos de carbono e inserção social, contribuem para a solução sustentada da gestão dos RSU. O Mecanismo de
86
REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
Desenvolvimento Limpo (MDL), previsto no Protocolo de Kyoto, é
um dos instrumentos ofertados em escala global, por entidades governamentais no Brasil e no mundo, como forma de diminuir o aquecimento global. O estudo do potencial de biogás e energia em aterros
de RSU no Brasil ainda é um desafio para a engenharia nacional, uma
vez que as atuais estimativas são realizadas com base em critérios e
experiências internacionais que não vêm apresentando resultados
satisfatórios para as condições locais. Os poucos projetos de aproveitamento energético de biogás no Brasil estão localizados no eixo sulsudeste e alguns estão apresentando dificuldades de ordem técnica
em função de falhas na previsão de produção de biogás. Os parâmetros
técnicos utilizados foram desenvolvidos para aterros de países desenvolvidos, onde as características de projeto operacionais dos resíduos e as condições climáticas são bem distintas dos aterros existentes no País. Nos últimos anos, o desenvolvimento de novos ensaios
laboratoriais e de campo para avaliação do potencial de gás, associado ao estudo da decomposição dos resíduos em diferentes escalas e
de novas tecnologias para aproveitamento energético do biogás, vêm
contribuindo para minimizar esse problema. Este artigo apresenta os
resultados da pesquisa realizada com objetivo de avaliar o potencial
de geração de biogás a partir do desenvolvimento e monitoramento
de uma Célula Experimental de RSU, com 36.659 toneladas de capacidade, e a Usina Piloto com 20 kW, as quais foram implantadas no
Aterro da Muribeca/PE.
2 Informações preliminares
2.1 Características gerais da célula experimental
A Célula Experimental possui uma área de base de 5.993 m2 e
altura máxima de 9 m de resíduos, distribuída em dois patamares
com 3,0 m e 6,0 m de altura. A capacidade de RSU da célula é de
36.659 toneladas. Foram implantados 05 drenos verticais para
escoamento dos gases produzidos no interior da massa de lixo, com
diâmetro (φ) externo de 700 mm (camada de pedra britada) e uma
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UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
tubulação interna de PVC rígido com = 110 mm. Toda a rede de
coleta de biogás é composta por dutos flexíveis de polietileno de alta
densidade (PEAD), com φ = 110 mm (coletor-tronco) e φ = 75 mm
(ramais e sub-ramais), com comprimento linear da rede de cerca de
300 m.
2.2 Localização e condições climáticas
A Célula Experimental está localizada no Aterro da Muribeca/
PE, o qual está situado na Região Metropolitana do Recife (RMR),
no município de Jaboatão dos Guararapes/PE, a cerca de 15,0 km do
Centro do Recife. As coordenadas geográficas do aterro são: 8º 9’ 50"
S e 34º 59’ 00" W. Essa região possui clima tropical litorâneo, quente
e úmido, tipo Ams’, comandado por ventos de sudeste com velocidade média entre 3,1 a 4,2 m/s. A precipitação pluviométrica da região
é abundante, com média anual de 2.458 mm e evaporação de 1.390
mm. A temperatura média anual é de 25,5ºC e a umidade relativa
média do ar é de 79,8%.
2.3 Implantação do projeto
Os detalhes de projeto e de implantação da célula foram apresentados por Maciel e Jucá (2007) e Maciel (2009). As atividades
preliminares foram realizadas entre agosto/2006 a janeiro/2007, contemplando limpeza do terreno e escavação e regularização da área. O
início da execução da Célula Experimental ocorreu em março/2007,
com a compactação da camada de base, e se estendeu até março/2009,
quando foi finalizado o enchimento da célula e a cobertura dos resíduos com solo compactado. A Figura 1 ilustra as diversas fases de
desenvolvimento da Célula Experimental desde a locação da área (A),
enchimento com resíduos (B), implantação da cobertura e drenagem
pluvial (C) e, posteriormente, a implantação da Usina Piloto da
Muribeca (D). Atualmente, faz parte do projeto o monitoramento
geoambiental da célula e a avaliação da produção de energia elétrica.
88
REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
Figura 1. Ilustração da implantação da Célula Experimental e
Usina Piloto da Muribeca
3 Metodologia
O plano de monitoramento da Célula Experimental foi
concebido para avaliar o processo de degradação dos resíduos em
associação com a produção de biogás e geração de energia elétrica na
usina piloto. Para se estimar a produção de biogás, foram avaliados
os parâmetros de vazão, pressão, composição e temperatura nos cinco drenos verticais e na rede de coleta horizontal com frequência semanal de leituras, utilizando as seguintes metodologias:
a) Vazão: a medição da velocidade do biogás nos drenos foi realizada por meio da inserção da sonda (com sensor tipo fio quente) do
termo-anemômetro, transversalmente ao sentido do escoamento do
fluxo de gás na tubulação. Posiciona-se a sonda em três locais distintos no interior do tubo (centro e distante 2 - 3 cm da parte inferior e
superior) para obtenção da velocidade média do fluxo. Os equipamentos utilizados foram: (i) termoanemômetro digital portátil, marca
Dwyer, modelo 471-2, faixa de leitura de 0 a 70 m/s e precisão de 3,0
89
UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
a 5,0%, (ii) termoanemômetro digital portátil, marca Kimo, modelo
Vt-50, sistema de fio quente, faixa de medição de 0 a 30 m/s e precisão de 3% e (iii) termoanemômetro digital, marca Unity, modelo 208,
faixa de medição 0,2 a 20 m/s, resolução 0,1 m/s e precisão de 3%. A
Figura 2 ilustra as medições em campo e as posições de medição de
velocidade no tubo.
Figura 2. Sistemática de medição da velocidade do biogás nas tubulações
b) Pressão: a pressão estática do biogás foi avaliada com um
manômetro digital portátil, era acoplado na saída do dreno. Os equipamentos portáteis utilizados foram: (i) manômetro digital portátil
da Dwyer, modelo 477-2, com faixa de leitura de 0 - 10 kPa e sensibilidade de 3,0 Pa e (ii) manômetro digital portátil Kimo, modelo
MP-50, faixa de 0-9,8 kPa, precisão de 2,5% e resolução de 0,98 Pa.
c) Composição do biogás (CH4, CO2, O2 e H2S): a concentração do
biogás foi determinada com o detector portátil Drager X-am 7000 em
pontos de investigação instalados na rede de coleta e drenos verticais. Os tipos de gases analisados foram: CO2 (0- 100%, erro ± 2,0%),
CH4 (0- 100%, erro ± 5,0%), H2S (0 – 500 ppm, erro ± 5,0%) e O2 (0
– 25%, erro ± 1,0%). O tempo para estabilização das leituras adotado, em todos os casos, foi de 3 minutos.
d) Temperatura: a temperatura do gás nos drenos verticais foi determinada com o termômetro digital modelo Appa Mt-520 de sensibili90
REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
dade de 0,1ºC. O terminal de entrada desse aparelho é para termopar
tipo K e a faixa de leitura varia de -50ºC a 1.300ºC. Vale destacar que
foram instalados poços térmicos ao longo da rede de coleta, nos quais
foi inserido um sensor intercambiável e, posteriormente, realizadas
leituras com um termômetro digital para sensores Pt-100 ohms/0ºC
com faixa de medição -199,9 a +199,9ºC e resolução de 0,1ºC.
4 Resultados e discussões
4.1. Composição e pressão do biogás
A Figura 3 apresenta os resultados da composição do biogás
ao longo do período avaliado na rede de coleta da Célula Experimental.
Figura 3. Monitoramento da composição do biogás
na rede de coleta com o tempo
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UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
A análise da composição do biogás ao longo do tempo mostra que não foi possível estabelecer limites para as fases iniciais de
decomposição dos resíduos (fases aeróbia, transição, ácida) anteriores à fase metanogênica, uma vez que a concentração do CH4 atingiu
valores da ordem de 50% no instante em que a Célula Experimental
foi concluída (t = 0). Augestein e Pacey (1991) afirmaram que as
fases iniciais da degradação dos resíduos podem durar de 4,0 meses a
3,0 anos. Dessa forma, pode-se concluir que todas as fases de transição até o estabelecimento da fase metanogênica ocorreram durante o
enchimento da Célula Experimental, o qual durou 10 meses (abril/
2007 a janeiro/2008) e o tempo médio de disposição dos resíduos de
105 dias (3,5 meses).
Vale destacar que, antes do fechamento da célula (t < 0), as
leituras da composição do biogás estavam sendo influenciadas pelos
condicionantes atmosféricos, uma vez que os drenos verticais não
haviam sido selados lateralmente (solo compactado na parte superior
do dreno). Por esse motivo, a concentração média do O2 atingiu valores da ordem de 12,0%. Após o fechamento da Célula Experimental
(t > 0), a composição do biogás na rede de coleta se manteve praticamente estável durante todo o período de monitoramento (janeiro/2008
a julho/2009). A concentração média de CH4 foi de 54,3% ± 2,7%,
CO2 de 40,7% ± 2,9% e O2 de 1,2% ± 0,9%. Pode-se concluir que a
qualidade do biogás estava satisfatória para produção de energia elétrica desde o instante do fechamento da Célula Experimental (t = 0).
Os resultados obtidos nesta pesquisa foram superiores aos
encontrados no Aterro Experimental de Belo Horizonte/MG, onde as
concentrações médias de CH4 foram de, no máximo, 36,7%, durante
um período de 20 meses (CATAPRETA, 2008). Nesse caso, a fase
metanogênica não conseguiu estabilizar-se, pois pode ter existido
entrada de O2 em virtude da baixa altura da massa de resíduos (3,2
m). A influência das condições atmosféricas na Célula Experimental
atingiu profundidades de até 3,0 m com base na avaliação da temperatura dos resíduos e do teor de sólidos voláteis. Por outro lado, o
estudo conduzido em seis células experimentais com altura de 20 m
de resíduos em Brogborough (Reino Unido), permitiu estabelecer
concentração média de CH4 até 9º ano de monitoramento de 55,0% a
92
REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
57,0%, em todas as células (KNOX et al, 2005), os quais estão mais
próximos dos resultados obtidos na Célula Experimental.
A Tabela 01 apresenta os resultados médios da concentração dos gases em cada dreno vertical.
Tabela 01. Concentração do biogás nos drenos verticais
Observa-se que os drenos DV-04 e DV-05 apresentaram
maior influência das condições atmosféricas devido à presença de O2
no biogás, tendo esse fato também alterado a concentração de CH4,
cujos valores médios, ao longo de todo o período, foram inferiores a
50%. Em função da qualidade inferior do biogás nos DV-04 e DV05, além da menor vazão captada, os mesmos foram isolados do sistema de coleta da Usina Piloto para não prejudicar a qualidade do
biogás para fins de aproveitamento energético.
4.2 Vazão de biogás captada pelos drenos
A Tabela 02 apresenta os resultados consolidados da captação e temperatura do biogás em cada dreno vertical no início e no
final da investigação.
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UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
Tabela 02. Vazão de biogás e de CH4 e Temperatura do biogás
* t = 0 (valor médio do mês de jan/08) e t = 550 dias (valor médio do mês de jul/09); ** valor médio
Os resultados indicam que a captação de biogás foi significativamente reduzida ao longo do período de 550 dias, em todos os
drenos. Diferentemente do reportado na literatura, não é possível identificar, na Célula Experimental, um intervalo inicial de crescimento
da produção de gás, o qual deve ter ocorrido ainda na fase de enchimento da célula. O tipo de comportamento da curva de decaimento
da vazão de biogás será discutido posteriormente quando do ajuste
de modelos teóricos de produção de biogás.
A redução percentual mais significativa foi identificada nos
drenos DV-04 e DV-05 com valores de 80% a 90%. Os drenos DV-01
a DV-03 também apresentaram redução de vazão acentuada, entretanto, os valores foram da ordem de 70%. Assim como identificados
na análise qualitativa do biogás, os drenos DV-01, DV-02 e DV-03
(localizados no platô superior) foram os que apresentaram maiores
vazões de biogás, e os drenos DV-04 e DV-05 (localizados nos taludes), os piores resultados, em função da menor espessura de resíduos
no local. Dessa forma, pode-se concluir que os drenos devem estar
preferencialmente posicionados na parte superior da célula para
otimizar a captação do biogás.
Outro parâmetro de interesse é a taxa de captação de biogás
pela altura útil de cada dreno. A altura útil é definida como o comprimento de drenagem localizado no interior da célula que possui orifícios para captar os gases. Para o cálculo dessa variável, foram utilizadas as vazões de biogás (Tabela 02) e as alturas úteis de cada dreno
94
REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
estabelecidas quando da conclusão da Célula Experimental. A Tabela
03 apresenta os resultados da taxa de captação de biogás por metro de
drenagem, a qual variou de 3,4 Nm3/h.m a 8,5 Nm3/h.m (situação de
vazões em t = 0) e de 0,1 Nm3/h.m a 0,3 Nm3/h.m (t = 550 dias).
Tabela 03.Taxa de captação do biogás
*Vazão captada de biogás sem extração forçada com compressor
Observa-se que a eficiência da captação do biogás por metro
de drenagem independe da profundidade do dreno, considerando a
situação de drenagem livre (sem extração forçada). O DV-04, com
apenas 3,0 m de profundidade útil, foi o que apresentou a maior taxa
de captação unitária (8,5 Nm3/h.m). Dessa forma, pode-se afirmar
que a eficiência de captação do biogás está mais relacionada com
fatores internos do aterro (ex.: nível de líquidos) e/ou estruturais dos
drenos (ex.: colmatação, ruptura, desmonte de peças sobrepostas etc.)
do que com a altura útil deles. Esse tipo de análise é relevante para o
dimensionamento de drenos verticais em aterros de RSU.
A taxa de captação de biogás por tonelada de resíduos aterrados na Célula Experimental variou de 12,4 Nm3/t.ano (t = 550 dias)
a 46,2 Nm3/t.ano (t = 0) – base úmida. Esses valores foram obtidos
dividindo-se a vazão captada de biogás da célula em cada período
pela quantidade de resíduos aterrada (36.659,8 t). Willumsen e Bach
(1991) coletaram dados de 86 aterros sanitários de diferentes países e
constataram que a taxa de captação de biogás situa-se entre 0,8 e 10,0
m3/t.ano a depender da idade dos resíduos, embora resultados de até
20,0 m3/t.ano tenham sido observados. De acordo com Environmental
Agency (2002), os aterros sanitários no Reino Unido apresentaram
95
UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
taxas de captação de 5,0 a 10,0 m3/t.ano de biogás. Benson et al (2006)
estudaram 05 aterros sanitários operados como biorreatores (com
recirculação de lixiviado) e a captação de biogás foi de 4,0 a 16,1 m3/
t.ano. O estudo conduzido por Knox et al (2005) em 05 células experimentais no Reino Unido permitiu concluir que a taxa máxima ocorreu após 5 e 7 anos, com valores de 13 a 22 m3/t.ano.
Conclui-se, portanto, que os valores obtidos na Célula Experimental são superiores ao reportado na literatura técnica internacional, considerando os dados de aterros sanitários e células piloto de
grandes dimensões, os quais citam taxa máxima de até 22,0 Nm3/
t.ano. Entre os fatores que contribuíram para essa potencialização do
biogás, podem-se citar as características físico-químicas dos resíduos da célula e as condições climáticas favoráveis para decomposição
dos resíduos na RMR. Vale ressaltar que os valores reportados para a
Célula Experimental referem-se à vazão captada pelos drenos sem
extração forçada, ou seja, não está incluída a eficiência de coleta do
biogás e perdas por emissões fugitivas e oxidação do CH4, as quais
serão vistas posteriormente.
4.3 Ajuste das previsões de produção de biogás
A Figura 4 apresenta as curvas de previsão da geração de
biogás utilizando os parâmetros “default” dos modelos LandGem
(USEPA, 2005) e do IPCC (2006), além dos dados experimentais
obtidos nesta investigação. A eficiência de captação do biogás utilizada nas previsões foi de 41,4% (MACIEL, 2009).
96
REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
Figura 4. Previsão da captação de biogás utilizando modelos
IPCC (2006) e USEPA (LANDGEM, 2005) e dados
experimentais de captação do biogás
Observa-se nessa figura que a diferença entre os modelos e os
dados experimentais foi significativa (4,0 a 5,0 vezes) no início do período de monitoramento. Após cerca de 550 dias (1,5 anos – meados 2009),
a captação de biogás na Célula Experimental atingiu níveis similares às
modelagens. Posteriormente, verifica-se que a captação de biogás na
Célula Experimental tenderá a ser menor que as previsões dos modelos.
Dessa forma, conclui-se que a decomposição dos resíduos para as condições climáticas e operacionais da Célula Experimental foi muito mais
acelerada que o previsto na literatura técnica internacional e,
consequentemente, a produção de biogás deve ser mais intensa em termos quantitativos e restrita a um menor intervalo de tempo. Os ensaios
realizados em laboratório, nesta investigação (BMP e reatores), também
corroboram esse comportamento de geração de biogás (MACIEL, 2009).
Uma vez constatado que os modelos de previsão com
parâmetros “default” não se ajustam bem ao intervalo inicial da curva de captação de biogás da Célula Experimental, procedeu-se ao
ajuste dos modelos com variações nos principais parâmetros de entrada: tempo de meia vida (t1/2), constante cinética de degradação (k),
97
UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
potencial de CH4 (Lo), fração de carbono orgânico degradável (CODf)
e fração de COD transformado em CH4 (DOCf). O ajuste do modelo
LandGem (USEPA, 2005) foi realizado com base nas seguintes premissas: (i) adoção do valor de Lo calculado em 123,9 Nm3/t e (ii)
utilização de diferentes valores da constante cinética de degradação
dos resíduos (k), mas o que melhor se ajustou aos dados experimentais foi o k = 0,80. Esse valor representa um tempo de meia vida dos
resíduos de 316 dias, o qual é próximo ao obtido com os dados experimentais (t1/2 = 365 dias). A constante de degradação utilizada na
versão “default” foi de 0,15 e 0,20, conforme recomendado pelo manual do LandGem para países de clima tropical úmido.
O ajuste do modelo IPCC (2006) foi realizado utilizando os
parâmetros descritos por Maciel (2009). No que se refere ao tempo
de meia vida das frações dos resíduos, foi adotado um fator de multiplicação de 0,25 (ou seja, 1/5) do valor máximo sugerido pelo IPCC
(2006). Esse fator foi adotado em função da captação de biogás registrada no período inicial do monitoramento ter sido cerca de 4,0 a 5,0
vezes maior que as previsões iniciais feitas com parâmetros “default”.
A Figura 5 apresenta as curvas ajustadas dos modelos com os resultados experimentais.
Figura 5. Ajuste dos modelos LandGem (USEPA, 2005) e IPCC
(2006b) aos dados de captação de biogás da Célula Experimental
98
REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
Observa-se que os ajustes obtidos com o modelo IPCC (2006)
foram mais satisfatórios que o modelo LandGem (USEPA, 2005).
Esse fato está relacionado com a maior flexibilidade do modelo IPCC
(2006), que permite incorporar parâmetros da cinética de degradação
das diversas frações que compõe os resíduos, enquanto, no modelo
comercial da USEPA, isso não é possível. Desta forma, pode-se concluir que os modelos de previsão de geração de biogás devem ser
utilizados com cautela tendo em vista que as previsões podem variar
bastante dos resultados experimentais. Recomenda-se, portanto, que
os modelos sejam periodicamente ajustados com os dados de campo
para que as simulações se tornem mais coerentes com a realidade do
aterro.
Conclusões
Os valores de geração de biogás obtidos na Célula Experimental são superiores ao reportado na literatura técnica internacional, considerando os dados de aterros sanitários e células piloto de
grandes dimensões, os quais citam taxa máxima de até 22,0 Nm3/
t.ano. Entre os fatores que contribuíram para essa potencialização do
biogás, pode-se citar: características físico-químicas dos resíduos da
célula e (II) condições climáticas favoráveis para decomposição dos
resíduos na RMR. A utilização dos modelos existentes na literatura
internacional deve ser utilizada com cautela para estimativa da geração de biogás para condições operacionais e climáticas semelhantes
às da Célula Experimental. Se possível, devem-se realizar estudos
em escala piloto para obtenção dos parâmetros de entrada do modelo,
principalmente o tempo de meia vida das frações dos resíduos (t1/2).
Os parâmetros de entrada obtidos nos ajustes foram muito superiores
aos limites máximos sugeridos nos manuais dos modelos. O tempo
de meia vida utilizado nos ajustes dos modelos LandGem (USEPA,
2005) e IPCC (2006) foram cerca de 4,0 e 5,0 vezes, respectivamente, menor que o máximo limite sugerido pelos manuais. Dessa forma,
pode-se afirmar que a velocidade de degradação dos resíduos na Célula Experimental foi cerca de 4,0 a 5,0 vezes maior que o previsto
pela modelagem “default” de 1ª ordem. Este trabalho pode ser de
99
UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
grande valia para o desenvolvimento deste tema no Brasil e poderá
ser aplicado em diversos aterros de resíduos urbanos, principalmente
considerando o porte e a taxa de disposição de resíduos desta célula,
que são semelhantes à de pequenos e médios municípios do Brasil.
Agradecimentos
Os autores gostariam de agradecer o financiamento desta
pesquisa por parte da Companhia Hidroelétrica do São Francisco –
CHESF e o suporte operacional da Prefeitura de Recife, por intermédio da Empresa de Limpeza Urbana de Recife – EMLURB.
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100
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(LMOP), EPA 430-B-96-0004. 1996.
WILLUMSEN, H.C.; BACH, L. Landfill gas utilization overview, In:
Proceedings Sardinia 1991. The Third International Landfill
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Endereços para contato:
101
UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
102
REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
Análise de métodos semiempíricos para o
cálculo da capacidade de carga de estacas raiz
de pequeno diâmetro, com base em provas de carga
estática, em uma obra de Fortaleza-CE
Antonio José Nóbrega Júnior1
Alfran Sampaio Moura2
Silvrano Adonias Dantas Neto3
Resumo
O objetivo do presente artigo é analisar alguns dos principais métodos semiempíricos
utilizados para o cálculo da capacidade de carga em estacas raiz, através de resultados de provas de carga estática em uma obra, em Fortaleza. O artigo apresenta
comparações entre os resultados de Lizzi (1982), de Salioni (1985), de Cabral (1986),
da Brasfond (1991), de Aoki e Velloso (1975) e de Décourt e Quaresma (1978),
com os resultados de três provas de carga estática, cujos valores foram extrapolados
através do método de Van der Veen (1953). Para as estacas raiz de diâmetros 160
mm, 200 mm e 250 mm, os métodos de Salioni (1985), de Cabral (1986) e de
Décourt e Quaresma (1978) apresentaram os resultados mais concordantes com
aqueles obtidos nas retroanálises das provas de carga estática realizadas.
Palavras-chave: capacidade de carga, estacas raiz, provas de carga estática.
Semiempirical methods analysis for small diameter root stakes charges
capacity calculation, based on static charge tests, in a fortaleza’s work
Abstract
This paper deals with the analysis between semi-empirical bearing capacity methods
in root piles and the statics load tests results, at imobiliary market building at Fortaleza. This paper presents comparison between Lizzi (1982), Salioni (1985), Cabral
(1986), Brasfond (1991), Aoki and Velloso (1975) and Décourt and Quaresma (1978)
results and the three static load tests results which values were obtained from Van
der Veen (1953) method. For the root piles in 160mm, 200mm and 250 mm diameter,
the Salioni (1985), Cabral (1986) and Décourt and Quaresma (1978) methods presents
the best results when compared with ones obtained from performed load tests.
Keywords: bearing capacity, root piles, static load tests.
_______________________
1
Engenheiro Civil, GEOBRASIL Ltda
2
Doutor, UFC
3
Doutor, UFC
103
UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
1 Introdução
As provas de carga estática, quando devidamente interpretadas, constituem a forma mais confiável para o cálculo da capacidade
de carga e consistem, basicamente, em aplicar esforços estáticos crescentes às estacas e em registrar os deslocamentos correspondentes.
Uma grande vantagem da prova de carga estática é o fato de
tratar-se de um ensaio que submete o complexo conjunto solo-fundação às condições reais de trabalho. A norma NBR – 6122 (ABNT,
1996) recomenda, na avaliação da carga admissível, que o fator de
segurança contra a ruptura não deva ser inferior a 3,0 em fundações
superficiais; 2,0 para estacas ou tubulões sem provas de carga; e 1,6
para estacas ou tubulões submetidos a provas de carga, ratificando,
dessa forma, a importância e a confiabilidade conferidas a esses ensaios.
O objetivo do presente artigo é analisar alguns métodos
semiempíricos utilizados para determinação da capacidade de carga
em estacas raiz através da avaliação dos resultados de três provas de
carga estática executadas em uma obra no Município de Fortaleza/
CE.
O artigo apresenta comparações entre os resultados de alguns dos principais métodos semiempíricos utilizados para determinação da capacidade de carga em estacas raiz (Lizzi, 1982; Salioni,
1985; Cabral, 1986; Brasfond, 1991; Aoki e Velloso, 1975; Décourt e
Quaresma, 1978), com base nos resultados de três provas de carga
estática executadas na referida obra. Para obtenção da carga de ruptura das estacas raiz, através dos resultados de prova de carga, é utilizado o método de Van der Veen (1953).
2 Estacas raiz
Segundo Lizzi (1977), inicialmente as estacas raiz destinavam-se ao reforço de fundações, aplicação à qual, até hoje, tem apresentado excelentes resultados. Diversas outras situações utilizam as
estacas raiz, dentre as quais, podem-se citar as seguintes: controle de
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REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
recalques; reforço de fundações para acréscimo de pavimentos em
edifícios; fundações de difícil execução pelos métodos tradicionais,
quer pela ocorrência de matacões no subsolo, quer pela exigência de
espaço em superfície.
A estaca raiz é uma estaca de argamassa, armada, de fuste
contínuo e dotada de rugosidades ao longo da profundidade, constituída por um aglomerado de areia e cimento eventualmente aditivado
e injetado sob pressão.
As estacas raiz apresentam elevada capacidade de carga quando comparadas com outros tipos de estacas de mesmo diâmetro, principalmente, devido a sua parcela de capacidade de carga relativa à
resistência por atrito lateral, o qual pode ser proporcionado mesmo
por um terreno de escassas características e, dessa forma, pode-se
afirmar que qualquer terreno é adequado para as estacas raiz. Tal fato
não exclui obviamente que, na presença de rocha ou alteração de rocha, ou concreções lateríticas na base, não possam ser empregadas
como estacas com resistência de ponta, mesmo porque a tecnologia
executiva das estacas raiz permite seu engastamento em qualquer profundidade. Em nível regional, Moura et al. (2005) apresentaram um
estudo sobre a prática das fundações de edifícios em estacas raiz, em
Fortaleza.
A execução de uma estaca raiz se procede segundo as seguintes fases principais e consecutivas, dadas a seguir: perfuração do
furo, colocação da armadura e injeção da estaca.
A perfuração é executada por rotação ou roto percussão (no
caso de maciço rochoso), com revestimento contínuo do fuste, no
trecho em solo, sendo os detritos resultantes da perfuração eliminados por uma corrente fluida, geralmente água, podendo ser utilizada lama
bentonítica ou ar comprimido, que, introduzida através do tubo, volta à
superfície pelo interstício anelar que se forma entre o tubo e o terreno.
Terminada a perfuração, é colocada a armadura metálica no
interior do tubo de perfuração. Segundo Lizzi (1982), essa pode ser
constituída de uma ou mais barras de aço de aderência melhorada ou,
para as estacas de maior diâmetro, de várias barras montadas em gaiola, ou ainda, de um tubo. Outros tipos de armadura, como perfis
metálicos (U, I, H, T, L) de dimensões convencionais e combinações
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UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
de barras, tubos e perfis podem ser usados. Os diversos segmentos de
armadura são ligados entre si por simples sobreposição, no caso de
estacas a compressão, ou mediante solda ou luvas rosqueadas, no
caso de estacas a tração.
Após a introdução da armadura da estaca, coloca-se, no interior do tubo de perfuração, um tubo de injeção, que é introduzido
até o fundo. Através desse tubo, é lançada a argamassa dosada de 500
a 600 kg de cimento por metro cúbico de areia grossa peneirada, com
uma relação média água/cimento variando de 0,4 a 0,6, dependendo
do tipo de areia utilizada, e com o uso de eventuais aditivos
fluidificantes, até completo enchimento do tubo de perfuração.
Uma vez que o tubo de perfuração seja preenchido com argamassa, em sua extremidade superior, é montado um tampão e procede-se à extração da coluna de perfuração com ferramenta adequada, quando, simultaneamente, aplica-se ar comprimido. A pressão do
ar é aplicada por duas ou três vezes no curso da injeção e, geralmente,
não supera 400 kPa, sendo o seu valor máximo determinado pela
absorção do terreno e deve, não obstante, ser tal que evite a laminação
da argamassa.
1 Características geológico-geotécnicas dos solos da Região Metropolitana de Fortaleza-CE (RMF)
A geologia da Região Metropolitana de Fortaleza é caracterizada pela existência das seguintes feições geológicas: rochas cristalinas, dos tipos metamórficas e ígneas, do Complexo Nordestino, sedimentos terciários do Grupo Barreiras e dunas do tipo edafizadas e
móveis. Todas elas são cortadas por cursos d’água do sistema fluvial,
nos quais os sedimentos recentes estão depositados.
As rochas cristalinas do Complexo Nordestino consistem
de metassedimentos, gnaisses, xistos, quartzitos e calcários, com rochas graníticas associadas ao período Pré-Cambriano. Os gnaisses de
coloração cinza-claro, constituídos de quartzo, feldspato e mica, são
comuns na RMF e estão presentes na região que compreende as cidades de Maracanaú, Maranguape e Caucaia, sendo que, na região próxima ao litoral de Fortaleza, encontram-se abaixo do Grupo ou For106
REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
mação Barreiras. Nas serras de Maranguape, Aratanha e Câmara, estão localizadas pedreiras industriais que fornecem pedras britadas ou
em blocos para o setor da construção civil.
O Grupo ou Formação Barreiras distribui-se como uma faixa sedimentar de largura variável (até 30 km), acompanhando a linha
da costa, sendo parcialmente recoberta junto ao litoral por dunas e
areias marinhas. Consistem de argilas variegadas e arenitos avermelhados,
ricos em cascalho, apresentando camadas laterizadas e conglomerados
grosseiros com cimento ferruginoso (óxidos de ferro).
As dunas edafizadas ou páleo-dunas e as dunas móveis consistem de areias bem selecionadas de graduação fina a média, às vezes siltosas, quartzosas e quartzo-feldspáticas, com colorações amarela, laranja ou acinzentada. Encontram-se sobre o Grupo ou Formação Barreiras e, na RMF, as dunas estão quase completamente
descaracterizadas por conta do avanço da urbanização.
A região das rochas cristalinas apresenta-se recoberta por
um manto de solo resultante da alteração da rocha local em três níveis horizontais distintos. O primeiro, superficial, apresenta-se como
areno-argiloso com pedregulhos, marrom, com presença de raízes e
de matérias orgânicas. O segundo horizonte é chamado de solo residual maduro e apresenta-se como areia argilosa com pedregulhos, de
cor vermelha ou amarela. O terceiro horizonte é chamado de solo
residual jovem (saprólito) e apresenta-se com a aparência de rocha
gnáissica com frações de areia, silte e argila (Figura 1).
Figura 1 – Formação geológica padrão da Região Metropolitana de
Fortaleza (adaptado de Miranda, 2005)
107
UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
3 Estudos geotécnicos realizados
Os estudos geotécnicos realizados para a elaboração deste
trabalho consistiram basicamente na execução de sondagens a percussão do tipo SPT e provas de carga estática em três estacas raiz
com diâmetros iguais a 160 mm, 200 mm e 250 mm, com cargas
admissíveis iguais a 250 kN, 400 kN e 600 kN, respectivamente.
Foram realizadas três sondagens a percussão do tipo SPT
(SP 03, SP 04 e SP 09) para a caracterização do subsolo na região
onde as estacas raiz ensaiadas foram executadas. A Figura 2 apresenta a variação dos valores de NSPT com a profundidade para os três
furos de sondagem realizados.
De acordo com as informações obtidas nos perfis de sondagem a percussão, o subsolo local é constituído, inicialmente, por delgada camada de aterro, constituída de areia fina a média, muito argilosa, com matéria orgânica, com espessura entre 0,20 m e 0,30 m. Em
seguida, o subsolo é constituído por argila arenosa, muito mole a dura,
vermelha e amarela, variegada, com presença de pedregulhos, apresentando um horizonte bastante resistente com impenetrável estando
nas profundidades entre 8,00 m e 9,20 m.
Figura 2 – Perfis de sondagem a percussão: a) SP-03, b) SP-04 e c) SP-09
108
REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
As três provas de carga estática executadas foram do tipo
carregamento lento. As cargas foram aplicadas em dez estágios sucessivos, por meio de um macaco hidráulico, com capacidade para
aplicar cargas até 2000 kN, reagindo sobre um conjunto de perfis
metálicos apoiados sobre 04 estacas executadas como sistema de reação. As figuras 3, 4 e 5 mostram as curvas carga x recalque obtidas
nas provas de carga realizadas nas estacas raiz com diâmetro de 160
mm, 200 mm e 250 mm, respectivamente.
Figura 3 – Curva carga x recalque para estaca raiz D = 160 mm
Carga (kN)
0
100
200
300
400
500
600
700
800
900
0
Recalque (mm)
1
2
3
4
Figura 4 – Curva carga x recalque para estaca raiz D = 200 mm
109
UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
Figura 5 – Curva carga x recalque para estaca raiz D = 250 mm
Nas três provas de carga estáticas executadas, o comportamento dos gráficos foi bastante semelhante, aproximando-se do regime elástico linear em função dos pequenos recalques. Para a estaca
raiz de 160 mm de diâmetro, o recalque total para o máximo carregamento aplicado foi de 4,23 mm e recalque residual, após descarregamento, de 2,51 mm. Para a estaca raiz de 200 mm de diâmetro, o
recalque total para o máximo carregamento aplicado foi de 2,01 mm
e recalque residual, após descarregamento, de 1,25 mm. Finalmente,
para a estaca de 250 mm de diâmetro, o recalque total para o máximo
carregamento aplicado foi de 6,88 mm e recalque residual, após descarregamento, de 4,18 mm.
A tabela 1 apresenta, para as estacas raiz de 160 mm, 200
mm e 250 mm de diâmetro, as cargas de ruptura e admissível, obtidas
através da extrapolação pelo método de Van der Veen (1953) das curvas carga x recalque obtidas nas provas de carga estática realizadas.
Tabela 1 – Estimativa da capacidade de carga das estacas
a partir dos resultados das provas de carga estática realizadas
pelo método de Van der Veen (1953)
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REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
4 Estimativa da capacidade de carga das estacas por método
semiempíricos
Várias têm sido as formulações semiempíricas empregadas
na previsão da capacidade de carga em estacas em todo o Brasil. Essas fórmulas utilizam, em sua maioria, valores de resistência à penetração estática, fornecidos pelo ensaio de cone (CPT), ou valores de
resistência à penetração dinâmica, medidos nas sondagens a percussão (SPT). Neste trabalho, foram utilizados os seguintes métodos
semiempíricos para a estimativa da capacidade de carga das estacas
raiz estudadas: Lizzi (1982), Salioni (1985), Cabral (1986), Brasfond
(1991), Aoki e Velloso (1975), Décourt e Quaresma (1978).
Segundo Milititsky & Schnaid (1996), a origem de correlações de natureza empírica, geralmente obtida em condições particulares e específicas, com expressa limitação por parte dos autores, acabam sendo extrapoladas muitas vezes de forma não apropriada. No
Brasil, difundiu-se a prática de relacionarem diretamente medidas do
ensaio de SPT com a capacidade de carga das estacas. Esses métodos
se constituem ferramentas valiosas à engenharia de fundações. É importante reconhecer que a validade dos métodos é limitada à prática
construtiva regional e às condições específicas dos casos históricos
utilizados em seu estabelecimento.
Os coeficientes determinados estatisticamente e aplicados
no estabelecimento de um modelo são afetados pelos procedimentos
de ensaio, tipo de prova de carga, bem como a definição da carga de
ruptura da mesma, procedimentos construtivos e seus efeitos nas propriedades e condições do subsolo. A utilização de métodos de estimativa de capacidade de carga, estabelecidos em condições diferentes, como a transposição para a América do Sul de métodos europeus
ou norte americanos, baseados no SPT ou CPT, devem ser validados
localmente, segundo Milititsky & Schnaid (1996), por provas de carga com resultados conclusivos.
A determinação da capacidade de carga das estacas raiz por
meio dos métodos semi-empíricos foi feita, inicialmente, considerando-se os perfis de sondagem a percussão SP 03, SP 04 e SP 09. Em
seguida, para cada método adotado, determinou-se o valor médio entre
os perfis de sondagem.
111
UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
Adotou-se a profundidade de 8,45 m para o cálculo de capacidade de carga das estacas, pois essa profundidade corresponde à
profundidade média de execução das estacas ensaiadas. As tabelas 2
e 3 fornecem, respectivamente, os resultados da carga de ruptura e da
carga admissível das estacas raiz de 160 mm, 200 mm e 250 mm de
diâmetro, através dos diferentes métodos semiempíricos propostos
na avaliação.
Tabela 2 – Estimativa da carga de ruptura das estacas raiz de 160 mm,
200 mm e 250 mm considerando-se a média dos valores obtidos entre
os perfis de sondagem a percussão SP 03, SP 04 e SP 09
Tabela 3 – Estimativa da carga admissível das estacas raiz de 160 mm,
200 mm e 250 mm considerando-se a média dos valores obtidos entre os
perfis de sondagem a percussão SP 03, SP 04 e SP 09
112
REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
Verifica-se que, para as estacas raiz com 160 mm e 200 mm
de diâmetro, a metodologia proposta por Aoki e Velloso (1975), com
a adoção de seus parâmetros inicialmente propostos para estacas prémoldadas de concreto, apresenta a menor carga de ruptura. O método
proposto por Décourt e Quaresma (1978) apresenta a maior carga de
ruptura para as estacas raiz com 200 mm e 250 mm de diâmetro e
valor muito próximo ao proposto pelo método de Salioni (1985) para
as estacas raiz com 160 mm de diâmetro, o qual apresentou a maior
carga de ruptura para aquela seção. Quando se avalia a carga admissível
para todas as seções das estacas, o exposto acima se confirma, exceto
pelo fato de que a metodologia proposta por Décourt e Quaresma
(1978) apresenta a maior carga admissível para todas as seções
avaliadas.
A utilização da metodologia da Brasfond (1991) foi a que
proporcionou os valores mais próximos da média de todos os métodos semiempíricos utilizados. Vale comentar que isso se repetiu para
todas as seções das estacas estudadas. Estima-se que os valores encontrados pela metodologia da Brasfond (1991) sejam cerca de 10%
menores que a média de todos os métodos semiempíricos.
Comparando-se os valores estimados para a capacidade de
carga das estacas raiz ensaiadas com aqueles obtidos a partir da aplicação do método de Van der Veen (1953) às curvas carga x recalque
obtidas nas provas de carga realizadas, verifica-se que, para os três
casos estudados, as propostas de Salioni (1985), Cabral (1986) e
Décourt e Quaresma (1978) apresentaram estimativas concordantes
com os valores de referência obtidos a partir dos ensaios de provas de
carga estática.
Vale comentar, ainda, que as estimativas realizadas, a partir
da média de todos os métodos avaliados, apresentaram valores da
carga de ruptura abaixo dos valores de referência. A exceção ocorreu
para a estaca de 250 mm de diâmetro em que, apenas pelo método de
Décourt e Quaresma (1978), o valor estimado superou em cerca de
8% o valor de referência.
As figuras 6, 7 e 8 apresentam a comparação entre a carga de
ruptura, obtida pelos métodos semiempíricos empregados, e os valores obtidos a partir da extrapolação das curvas carga x recalque pelo
113
UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
método de Van der Veen (1953), através dos ensaios de provas de
carga estática para as estacas raiz de 160 mm, 200 mm e 250 mm de
diâmetro, respectivamente.
Os métodos semiempíricos de Salioni (1985) e Décourt e
Quaresma (1978), utilizados para determinação da carga de ruptura
das estacas, apresentaram resultados mais concordantes, quando
comparados com aqueles obtidos através das extrapolações das curvas
carga x recalque pelo método de Van der Veen (1953).
Figura 6 – Carga de ruptura para a estaca raiz de 160 mm
Figura 7 – Carga de ruptura para a estaca raiz de 200 mm
114
REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
Figura 8 – Carga de ruptura para a estaca raiz de 250 mm
Conclusões
Conclui-se que, a partir das análises realizadas para as estacas raiz com diâmetros de 160 mm, 200 mm e 250 mm, os métodos
semiempíricos para cálculo de capacidade de carga de Salioni (1985)
e Décourt e Quaresma (1978) apresentaram resultados mais concordantes quando comparados com aqueles obtidos através das
extrapolações das curvas carga x recalque pelo método de Van der
Veen (1953).
Observa-se que, para todas as estacas avaliadas, o método
de Salioni (1985) foi o que proporcionou os resultados mais próximos dos valores obtidos pelas provas de carga. A explicação mais
provável é que, em função do pequeno diâmetro das estacas e,
consequentemente, reduzida área da seção transversal, a parcela de
carga resistida pela ponta é pequena em detrimento à parcela resistida pelo atrito lateral. Dessa forma, o método de Salioni (1985), o
qual leva em conta apenas a parcela resistida pelo atrito lateral, apresenta bons resultados.
Verifica-se que, quando se confrontam os resultados obtidos
através das extrapolações das curvas carga x recalque pelo método de
Van der Veen (1953) com as cargas admissíveis comerciais adotadas
para as respectivas estacas, a estaca raiz de 250 mm de diâmetro apresenta carga superior ao resultado do ensaio. Com base nos resultados,
os fatores de segurança contra ruptura para estacas raiz de 160 mm,
115
UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
200 mm e 250 mm de diâmetro foram de 2,72, 2,63 e 1,75, respectivamente.
Agradecimentos
Os autores agradecem o apoio, bem como as informações
fornecidas para elaboração da pesquisa às empresas Geobrasil Projetos e Engenharia Ltda., Fundações Projetos e Engenharia Ltda.,
Geonorte Engenharia de Solos e Fundações Ltda., J. R. Medeiros
Engenheiros Associados Ltda., C. Rolim Engenharia Ltda., FAS
Geotecnia e Consultoria S./C. Ltda., ao professor Gulielmo Dantas e
a Universidade de Fortaleza – UNIFOR.
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ABEF/ABMS. São Paulo, Brasil, v. 2, p. 293-312.
Endereço para contato:
118
REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
Efeito da sensibilidade da estrutura
em relação ao solo
Jean Marie Désir1;
Vitor Augusto de Souza Crespo2
Resumo
Muitos edifícios, cujo projeto estrutural atendeu aos requisitos básicos de
dimensionamento, têm apresentado sintomas característicos de problemas de
recalque e a magnitude do problema depende da sensibilidade da estrutura em relação ao solo. Neste trabalho, procura-se definir uma estratégia de análise assim como
uma metodologia adequada para a consideração da interação solo-estrutura. Tal
metodologia deve estabelecer, de antemão, a partir de parâmetros do solo, de fácil
determinação, o perfil da distribuição dos possíveis assentamentos, para depois
carregar a estrutura com esses. É uma análise do tipo “inversa”, capaz de proporcionar informações pertinentes para o aprimoramento do projeto inicial, garantindo
maior segurança e conforto nas edificações. Analisa-se também a influência da presença de paineis de alvenaria ou do tipo de fundações nos valores de recalque estimados e calculados. Finaliza-se o estudo comparando os esforços que aparecem
num prédio residencial, utilizando, por um lado, os métodos tradicionais de análise
estrutural e, por outro lado, levando em consideração a sensibilidade da estrutura
em relação ao solo.
Palavras-chave: Recalque diferencial, interação solo-estrutura, rigidez da alvenaria.
Structure sensibility effect in relation to soil
Abstract
Many buildings, designed in accordance with basic design requirements, have
presented however characteristic symptoms of settlement problems and, the magnitude of the problem depends on the sensitivity of the structure in relation to the
ground. In this work, we seek to understand better this interaction, what is fundamental to define a model of analysis, as well as an adequate methodology to take
into account the ground-structure interaction. Such methodology must establish
beforehand the soil settlement distribution profile and then loads the structure with
these settlements. Thus, it works as an “inverse type” analysis, providing pertinent
information for the improvement of the initial design, guaranteeing greater security
_______________________
1
D.Sc., Engenheiro Civil, Universidade Federal do Rio Grande do Sul
2
M.Sc., Engenheira Civil, Universidade Estadual do Norte Fluminense
119
UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
and comfort in the constructions. Moreover, the influence of some structural elements
such as the masonry panels or the type of the foundations in the settlement values
has also been investigated. Finally, the study compares the efforts that appear in a
residential building, using; on one side, traditional structural analysis methods and,
on the other side, taking into account the structure sensitivity.
Keywords: differential subsidence, ground-structure interaction, masonry stiffness
1 Introdução
O
mecanismo de interação entre a superestrutura, a infraestrutura
e o maciço de solo (ISE) tem sido objeto de muitos estudos desde a década dos cinqüenta, destacando os trabalhos de
MEYERHOF(1953) entre outros. Após discutir a capacidade de cargas das fundações superficiais e profundas, preocupou-se com a previsão de recalques, considerando as características do solo, da fundação e da rigidez da estrutura nos cálculos. A ISE tende a uniformizar
os recalques, dependendo da rigidez do conjunto solo-estrutura. Isso
proporciona a diminuição das distorções angulares (rotação relativa)
devido à diminuição da curvatura da deformada dos recalques, podendo, então, evitar o aparecimento de certos danos.
O item 3.1.1.9 da NBR 6118 (2003) recomenda que seja levado em consideração, em estruturas sensíveis a deslocamento de
apoio, o respectivo efeito no cálculo dos esforços solicitantes. Por
outro lado, a NBR 6122 (1996), que trata no item 4.7.1 de projeto e
execução de fundações, considera de grande valia a instrumentação
de edifícios para observação do comportamento das fundações e da
interação solo-estrutura porque considera as “características da obra,
em especial a rigidez da estrutura”, como fatores importantes na determinação da pressão admissível. O capítulo 2 do ACI-336.2R/88
(1994) é todo dedicado ao tema “Interação solo-estrutura”, sendo
descritos sugestões de procedimentos de análise e projeto de fundações superficiais. Apresenta alguns fatores a serem considerados, tais
como: o tipo de solo, a forma e o tamanho da fundação e a rigidez
tanto da fundação quanto da estrutura.
Entretanto, esse mecanismo é frequentemente desprezado
na maioria dos projetos onde se assume, convencionalmente, rigidez
120
REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
infinita do terreno, calculando a estrutura com apoios indeslocáveis.
As cargas assim determinadas são utilizadas no dimensionamento das
fundações. Em parte, essa prática se deve às dificuldades que envolvem a modelagem da ISE. Essas dificuldades são inerentes ao sistema estrutura-terreno de fundação e dizem respeito à sequência de
construção, às propriedades geológicas dos materiais, à
heterogeneidade vertical e horizontal do solo, à transferência de cargas ao terreno, à representatividade da prospecção e ensaios e, à influência do tempo nos parâmetros geotécnicos (GUSMÃO FILHO,
2002).
Este trabalho pretende analisar a consideração dos recalques
através de um procedimento racional de forma a captar, independentemente do projeto estrutural a sensibilidade da estrutura em relação
ao solo. As manifestações têm padrões diferentes em função da magnitude do recalque, valor que depende também da rigidez relativa
solo-estrutura. Aplica-se uma metodologia que permite interpretar as
informações disponíveis sobre o terreno (sondagem, tipo de solo, etc.),
se possível os de mais fácil obtenção, de tal maneira que se possa
determinar de antemão o perfil de distribuição dos possíveis assentamentos, antes de carregar as estruturas. A importância de utilizar tal
procedimento é evidenciada quando seus resultados são comparados
aos obtidos com os métodos tradicionais de análise estrutural.
2 Metodologia
De acordo com o modelo de Winkler, molas podem ser utilizadas para idealizar o comportamento do solo. Assim, o contato
solo-estrutura é feito com apoio elástico nodal, onde se admite, nos
pontos nodais da base da estrutura, a presença de molas (apoios elásticos), considerando-se apenas a translação em Z, ou seja, não é permitido deslocamento no plano horizontal. Isso é feito devido ao tipo
de carregamento utilizado (somente carregamento vertical) e a consideração de uma rigidez muito grande do solo nas direções X e Y. O
elemento de mola substitui totalmente a fundação superficial, através
do seu coeficiente km, o qual já considera as dimensões das sapatas. O
solo é considerado como um meio contínuo, elástico, linear, isotrópico
121
UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
e homogêneo. Para as simulações, usa-se o Método dos Elementos
Finitos (MEF), que proporciona uma boa representação das diferentes partes do conjunto solo estrutura e é utilizada pela maioria dos
programas comerciais de análise estrutural.
2.1 Representação do solo
Vários trabalhos têm sido desenvolvidos na procura do melhor modelo para representação do solo. RAO et al. (1995) destacam
que o maciço de solo pode ser estimado como elástico linear, elástico
não linear, elastoplástico sendo, porém, normalmente tratado como
elástico linear. A busca por um modelo eficiente e matematicamente
simples do solo para os problemas de interação solo-estrutura mostram duas aproximações clássicas básicas: a aproximação Winkleriana
e a aproximação Continua. Na interface do solo com a fundação, a
distribuição da pressão de contato é um parâmetro importante. A variação da distribuição da pressão depende do comportamento da fundação (rígida ou flexível) e da natureza do solo (argila, areia, etc.).
Frente à dificuldade de descrever matematicamente o comportamento complexo do solo, Dutta e Roy (2002) recomendam simplicidade
na definição dos modelos porque, em geral, proporcionam resultados
razoáveis.
2.2 Cálculos dos recalques
Os métodos para previsão de recalques de fundações com
base rígida são separados em três grandes categorias: métodos racionais, métodos empíricos e métodos semiempíricos. Nos métodos racionais, os parâmetros de deformabilidade determinados in situ ou
em laboratório, são combinados a modelos de previsão de recalques
teoricamente exatos. Nos métodos empíricos, usam-se tabelas de valores típicos de tensões admissíveis para diferentes tipos de solo.
Embora as tabelas não forneçam recalques, as tensões indicadas por
elas estão associadas a recalques usualmente aceitos em estruturas
convencionais. Nos métodos semiempíricos, os parâmetros de
122
REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
deformabilidade, obtidos por correlação com ensaios, in situ, de penetração estática (CPT) ou dinâmica (SPT), são combinados a modelos de previsões de recalques teoricamente exatos ou adaptação desses.
A expressão “semiempírica”, associada aos métodos de cálculos de recalques, deve-se à introdução de correlações para a definição de propriedades de deformação dos solos. As correlações permitem a estimativa de propriedades de deformação por meio de outros
ensaios [penetração estática ou de cone (CPT) e dinâmica (SPT)] que
não visam a observar o comportamento tensão-deformação dos solos
(no laboratório: ensaios triaxiais, oedométrico; no campo: ensaios de
placa, pressiométrico).
Neste trabalho, a previsão de recalques e de tensão admissível
é determinada, por um lado com o método racional e, por outro lado,
estimada com três métodos baseados no SPT. Pela teoria da elasticidade o recalque para o caso de uma sapata com carga concentrada é
dado por:
(1)
onde q é a pressão média aplicada, B a menor dimensão da sapata, n
o coeficiente de Poisson e E o módulo de Young. Is, Id e Ih são os
coeficientes de forma, de profundidade e de espessura da camada
compressível respectivamente.
De maneira semiempírica, TERZAGHI E PECK (1948, 1967) definiram a tensão que provoca um recalque de 1 polegada através da
expressão:
(2.a)
onde B é a menor dimensão em pés da sapata e N o número de golpes
no ensaio SPT. MEYERHOF (1965) propôs as seguintes expressões
123
UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
para a relação entre a tensão aplicada (kgf/cm2) e o recalque de sapatas (w em polegadas) em areias:
(2.b)
(2.c)
Burland e Brubidge (1985) calcularam o recalque de fundações em
área com:
(3)
w é o recalque em mm, q a tensão aplicada em kN/m2, B a menor
dimensão da sapata em m e N média do número de golpes no SPT na
profundidade de influência. fs e fl são fatores de forma e de espessura
compressível respectivamente.
2.3 Cálculo dos coeficientes de Reação Vertical (kv)
O coeficiente de reação é um parâmetro muito importante
para a consideração da flexibilidade das fundações. Através dos ensaios oedométrico e SPT, pode-se estimar o Módulo de Young para,
posteriormente, calcular os recalques nas sapatas por meio dos métodos convencionais. De posse dos dados (cargas nos pilares, recalques),
o coeficiente de reação vertical (kv) resulta:
(4)
124
REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
onde q representa a tensão aplicada pela sapata e v o recalque. A
tensão utilizada no cálculo acima é obtida pelas reações originadas
nos pilares para o esquema indeslocável e pela área da sapata. Os
recalques, por sua vez, são obtidos pela média dos cálculos manuais
feitos pelos métodos semi-empíricos apresentados anteriormente.
Posteriormente, para uma sapata de área A os valores do coeficiente
da Mola (km) do solo são calculados pela fórmula:
(5)
Os valores desse coeficiente não são iguais para todo o prédio, pois dependem das dimensões da sapata e da sua tensão, e é
nisso que está a noção de sensibilidade do solo. Com todos os valores
de km inseridos no modelo, conseguem-se os valores dos recalques
levando em consideração a interação solo-estrutura.
Em resumo, o coeficiente de mola pode ser determinado com
um procedimento que envolve os seguintes passos: 1) realização de
ensaios oedométrico e SPT; 2) cálculo do módulo de Young; 3) cálculo das cargas nos pilares; 4) cálculo dos recalques nas sapatas; 5)
cálculo do coeficiente kv de reação vertical; 6) cálculo do coeficiente
km da mola; 7) obtenção dos resultados através doe um programa de
cálculo.
2.4 Análise da Interação Solo-Estrutura (ISE)
Num edifício alto, os primeiros pavimentos se comportam
como uma viga parede e trabalham à flexão. Os demais pavimentos
situados acima agem como uma chapa, distribuindo o carregamento
sobre a viga, e não são muito afetados pelo movimento dos andares
abaixo. Em relação à rigidez relativa fundação-solo (Rr), quanto mais
flexível for a fundação, mais as pressões de contato refletirão o carregamento. A partir de análises com valores diferentes de rigidezes relativas estrutura-solo, MEYERHOF (1953) verificou-se que o recalque
total máximo não é muito afetado, apesar de sofrer leve decréscimo
com o aumento da rigidez relativa. Em contrapartida, o recalque dife125
UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
rencial máximo diminui rapidamente quando Rr aumenta. Para isso,
recomenda que a contribuição da superestrutura seja considerada através da expressão:
(6)
onde EcI representa uma rigidez equivalente, åEc Iv o somatório das
rijezas das vigas e EaIa as rijezas dos painéis de alvenaria. Neste trabalho, duas configurações estruturais com preenchimento parcial e
total com alvenaria são analisadas para investigar a contribuição dos
painéis de alvenaria na rigidez da estrutura e seu efeito nos valores
dos recalques diferenciais.
A consideração da ISE pode mudar o mapa de esforços da
estrutura, chegando, em alguns casos, a mudar os sinais dos esforços.
Esses valores devem ser utilizados para refinar o pré-dimensionamento
feito com base numa estrutura indeslocável. Esse mesmo procedimento também pode ser utilizado para uma estrutura já em serviço e
que apresenta problemas de recalque, para definir o reforço mais adequado. Para levar em conta esta interação, analisa-se, inicialmente,
com um programa de cálculo, um modelo estrutural do edifício com
base indeslocável, de acordo com a metodologia convencional de
cálculo estrutural. A partir desse modelo, obtêm-se as cargas normais
nos pilares, as quais permitem estimar as dimensões das sapatas e,
posteriormente, calcular os recalques.
Uma vez determinadas as cargas e os recalques, o coeficiente de reação vertical pode ser determinado de acordo com o procedimento descrito no item 2.2. Com isso, analisa-se novamente o edifício, com base elástica, calculando assim os esforços e deslocamentos
introduzidos na estrutura em função dos recalques nos apoios. Assim, a consideração da interação solo-estrutura consiste das seguintes etapas: 1) análise do edifício com base indeslocável; 2) estimativa
das dimensões das sapatas; 3) cálculos dos recalques nas sapatas; 4)
cálculo do coeficiente de reação vertical; 5) análise do edifício com
base elástica e 6) comparação das duas análises.
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REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
3 Simulações Computacionais
A simulação computacional visa à determinação dos esforços e à previsão dos recalques, permitindo, assim, a comparação dos
modelos adotados. A simulação é feita utilizando-se os recursos
computacionais de um programa comercial que utiliza o método dos
elementos finitos. Esse programa é capaz de analisar edifícios considerando a rigidez da estrutura, incluindo as paredes de alvenaria. Os
carregamentos para os quais cada estrutura é analisada são os recomendados na NBR 6120, aplicados diretamente nos elementos. As
cargas nas lajes são calculadas pelo somatório das cargas de sobrecarga, de revestimento e de parede, distribuído por metro quadrado.
As paredes, escadas e caixa d’água localizada sobre as vigas e pilares
também são incluídas na forma de carga distribuída linearmente ou
nodais, respectivamente.
A validação dessa sequência de cálculo foi realizada no trabalho de CRESPO (2005). Para isso, foram analisados um pórtico
plano, um pórtico espacial e um prédio residencial multifamiliar. A
inclusão da ISE permitiu avaliar o efeito da redistribuição de carga na
estrutura e dos recalques nas fundações. A rigidez relativa solo-estrutura, por ser um parâmetro importante, requereu, também, a influência da alvenaria de vedação no comportamento global da estrutura.
Neste artigo, são apresentados e discutidos os resultados do
pórtico plano e do prédio residencial. Para evidenciar o papel da ISE,
foram considerados para cada estrutura os seguintes casos: 1) sem
interação (SemInt); 2) com interação (ComInt); 3) com interação e
paredes em todos os pavimentos (ComPle); 4) com interação e paredes somente nos primeiros dois pavimentos (ComPar). Quando disponíveis, os resultados são também comparados com dados de trabalhos já publicados.
127
UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
3.1 Análise do pórtico plano
O pórtico plano considerado consiste de dois vãos simétricos e dez pavimentos (figura 1). A seção transversal das vigas é de
12x60 cm. Os pilares da periferia têm 25x50 cm e o central tem 25x70
cm de dimensões. A cinta de fundação tem seção transversal de 30x80
cm. Na modelagem do solo, foi considerado um coeficiente de reação vertical kv = 5.000,00 kN/m3. O tamanho das sapatas isoladas
foram estimadas levando em conta uma tensão de trabalho da ordem
de 0,45 MPa. Os pilares externos receberam uma carga total de
1.350,00 kN cada um e o pilar interno 4.000,00 kN, sendo aplicados
na forma de carga pontual nos nós correspondentes às fundações.
Figura 1 – Pórtico adotado: (a) sem parede, (b) com parede e
(c) com parede somente em 2 pavimentos
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REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
A tabela 1 mostra as características do pórtico e os valores
de km resultantes enquanto a tabela 2 apresenta os recalques absolutos, médios e diferenciais para cada um dos casos estudados.
Tabela 1 – Dimensionamento dos pilares e das sapatas e, suas cargas respectivas
Tabela 2 – Recalques absolutos, médio e diferenciais
dos pilares para cada modelo estudado
Observa-se também que o procedimento proposto neste trabalho conduz a resultados próximos aos obtidos por Fonte(2000) para
o mesmo pórtico (ComInt). É também importante notar o papel das
alvenarias na redução do recalque diferencial. Todavia, a análise confirma o fato de os primeiros pavimentos absorverem quase o total das
solicitações provocadas pelo recalque diferencial.
A figura 2 mostra a distribuição dos momentos fletores e
dos esforços normais na altura do pórtico. Nota-se, claramente, o efeito
da ISE assim como a contribuição da incorporação da alvenaria. As
mudanças observadas nos recalques se traduzem em redistribuição
de esforços entre os pilares. Estes esforços aumentaram nos pilares
laterais.
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UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
Figura 2 – Diagramas de momento fletor e esforço normal no pilar lateral:
Com interação (círculo), Com Int. e paredes em toda a altura (quadrado) e
Com Int. e paredes em dois pavimentos (triangulo)
3.2 Análise do prédio residencial multifamiliar
O prédio possui um pavimento térreo e três pavimentos tipo.
A figura 3 mostra o esquema das cintas e a localização dos pilares. As
características do solo de fundação foram determinadas a partir do
ensaio eodométrico (figura 4) enquanto o módulo de elasticidade e os
recalques nas sapatas foram determinadas com o SPT.
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P1
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Figura 4 – Ensaio oedométrico: para amostras retiradas a 1(quadrado),
2 (triângulo), e 6 metros (círculo) de profundidade debaixo da fundação
A tabela 3 contém os valores de recalques calculados com a
teoria da elasticidade e com as expressões apresentados no item 2.2
São mostrados os resultados para os pilares P9 a P19 (região mais
carregada) e a média de todos os pilares. Para as simulações, o prédio
é discretizado considerando as vigas e colunas como elementos de
pórticos e as lajes como cascas. As fundações consistem de sapatas
isoladas.
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Tabela 3 – Estimativa dos recalques pelos métodos convencionais
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REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
A tabela 4 apresenta a organização das características dos
elementos de fundações para o cálculo dos coeficientes km.
Tabela 4 – Dimensões dos pilares das sapatas com suas
respectivas cargas e coeficientes de mola
Quando se considera uma estrutura cujos apoios são
indeslocáveis, somente os nós dos andares acima sofrem deslocamento, devido às deformações ocorridas nas peças da estrutura, como
por exemplo, a deformação axial dos pilares. Apesar disso, o cálculo
estrutural convencional estima os valores dos recalques utilizando
esta teoria. No entanto, quando se considera uma fundação flexível e
o maciço de solo subjacente, esses deslocamentos tornam-se maiores
em função do aparecimento dos recalques, mesmo havendo a
redistribuição das tensões na estrutura. A Tabela 5 compara as duas
situações.
133
UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
Tabela 5 – Recalques absolutos nos apoios dos dois modelos e
seus respectivos valores médios em (cm)
Constata-se uma suavização das deformadas de recalque na
estrutura ao se utilizar à interação solo-estrutura. De fato, a maioria
dos pilares externos (valores sublinhados na tabela) recebeu um acréscimo de carga que resultou num assentamento maior. É interessante
ressaltar que as médias dos recalques absolutos nos dois modelos são
bastante parecidos, porém a média dos recalques diferenciais estimados através do cálculo convencional é mais de duas vezes maior do
que o valor calculado com o modelo que considera a ISE.
Os esforços normais mostram a mesma tendência e confirmam o que foi observado em relação aos valores de recalque. Os
pilares externos (sublinhados na tabela 6) registram aumento de cargas enquanto os internos acusam redução. Alguns poucos pilares não
mostraram essa tendência devido à complexidade da redistribuição
das tensões na região da estrutura onde se encontram. Observou-se,
também, pouca diferença na média dos esforços normais absolutos
entre os dois modelos, que se encontrou em torno dos 4%. Mas, quando
se trata da média dos esforços diferenciais, essa diferença fica em
torno dos 37% .
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REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
Tabela 6 – Esforços normais nos pilares (kN) nos dois modelos,
e seus respectivos valores médios
Conclusões
O procedimento proposto neste trabalho contribuiu para
mostrar a influência da interação solo-estrutura nos cálculos estruturais utilizando um programa comercial. Com as análises feitas com e
sem interação solo-estrutura, percebeu-se a ocorrência de uma
redistribuição das cargas aplicadas na fundação. Ficou confirmado
que os pilares que tendem a sofrer maiores assentamentos transferem
parte de seu carregamento para pilares próximos com menores
recalques. É importante notar que não somente os pilares mas também as vigas das estruturas recebem esforços adicionais em decorrência dos deslocamentos nodais. Os momentos podem sofrer mudanças bruscas na peça, principalmente nos primeiros pavimentos,
pois, quanto mais baixo o pavimento, maior a sua contribuição na
absorção dos recalques diferenciais. Quando se fala de interação soloestrutura, a ocorrência dos recalques é o efeito que mais rapidamente
nos vem à mente, e pode-se inferir que os recalques diferenciais são a
principal causa das mudanças de comportamento da superestrutura.
Com relação a esse efeito, verificou-se que os recalques diferenciais
verticais diminuíram com a consideração da ISE, de acordo com os
exemplos apresentados. A introdução das paredes de alvenaria confirmou a sua contribuição na rigidez global da estrutura, reduzindo
135
UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
ainda mais os recalques diferenciais. Da maneira que as estruturas
foram modeladas, foi constatado que as cargas nos pilares travadas
por paredes diminuem devido à redistribuição que essas propiciam.
Torna-se evidente a importância de se considerar, na fase de projeto e
análise de uma edificação, a redistribuição de cargas oriundas dos
recalques nos apoios dos pilares. Essa redistribuição não deve ser
ignorada, para não comprometer o conforto, a durabilidade, ou até
mesmo a segurança da obra. A consideração dos recalques no
dimensionamento das estruturas e, por conseguinte, a redução de possíveis intervenções para reparo ou reforço é muito importante, visto
que, em geral, a intervenção é mais onerosa do que a própria construção; seja pelo custo ou pelo transtorno causado aos ocupantes.
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Practice. 2nd Ed., John Wiley & Sons Pub., New York, 729p.
VELLOSO, D. A.; LOPES, F. R. (1996). Fundações. 2. ed. Rio de
Janeiro: COPPE/UFRJ.
Endereços para contato:
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Determinação da resistência à punção de
lajes planas com armadura de cisalhamento
do tipo “stud” interno
Leandro M. Trautwein 1
Túlio Bittencourt 2
Ronaldo Gomes 3
João Carlos Della Bella 4
Resumo
A resistência de uma laje plana com armadura de cisalhamento ao puncionamento é
dada pela combinação de duas parcelas: resistência do concreto e da armadura
transversal. A consideração destas duas parcelas é feita de maneira distinta entre as
normas técnicas e por alguns pesquisadores. Seis lajes planas de concreto armado
com armadura de cisalhamento sem envolver a armadura de flexão e submetidas a
um carregamento simétrico foram analisadas experimentalmente. Para todas as lajes ensaiadas, o modo de ruptura alcançado foi à punção e a superfície de ruptura
cruzou a região com a armadura de cisalhamento. O objetivo deste trabalho é avaliar a parcela de contribuição da armadura de cisalhamento sem envolver a armadura de flexão e do concreto, para que se possa comprovar a eficiência deste tipo de
armadura.
Palavras-chave: punção, normas, superfície de ruptura.
Definition of punching strength of flat slabs with
unbraced shear reinforcement
Abstract
The punching shear strength of flat slabs with shear reinforcement is provided by a
combination of both steel and concrete strengths. The shear contribution, provided
by steel and concrete to the ultimate load, have been argued by many researchers
_______________________
1
Universidade Federal do ABC, Centro de Engenharia, Modelagem e Ciências
Sociais Aplicadas, Santo André-SP, Brasil, [email protected].
2
Universidade de São Paulo, Escola Politécnica da USP, PEF, São Paulo-SP,
Brasil, tbitten@gmail.
3
Universidade Federal de Goiás, Escola de Engenharia Civil, Goiânia-Go, Brasil, rbggomes@gmail.
4
Universidade de São Paulo, Escola Politécnica da USP, PEF, São Paulo-SP,
Brasil, [email protected].
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UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
and there are considerable differences between codes. Ten reinforced concrete flat
slabs with shear reinforcement, being six with shear reinforcement without embracing
the flexural reinforcement were tested experimentally by a load on their centre
through a square steel plate (200 x 200 x 50 mm). All the slabs failed by punching
and the failure surface was in the region within shear reinforcement. This paper
aims to investigate the efficiency of the use of shear reinforcement that does not
embrace the flexural reinforcement in flat slabs determining the steel and concrete
contribution.
Keywords: punching, codes, failure surface.
1 Introdução
A
ligação direta entre pilares e lajes de concreto armado, sem o
auxílio de vigas, é uma alternativa cada vez mais frequente nos
projetos de construção civil. As lajes-cogumelo, como são conhecidas no Brasil, apresentam algumas vantagens em relação ao sistema
tradicional (laje – viga – pilar) como a adaptação da obra a diferentes
finalidades durante a sua vida útil, devido à inexistência de vigas.
O principal problema desse tipo de concepção é a resistência limitada pela punção nas seções em torno dos pilares, devido à
grande concentração de tensões decorrentes de cargas concentradas
ou de reações de apoio. Para aumentar a resistência à punção, podese aumentar a seção transversal dos pilares, aumentar a espessura da
laje, utilizar concretos de alta resistência com ou sem a adição de
fibras de aço e utilizar armadura de cisalhamento [1].
As armaduras de cisalhamento, para o combate à punção,
nas lajes planas usadas atualmente, (“studs”, estribos) são de fácil
confecção, mas apresentam uma certa dificuldade de fixação no canteiro de obras devido ao seu posicionamento na laje, pois, de acordo
com as recomendações das normas, as armaduras de cisalhamento,
devem envolver a armadura de flexão para que se tenha uma boa
ancoragem, fato esse que dificulta e aumenta o tempo e a mão de
obra envolvida no serviço. Entretanto, neste trabalho, foi proposta
uma armadura de cisalhamento interna à armadura de flexão, não
recomendada atualmente pelas normas e códigos.
A motivação para este estudo está na necessidade de se conhecer a real contribuição dessa armadura de cisalhamento do tipo
140
REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
“stud” interno na resistência à punção de lajes planas, conhecendo-se
as suas limitações para permitir o seu uso. Sabe-se que a resistência
de uma laje-cogumelo com armadura de cisalhamento ao
puncionamento é dada pela combinação de duas parcelas: resistência
do concreto e da armadura transversal. A consideração dessas duas
parcelas é feita de maneira distinta entre as normas técnicas e por
alguns pesquisadores.
2 Programa experimental e resultados
As lajes eram quadradas com 3000 mm de lado e 200 mm de
altura. O programa experimental de Trautwein (2006) era composto
de onze lajes, entretanto, neste trabalho, serão apresentados os resultados de apenas seis lajes, devido ao tema abordado. Essas seis lajes
foram dimensionadas para que a superfície de ruptura cruzasse a armadura transversal.
Os materiais constituintes do concreto das lajes foram dosados de forma a obter uma resistência à compressão do concreto
(fcm) em torno de 40 MPa, aos 14 dias. A altura útil das lajes foi
definida em 164 mm, podendo ocorrer algumas variações devido
ao processo executivo da concretagem. A armadura de flexão foi
composta por 31 barras de 16 mm de diâmetro (CA – 50) no bordo
superior em cada direção, espaçadas a cada 10 cm, enquanto que a
armadura do bordo inferior foi constituída por 21 barras de 8 mm
(CA – 50) em cada direção, espaçadas a cada 15 cm. Para garantir
uma adequada ancoragem das barras superiores, foram acrescentadas 31 barras em formas de U com 12,5 mm de diâmetro em
cada lado da laje. A armadura de flexão se manteve constante para
todas as lajes, e foi utilizada uma alta taxa de armadura (1,26%),
para garantir que o modo de ruptura fosse por punção e não por
flexão. A Figura 1 apresenta o detalhamento da armadura de flexão
utilizada nas lajes ensaiadas [2].
141
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A armadura de cisalhamento utilizada em todas as lajes foi
do tipo “stud”, na qual barras de aço CA-50 (comprimento de 95
mm) foram soldadas, em suas extremidades, às chapas de aço de 30
mm de largura e 10 mm de espessura. A altura total dos “studs” é de
115 mm. Os “studs” foram colocados de forma interna à armadura
flexão, sem envolver as barras da armadura superior e inferior, de
acordo com o ilustrado na Figura 2.
Figura 1. Detalhamento da armadura de flexão [2]
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REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
Figura 2. Detalhamento da armadura de cisalhamento [2]
As principais variáveis entre os ensaios foram o número de
camadas, o diâmetro e o espaçamento entre as barras da armadura de
cisalhamento. Essas lajes apresentam uma densidade de armadura de
cisalhamento reduzida para que fosse possível induzir a ruptura junto
ao pilar ou cruzando a região armada por punção. A tabela 1 apresenta as características das lajes ensaiadas: diâmetro e número de camadas da armadura de cisalhamento, além da área de armadura transversal por camada (Asv/cam).
As seis lajes apresentadas neste trabalho romperam por punção e as superfícies de ruptura obtidas cruzaram as regiões de armadura de cisalhamento. As lajes I6, I7 e I8 continham 11 camadas de
armadura de cisalhamento, sendo as barras espaçadas (Sr) de 60 mm;
já nas lajes I9, I10 e I11, o número de camadas da armadura de
cisalhamento foi reduzido para 5 e o espaçamento entre as barras
(Sr) e a distância entre a face do pilar e a primeira camada (S0) foram
de 80 mm. Todas as lajes romperam à punção e as cargas de ruptura
variaram de 853 kN (laje I9) a 978 kN (laje I7). A resistência à compressão do concreto deste grupo variou de 35,4 MPa a 44,4 MPa. A
tabela 2 apresenta as principais características das lajes e as cargas de
ruptura. A Figura 3 apresenta um desenho esquemático das superfícies de ruptura.
143
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Tabela 1 – Características das lajes
Tabela 2 – Carga de ruptura das lajes
144
REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
Figura 3. Superfícies de ruptura das lajes ensaiadas [2]
3 Contribuições do aço e do concreto na resistência à punção das
lajes ensaiadas
A resistência de uma laje cogumelo com armadura de
cisalhamento ao puncionamento é dada pela combinação de duas parcelas: resistência do concreto e da armadura transversal. A consideração dessas duas parcelas é feita de maneira distinta entre as normas
técnicas e por alguns pesquisadores. Regan (1985) [3] conclui que
uma laje-cogumelo sem armadura de cisalhamento tem uma superfície de ruptura que forma um ângulo de 25º com o plano horizontal,
com a raiz na face do pilar (carregamento simétrico). Se a laje for
armada com o primeiro elemento da armadura de cisalhamento sendo posicionado a uma distância que force a mudança da inclinação da
superfície de ruptura, haverá um acréscimo para a contribuição do
concreto em sua carga de ruptura: esse acréscimo será modesto até a
145
UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
inclinação de 45º, mas aumenta bastante depois desse limite. Regan
(1985) [3] sugere que a contribuição do aço é a soma das forças na
armadura de cisalhamento cortada a 45º pela superfície de ruptura,
enquanto que a contribuição do concreto é tomada igual a 75% da
resistência ao cisalhamento de uma laje sem armadura de
cisalhamento, conforme indica o gráfico da Figura 4.
Vteste – força resistente medida em ensaio;
vck – força resistente para uma superfície de ruptura inclinada a 25º;
tan θ – nova inclinação da superfície de ruptura;
Vu – força resistente majorada devido à mudança de inclinação da
superfície de ruptura.
Figura 4. Efeito da inclinação da superfície de ruptura na resistência à punção[3]
Para determinar a parcela de contribuição do concreto (Vck)
na resistência à punção, foi realizada uma comparação entre os valores estimados pelas normas EC2/2004[4], NBR6118/03[6] e o
ACI318/08[7]. As equações 1, 2 e 3 apresentam as expressões para
previsão de cada norma. As expressões utilizadas para a parcela do
146
REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
concreto se referem à situação de superfície de ruptura, cruzando a
região com armadura de cisalhamento. A tabela 3 apresenta os valores previstos para a parcela de contribuição do concreto (Vck), de acordo
com o EC2/2004[4], NBR6118/03[6] e o ACI318/08[7].
Onde:
u1 : perímetro de controle a 2d da face do pilar;
d : altura útil;
, (“d” em mm);
- taxa de armadura de flexão;
fc : resistência característica do concreto (MPa).
Onde:
taxa de armadura nas duas direções ortogonais,
calculadas com a largura igual à dimensão do pilar, ou área carregada,
mais 3d para cada um dos lados (ou até a borda da laje, se essa estiver
mais próxima);
u: perímetro de controle C’, distante 2d da face do pilar;
fc: resistência característica do concreto (MPa);
d: altura útil.
147
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Onde:
fc: resistência à compressão do concreto (MPa);
b0 : perímetro de controle a “0,5d” da face do pilar (mm);
d: altura útil da laje (mm).
Tabela 3 – Parcela de contribuição do concreto na resistência à punção das lajes
De acordo com os resultados de diversos pesquisadores, a
expressão que mais se aproxima dos resultados experimentais referente à parcela de contribuição do concreto é a do EC2/2004[4]. Para
verificar se isso se aplica a esse tipo de lajes, foi determinada a parcela experimental da armadura transversal (Asw.fy), utilizando o valor
de ensaio de fy (tensão de escoamento determinada em ensaio) e,
posteriormente, o valor da resistência do concreto experimental na
resistência à punção, subtraindo-se o valor da carga de ruptura pela
parcela de resistência da armadura transversal (tabela 4). Analisando-se os resultados apresentados na tabela 4, pode-se concluir que a
expressão do EC2/2004[4] é a que estima o valor da parcela de resistência do concreto mais próxima do valor experimental.
148
REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
Tabela 4 – Parcela de contribuição experimental do
concreto na resistência à punção das lajes
Para a análise das contribuições da armadura de cisalhamento
e do concreto nas lajes estudadas, será utilizada a expressão do EC2/
2004[4] para estimar o valor da parcela de resistência do concreto. A
tabela 5 apresenta a análise das contribuições da armadura transversal e do concreto na resistência à punção.
Se somente 75% da contribuição do concreto for considerada, as seis lajes necessitariam de pelo menos mais uma camada de
armadura de cisalhamento de reforço, para atender às condições de
ruptura das lajes ensaiadas. Quando se considera a contribuição real
do concreto, o número de camadas que influencia a parcela resistente
da armadura de cisalhamento fica mais próximo do que foi evidenciado nos ensaios. Na laje I6, por exemplo, a superfície de ruptura observada no ensaio cruzou duas camadas da armadura de cisalhamento
e, na análise, considerando a relação contribuição total do concreto
mais a parcela resistente pela armadura de cisalhamento com a carga
de ruptura, indica que a superfície de ruptura teria cruzado 1,93 camadas.
A última coluna da tabela 5 apresenta uma comparação entre as cargas estimadas de ruptura, considerando a total contribuição
do concreto e da armadura de cisalhamento, com a carga de ruptura
experimental (Vu). Os resultados encontrados mostraram que a laje
149
UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
I7 apresentou um resultado mais conservador, talvez porque a superfície de ruptura tenha cortado apenas o topo da segunda camada da
armadura de cisalhamento, e, no cálculo, levamos em conta a contribuição de toda a barra do “stud”.
Tabela 5 – Contribuições do concreto e da armadura de cisalhamento
na resistência à punção das lajes
A tabela 6 apresenta uma comparação entre a carga de ruptura
experimental e uma carga de ruptura teórica igual a 75% da parcela
da contribuição do concreto (Vck) mais uma parcela da contribuição
. Para efeito de cálculo,
da armadura de cisalhamento
foi considerada uma tensão de escoamento efetiva igual a 345 MPa.
Para as lajes I9, I10 e I11 (Sr = 80mm), as cargas estimadas foram
menores do que as obtidas experimentalmente, apenas as lajes I7 e I8
apresentaram cargas experimentais inferiores às estimadas.
Para as lajes I7 e I8, as cargas estimadas pela contribuição do
concreto e da armadura transversal foram, respectivamente, 30% e
10% superiores e, para a laje I6, a relação carga teórica estimada e
carga de ruptura experimentaol foi de 0,90.
150
REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
Já a tabela 7 apresenta duas comparações para a carga de ruptura
experimental e a carga teórica estimada. A primeira considera
totalmente a contribuição do concreto (Vck) mais uma parcela da
contribuição da armadura de cisalhamento
, e a segunda,
considera a total contribuição do conreto mais uma parcela da
contribuição da armadura de cisalhamento igual a
considerada a mesma tensão de escoamento acima.
Tabela 6 – Comparação entre as cargas de ruptura experimental e
teórica considerando apenas 75% da contribuição do concreto
151
. Foi
UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
Tabela 7 – Comparação entre as cargas de ruptura experimental e teórica
considerando apenas 75% da contribuição do concreto
Os resultados apresentados na tabela 7 mostram que a laje
I7 continua apresentando resultados mais conservadores em relação
às demais, mas é importante destacar que na consideração total na
contribuição do concreto nas lajes com menor taxa de armadura transversal, tem resultados mais próximos dos experimentais. Avalia-se
também que a consideração do perímetro de controle igual a 2,0d, a
partir dos resultados apresentados, aproximou a carga estimada da
experimental para as lajes I6 e I10. Percebe-se que essas duas lajes
possuem uma taxa intermediária de armadura transversal em relação
ao espaçamento (Asw/Sr (cm²/m)) com relação às demais lajes.
Com relação à laje I7, todos os resultados obtidos foram sempre conservadores, muito provavelmente devido à taxa de armadura
transversal ser a mais elevada. Para a laje I9, com a menor relação
Asw/Sr, o cálculo que apresentou o melhor resultado foi considerando
a total contribuição do concreto e, para a contribuição da armadura
de cisalhamento, foi para o perímetro de controle igual a 1,5d.
Conclusões
Os resultados obtidos nessa série de ensaios de lajes-cogumelo comprovam a eficiência e a potencialidade desse tipo de armadura de cisalhamento do tipo “stud” interno, sem envolver a armadura de flexão. Deve-se ressaltar que as normas nacionais e internacio152
REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
nais não preveem o posicionamento da armadura de cisalhamento
interna à armadura de flexão.
A expressão para previsão do valor da parcela de resistência
do concreto, considerando a superfície de ruptura cruzando a região
com armadura de cisalhamento, que mais se aproximou dos resultados experimentais foi a do EC2/2004[4].
Verificou-se, na análise da contribuição do concreto e da armadura, que, se somente 75% da contribuição do concreto for considerada, as seis lajes necessitariam de, pelo menos, mais uma camada
de armadura de cisalhamento de reforço, para atender às condições
de ruptura das lajes ensaiadas. Quando se considera a contribuição
real do concreto, o número de camadas que influencia a parcela resistente da armadura de cisalhamento fica mais próximo do que foi evidenciado nos ensaios.
Com relação à estimativa da carga de ruptura a partir da contribuição do concreto e do aço, verificou-se que os resultados foram
mais próximos dos experimentais quando se considera a total contribuição do concreto e o perímetro de controle na contribuição da armadura igual a 1,5d, com exceção das lajes I7 e I8, que apresentam os
maiores valores da relação Asw/Sr.
Referências
[1] GOMES, R. B. Punching Resistance of Reinforced Concrete Flat
Slabs with Shear Reinforcement. PhD Thesis, Polytechnic of Central
London, England, 185 p. 1991.
[2] TRAUTWEIN, L.M. Análise Numérica e Experimental de Lajes
Cogumelo de Concreto Armado com Armadura de Cisalhamento do tipo
“stud”interno. Tese de Doutorado, Departamento de Estruturas e
Geotécnicas da EPUSP. São Paulo, Brasil, 2006.
[3] REGAN, P.E. Shear Combs, Reinforcement against Punching. The
Structural Engineer, 1985. v. 63b, n. 4, p. 76-84.
153
UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
[4] EUROCODE 2 – European Standard. Design of Concrete Structures –
Part I: Genreal Rules and Rules for Buildings. European Prestandard.
European Committee for Standardization, Brussels, 2004.
[5] WALRAVEN, J. Design of Structures for Punching: Present Status of
Revision of EC-2. Im: INTERNATIONAL WORKSHOP ON
PUNCHING SHEAR CAPACITY OF RC SLABS. Sweden, 2000, p. 211224.
[6] ACI COMMITTEE 318, “Building Code Requirements for Structural
Concrete (ACI 318-08) and Commentary (318R-08),” American Concrete
Institute, Farmington Hills, MI, 2008, 467pp.
[7] ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS
(NBR6118). Projeto de Estruturas de Concreto Armado. Rio de Janeiro,
2003.
Endereço para contato:
E-mail:
154
REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
Estudo de Ferramentas de Gestão na
Construção Civil a partir de um
Sistema Informatizado de Benchmarking
Alexandre Araújo Bertini11
Marcos Ronaldo Albertin2
José Márcio Feitosa Monteiro3
Resumo
A cadeia produtiva da construção civil representa 8,5% do PIB brasileiro e apresenta-se como uma das mais complexas do setor industrial. O seu mapeamento e
monitoramento na busca pela elevação do patamar de qualidade e eficiência de
seus processos faz-se essencial para que o setor possa dispor de organizações cada
vez mais preparadas para desafios de competitividade. No intuito de apoiar o processo contínuo de implantação de melhorias, utiliza-se o benchmarking competitivo para identificar as melhores práticas nos processos produtivos. A partir da observação dessa demanda, o presente trabalho utiliza um sistema informatizado de
benchmarking, no qual as empresas podem cadastrar-se e observar seu desempenho em relação às médias das demais. O artigo analisa os resultados da aplicação
desse sistema em construtoras que atuam na cidade de Fortaleza, no estado do Ceará, e propõe a ampliação dessa aplicação para outras empresas do macrossetor da
construção civil.
Palavras-chave: cadeias produtivas; sistemas de gestão; construção civil.
Study on management tools in civil construction departing from
“Benchmarking” computerized system
Abstract
The productive chain of construction, which represents 8.5% of GDP in Brazil is
presented as one of the most complex industrial sector. Its mapping and monitoring
in order to raise the level of quality and efficiency of their process is essential to
have organizations increasingly prepared for the challenges of competitiveness. To
support the ongoing process of implementation of improvements is used competitive
benchmarking to identify best practices in manufacturing processes. From the
observation of this demand, this study uses a computerized system of benchmarking,
where companies can register themselves and observe its performance relative to
_______________________
1
Prof. Dr. (DEECC – Centro de Tecnologia – UFC);
2
Prof. Dr. (DEMP – Centro de Tecnologia – UFC);
3
Mestrando (PEC – Centro de Tecnologia – UFC).
155
UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
mean of the others. The article analyzes the results of applying this system in the
civil construction companies operating in the city of Fortaleza, in Ceara state, and
proposes to expand this application to other companies in the macro-construction
industry.
Keywords: productive chains; management systems; construction.
1 Introdução
O
macrossetor da construção civil, responsável por cerca de 8,5%
do PIB brasileiro, tem no subsetor edificações um de seus mais
importantes elos. As construtoras e incorporadoras, agentes principais desse subsetor, utilizam diversos subsistemas de gestão para organizar seus processos internos, desde a administração das obras até
a gestão financeira da empresa. Esta pesquisa propõe analisar as ferramentas de gestão de empresas construtoras por meio de um sistema
informatizado de monitoramento e benchmarking de cadeias produtivas a fim de apontar os seus gargalos, servindo de fonte de informações para a melhoria das empresas em suas atividades gerenciais e
administrativas. Pretende-se, ainda, contribuir para a melhoria da cadeia produtiva da construção com foco no subsetor edificações. A
Figura 1 mostra como está organizada esta cadeia.
Figura 1 – Cadeia Produtiva da Construção Civil
Fonte: ABRAMAT
156
REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
A Associação Nacional de Tecnologia do Ambiente
Construído (ANTAC), uma das principais organizações do setor da
construção e que reúne pesquisadores de diversas universidades do
país, atenta à necessidade de integração da cadeia produtiva da construção, inseriu, em seu plano estratégico, algumas diretrizes que apontam para a busca por melhoria da cadeia produtiva como um todo.
(ANTAC - Plano Estratégico para Ciência, Tecnologia e Inovação na
área de Tecnologia do Ambiente Construído, 2002).
• Mapeamento das cadeias produtivas vinculadas à
Construção Civil de forma a identificar seus principais
gargalos do ponto de vista da eficiência e da agregação
de valor.
• Programas de integração de cadeias produtivas vinculadas
à construção civil.
• Estabelecimento de sistemas de indicadores para avaliação
de desempenho do Macro-complexo Construção Civil que
permitam monitorar a competitividade de suas cadeias
produtivas e setores.
• Diretrizes para o estabelecimento de parcerias entre os
agentes envolvidos nos empreendimentos de construção.
• Remoção de barreiras para a introdução de produtos com
a configuração de subsistemas na cadeia produtiva.
• Promoção de arranjos produtivos locais, envolvendo
microempresas do Macrocomplexo Construção Civil, com
o apoio de instituições públicas e privadas de treinamento,
pesquisa e de serviços tecnológicos.
• Programas para o desenvolvimento tecnológico e
gerencial de empresas fornecedoras de serviços
(subempreiteiros), de forma a dotá-los das competências
técnicas e gerenciais necessárias para que essas assumam
um papel mais importante na cadeia produtiva.
• Prospecção tecnológica para as cadeias produtivas da
Construção Civil, visando ao estabelecimento de futuros
cenários que possam orientar o esforço de
desenvolvimento tecnológico.
157
UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
Este trabalho considera a importância da construção de
edificações para a economia nacional e o apoio de entidades do setor
à melhoria da gestão das empresas da cadeia produtiva, e propõe a
utilização do sistema computacional SIMAP (Sistema de
Monitoramento e Benchmarking de Arranjos Produtivos) para apoiar
o desenvolvimento nacional desse macro- setor. Na sequência, são
descritas a metodologia dessa pesquisa, o SIMAP e análise dos dados
obtidos com a pesquisa.
2 Metodologia
Foram trabalhadas, para a produção deste artigo, as
metodologias de revisão bibliográfica e pesquisas de campo que contemplaram as seguintes etapas:
• estudo do questionário de coleta de dados aplicado nas
empresas;
• elaboração e estudo de Manual do SIMAP e de suas
ferramentas;
• aplicação do questionário nas empresas construtoras
mediante visitas de campo;
• compilação dos dados e inserção dos mesmos no SIMAP;
• interpretação dos gráficos gerados pelo sistema;
• cálculo das médias relativas aos níveis de gestão da cadeia
produtiva e das construtoras;
• análise dos gráficos e identificação dos principais
gargalos.
Para melhor compreensão dos resultados obtidos na pesquisa, é importante o entendimento do conceito e do funcionamento do
SIMAP.
158
REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
2.1 O Sistema de Monitoramento e Benchmarking de Arranjos
Produtivos (SIMAP)
A pesquisa utilizou como base fundamental de coleta e análise de dados o SIMAP. Essa ferramenta informatizada foi desenvolvida no Observatório Tecnológico do Centro de Tecnologia da Universidade Federal do Ceará para estudar cadeias produtivas regionais. Entre as cadeias produtivas, destaca-se a da construção civil no
estado do Ceará.
O SIMAP avalia as empresas sob a perspectiva de 46 critérios agrupados em sete subsistemas, que englobam ferramentas de gestão, conforme ilustrado na Figura 2. Esse modelo de avaliação de
empresas baseia-se no nível de aplicação das ferramentas para
monitorar o desempenho das empresas pesquisadas sob a ótica de
gestão.
Figura 2 – Sistemas de Gestão analisados pelo SIMAP
159
UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
O texto seguinte, presente na home page do SIMAP, descreve os objetivos do sistema.
O SIMAP (Sistema de Monitoramento de Arranjos Produtivos), objetiva acompanhar o desenvolvimento de
empresas, de elos e de cadeias produtivas dos principais arranjos produtivos (APs) do Ceará e demais estados brasileiros. Através de uma comunicação ágil e transparente, todos os interessados no desenvolvimento dos
APs, passam a colaborar entre si (em forma de
Benchmarking) disponibilizando informações sobre
desempenho estratégico, tecnologias de gestão, de processos e de produto direcionando ações e esforços para
a competitividade sistêmica. Mas sua implantação e
acompanhamento é uma atividade por demais complexa, visto que se passa a observar todo um sistema de
empresas, e não mais uma única empresa isolada. Tal
sistema imerso num mercado econômico extremamente
dinâmico exige um monitoramento constante que informe os gargalos e restrições tecnológicos de forma cooperativa e colaborativa a partir de critérios (indicadores) previamente definidos. As informações de cada
empresa são de natureza sigilosa, e são utilizadas apenas como parâmetros estatísticos de comparação de entre si. A participação neste projeto permite que o empresário compare o seu desempenho e uso de boas práticas no setor de atuação e em outro, onde queira atuar.
As informações permitirão apontar que tecnologias estão se destacando em setores específicos, ou mesmo,
técnicas e métodos que estão deixando de ser utilizadas. Permite, ainda, conhecer os requisitos desejados e
(não) atendidos para atuar em um determinado elo produtivo. (OBSERVATÓRIO TECNOLÓGICO, 2010)
3 O SIMAP aplicado à Cadeia Produtiva da Construção Civil
Este item mostra, por meio da Figura 3, extraída do SIMAP,
um exemplo de aplicação desse sistema em empresas construtoras de
edifícios de múltiplos andares na cidade de Fortaleza. As barras azuis
160
REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
representam o desempenho da empresa benchmarking. A linha laranja mostra os níveis correspondentes aos requisitos fundamentais para
que as construtoras atinjam desempenho satisfatório no setor. Já as linhas amarela e verde apresentam, respectivamente, as médias da cadeia
da construção com um todo e do elo que inclui somente construtoras.
Figura 3 – Comparação da empresa benchmarking com a média da
cadeia e a média do elo em relação aos requisitos de mercado
Fonte: Observatório Tecnológico - UFC
Foram avaliadas desde construtoras que empregam modernas técnicas de gestão até empresas do setor com pouquíssima experiência na aplicação de ferramentas de gestão. A média obtida para a
cadeia da construção civil foi de 37,11%, com um desempenho abaixo dos requisitos de mercado em quatro subsistemas. Outra observação é a de que o desempenho das empresas do elo é quase coincidente com o da cadeia.
A menor média verificada (21,92%) foi observada no
subsistema de Gestão Integrada (o requisito é 50%). Vale ressaltar,
porém, que a construção civil baseia-se em normas locais de gestão
de resíduos, estabelecidas geralmente pelas prefeituras e nacionais
de segurança do trabalho, no caso a NR-18. Essas, apesar de apresentarem pontos comuns com as normas internacionais ISO 14000 e
OSHAS 18000, são distintas das mesmas. A norma SA 8000, que
trata de responsabilidade social, é praticamente desconhecida do se161
UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
tor, apesar de diversas empresas realizarem programas de inclusão
social com seus operários a partir do apoio de entidades como o SESI,
o SENAI e o SINDUSCON. Já a norma ISO 9000 e o programa 5S
são os mais aplicadas nas empresas da construção, sendo que há até
certificados que atestam, por exemplo, a efetiva implantação da norma ISO 9000 nas empresas.
A maior diferença entre os requisitos e a média da cadeia
está no subsistema de gestão estratégica, o requisito de mercado exige que todas as ferramentas desse subsistema estejam implantadas
(média 100), mas o nível de implantação nas empresas é de 48,79%.
3.1 Análise particular dos subsistemas
O SIMAP também permite que cada um dos sistemas de
gestão seja estudado mais detalhadamente. Gestão Integrada, Gestão
da Produção, Gestão de Produtos, Gestão Estratégica, Gestão
Logística, Gestão de Recursos Humanos e Gestão Financeira serão,
na sequência de gráficos seguinte, objeto de análise. Com isso, tornase possível obter uma visão específica de cada um dos subitens que
compõem os subsistemas analisados, o que permite às empresas, baseando-se no conceito de benchmarking, e a partir do nível em que se
encontra a cadeia como um todo, traçarem metas com o intuito de
elevar o patamar de seus níveis de gestão, trazendo inúmeros benefícios para todas as áreas da construtora.
Figura 4. Gráfico específico para análise dos Sistemas Integrados de Gestão
Fonte: Observatório Tecnológico UFC
162
REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
A Figura 4 mostra os resultados da pesquisa para os Sistemas de Gestão Integrada. Ela reflete claramente como está posicionada
a empresa benchmarking (barras azuis) e as empresas da cadeia como
um todo (linha laranja) em relação às ferramentas de gestão ISO 9000
e 14000, programa 5S, SA 8000 e OSHAS 18000. No caso, observase o uso efetivo da ISO 9000 e do programa 5S pelas construtoras e o
quase desconhecimento das demais normas do subsistema de gestão
integrado, como já foi relatado na análise da Figura 3.
Figura 5. Gráfico específico para análise da Gestão da Produção
Fonte: Observatório Tecnológico UFC
Figura 6. Gráfico específico para análise da Gestão de Produtos
Fonte: Observatório Tecnológico UFC
163
UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
A Figura 5 deixa transparecer o desempenho da empresa
benchmarking, que contrasta com o média geral da cadeia. Esta tem
apenas um patamar médio de eficiência na Gestão da Produção. O
subsistema gestão da produção, o mais visível e um dos mais importantes para as construtoras, merece especial atenção dos responsáveis
pelo setor operacional das empresas, uma vez que, atualmente, é possível dispor de uma série de sistemas para a organização da produção, redução de desperdícios e o aumento da produtividade das equipes de obra. Exemplo disso é a Lean Construction, filosofia que, a
partir dos princípios de especificação de valor, cadeia de valor, fluxo,
produção puxada e busca da perfeição produtiva com o foco nas necessidades do cliente, tem alcançado inúmeros resultados positivos
em empresas construtoras.
Nota-se, no gráfico, clara deficiência no item “Defeitos
PPM”, que se refere à porcentagem de falhas na produção. Isso se
deve ao fato de a maioria das empresas não utilizarem esse indicador
para o controle dos defeitos no processo produtivo.
Já a Figura 6, que expõe os dados da Gestão de Produto, tem
como marcante a depressão do item “Lead Time de desenvolvimento
de produtos e serviços”. Isso se configura como uma realidade no
âmbito da Construção Civil, já que, estando o lead time intimamente ligado ao contexto da produção, verifica-se que os processos de
execução de tarefas sofrem frequentemente, nas obras, atrasos inesperados ou tempos de parada.
A Figura 5 deixa transparecer o desempenho da empresa
benchmarking, que contrasta com o média geral da cadeia. Esta tem
apenas um patamar médio de eficiência na Gestão da Produção. O
subsistema gestão da produção, o mais visível e um dos mais importantes para as construtoras, merece especial atenção dos responsáveis
pelo setor operacional das empresas, uma vez que, atualmente, é possível dispor de uma série de sistemas para a organização da produção, redução de desperdícios e o aumento da produtividade das equipes de obra. Exemplo disso é a Lean Construction, filosofia que, a
partir dos princípios de especificação de valor, cadeia de valor, fluxo,
produção puxada e busca da perfeição produtiva com o foco nas necessidades do cliente, tem alcançado inúmeros resultados positivos
em empresas construtoras.
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REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
Nota-se, no gráfico, clara deficiência no item “Defeitos
PPM”, que se refere à porcentagem de falhas na produção. Isso se
deve ao fato de a maioria das empresas não utilizarem esse indicador
para o controle dos defeitos no processo produtivo.
Já a Figura 6, que expõe os dados da Gestão de Produto, tem
como marcante a depressão do item “Lead Time de desenvolvimento
de produtos e serviços”. Isso se configura como uma realidade no
âmbito da Construção Civil, já que, estando o lead time intimamente ligado ao contexto da produção, verifica-se que os processos de
execução de tarefas sofrem frequentemente, nas obras, atrasos inesperados ou tempos de parada.
Figura 7. Gráfico específico para análise da Gestão Estratégica
Fonte: Observatório Tecnológico UFC
A Figura 7 aponta um gargalo típico das construtoras que é a
realização do planejamento estratégico. Cerca de 30% apenas das
empresas responderam que realizam esse tipo de planejamento de
forma efetiva. Esse comportamento vai-se refletir mais adiante, durante a execução do empreendimento, com o aparecimento de uma
série de incertezas, decisões tomadas “às pressas” com pouca reflexão e falta de análise do ambiente de mercado no qual se inseriu a
obra. Esse gargalo é dos mais graves, pois aponta que a liderança
principal da empresa não atua de forma completa em sua atividade de
gestão. O mesmo patamar de somente 30% das empresas utiliza-se
de técnicas de benchmarking, base de fundamentação deste trabalho,
165
UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
como estratégia competitiva. A exceção fica por conta justamente da
empresa identificada como a que exerce o papel de referência na área
de gestão no mercado da construção civil fortalezense, como mostra
o gráfico nas barras azuis.
Figura 8. Gráfico específico para análise dos Sistemas Gestão Logística
Fonte: Observatório Tecnológico UFC
Os gargalos da Figura 8 são, notadamente, rotatividade de
estoques e unitização. Dados que refletem a necessidade das construtoras de planejarem melhor o processo de compra, armazenamento,
modalidade e tempo de entrega dos insumos, bem como a maneira de
como os mesmos são disponibilizados pelos fornecedores nas obras.
Figura 9. Gráfico específico para análise da Gestão de Recursos Humanos
Fonte: Observatório Tecnológico UFC
166
REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
A Figura 9 aponta a necessidade de as empresas construtoras investir mais intensamente na capacitação e treinamento de seus
quadros técnicos e operacionais a fim de que os mesmos possam absorver, de maneira efetiva, as novas tecnologias disponibilizadas pelo
mercado de materiais de construção, ferramentas e equipamentos, bem
como as técnicas e novas filosofias de organização de canteiros de
obra e de produção. A maior dificuldade está, entretanto, na implantação de programas participativos, já amplamente executados, e com
sucesso, em outros ramos da indústria, mas ainda sofrendo certo grau
de rejeição por parte dos setores gerenciais e de gestão da construção
civil.
Figura 10. Gráfico específico para análise Gestão Financeira
Fonte: Observatório Tecnológico UFC
Finalmente a análise da gestão financeira das empresas de
construção aponta um desempenho mediano da cadeia, exceto no que
diz respeito aos métodos de análise de investimentos (Figura 10), que
necessitam de profissionais de formação específica para esse fim e
demandam alta qualificação e elevada experiência do setor financeiro da empresa.
167
UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
5 Considerações finais
Como um dos setores mais importantes para a economia brasileira, a construção civil deve balizar e avaliar o seu desempenho a
partir de sistemas avançados e capazes de traduzir suas principais
deficiências. O SIMAP apoia a busca de melhoria contínua a partir
de conceitos como o do benchmarking competitivo, divulgando e induzindo o uso de ferramentas na construção de edificações de qualidade que englobem os princípios de sustentabilidade, segurança e
conforto de seus usuários, bem como gerem benefícios para as empresas construtoras e para seus colaboradores. A busca pelo aperfeiçoamento constante do setor da construção passa, sem dúvidas, pela
análise de como as empresas dessa cadeia vêm administrando suas
estruturas internas de organização do trabalho. O SIMAP apresentou-se como ferramenta eficiente para a avaliação das ferramentas de
gestão interna de empresas construtoras do subsetor edificações. Através dele foi possível tecer análises efetivas do patamar gerencial de
cada empresa e da cadeia produtiva como um todo.
Referências
ABRAMAT- Associação Brasileira de Materiais de Construção. A cadeia
produtiva da construção e o mercado de materiais. Fundação Getúlio
Vargas, 2007. Disponível em:
<http://pcc2302.pcc.usp.br/Textos/Estudo%20Abramat%20.pdf>.
ANTAC - Associação Nacional de Tecnologia do Ambiente Construído.
Plano Estratégico para Ciência, Tecnologia e Inovação na área de
Tecnologia do Ambiente Construído. 2002.
ALBERTIN, M. R.; SOUSA, I. F. Propostas de ações horizontais de
dinamização da cadeia produtiva de petróleo & gás através do
mapeamento e levantamento de demandas e ofertas tecnológicas. Relatório final do projeto de pesquisa “Propostas de ações horizontais de
dinamização da cadeia produtiva de petróleo & gás do estado do Ceará”.
Observatório Tecnológico, UFC. Fortaleza, 2010.
168
REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
CARMO, B. B. T. ; ARAGAO, D. P. ; PONTES, H. L. J. ; ALBERTIN,
M. R. . Proposição de um sistema de benchmarking para cadeias produtivas. In: Simpósio de Engenharia de Produção da Região Nordeste, 2009,
Fortaleza. Anais SEPRONE. Fortaleza, 2009. v. 1.
OBSERVATÓRIO TECNOLÓGICO. Sistemas: O SIMAP. Disponível
em:
<http://www.ot.ufc.br/portal01/
index.php?option=com_content&task=view&id=55&Itemid=56>.
OBSERVATÓRIO TECNOLÓGICO. Sistemas: O SIMAP: Manual de
ferramentas. Disponível em:
<http://www.ot.ufc.br/portal01/
index.php?option=com_content&task=view&id=55&Itemid=56>.
Endereços para correspondência:
Alexandre Araújo Bertini
[email protected]
Marcos Ronaldo Albertin
José Márcio Feitosa Monteiro
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UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
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REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
Alternativas tecnológicas para construção
de habitações populares: uma abordagem
comparativa dos custos de produção
Angela Cristina Alves Guimarães de Souza1
Fernando Artur Nogueira Silva2
Romilde Almeida de Oliveira3
Resumo
Este trabalho apresenta os resultados obtidos de um estudo comparativo entre três
alternativas tecnológicas para a construção de habitações de interesse social. Os
três sistemas construtivos estudados foram: Sistema Construtivo em Alvenaria Estrutural com Blocos Cerâmicos e de Concreto, Sistema Construtivo com Paredes de
Gesso e com Painéis Monolíticos de Poliestireno Expandido. Foi eleita uma geometria típica de uma edificação térrea de 42,3 m2. Foram examinadas as características de cada um dos sistemas, ressaltando suas potencialidades, vantagens e desvantagens e foram também apropriados os custos de construção com levantamento
detalhado dos insumos necessários à execução dos mesmos. O Sistema construtivo
que apresentou melhor desempenho, em termos de custo de implantação, foi o baseado em alvenaria de blocos cerâmicos.
Palavras-chave: habitações populares, custos de construção, sistemas construtivos, alvenaria, gesso.
Technology alternatives for popular housing construction:
construction costs comparative approach
Abstract
This work presents results obtained from a comparative study of three technological
options for building social interest houses. Three building systems were studied:
structural masonry walls made with concrete or ceramic units, with gypsum walls,
_______________________
1
Professora do Instituto Federal de Educação Ciência e Tecnologia de Pernambuco
– IFPE
2
Professor do Centro de Ciências e Tecnologia da Universidade Católica de
Pernambuco
3
Professor do Centro de Ciências e Tecnologia da Universidade Católica de
Pernambuco
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UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
and with expanded polystyrene panel walls. An typical building geometry with 42,3
m2 in area was considered in the analyses. The features of each building system
were analyzed, highlighting their potentialities, advantages and disadvantages and
building costs were also appropriated. The building that exhibited the best
performance in terms of costs was the system using walls made with ceramic blocks.
Keywords: popular habitation, building costs, building systems, masonry, gypsum.
1 Introdução
O estudo sobre a habitação de interesse social vem ganhando destaque na pesquisa acadêmica no país porque se trata de um
problema que envolve uma elevada quantidade de pessoas e porque
ainda persiste no país uma significativa demanda por habitações. Com
efeito, a Pesquisa Nacional de Amostras e Domicílios (PNAD) realizada pelo Instituto Brasileiro de Geografia e Estatística apontou um
déficit habitacional absoluto de 7.209.852 moradias no país, no ano
de 2007 (IBGE, 2007), correspondendo a 12,8% do total de domicílios. O presente trabalho pretende, portanto, contribuir para oferecer
informações qualitativas sobre as peculiaridades tecnológicas de três
sistemas de habitações de interesse social ressaltando suas
potencialidades e apropriando os custos de produção de cada um desses sistemas.
2 Descrição dos sistemas construtivos estudados
2.1 Sistema Construtivo Monolite
O sistema construtivo Monolite se constitui atualmente num
dos sistemas construtivos que contempla importantes avanços do ponto
de vista técnico, tanto em termos de tempo de construção quanto com
relação aos aspectos de qualidade final e economia. O pressuposto
básico é a possibilidade de atendimento simultâneo, num mesmo sistema, das demandas de desempenho estrutural, conforto térmico e
impermeabilidade, que, na maioria das vezes, são requisitos que exigem a superação de importantes desafios tecnológicos para que se
tornem exequíveis.
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REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
2.1.1 Características do Sistema
O sistema construtivo foi desenvolvido pela Monolite e por
isso o denominou de Sistema Monolite. Advém de um projeto italiano, desenvolvido numa região sujeita a terremotos, com o intuito de
criar uma estrutura monolítica que não desmoronasse e agregasse elementos de isolação térmica no início dos anos oitenta.
Pode-se utilizar o sistema com um único elemento construtivo (vedações verticais e horizontais, coberturas em lajes planas, inclinadas e em forma de arco). Quando utilizado na vertical, poderá
ser usado apenas como vedação junto a outros elementos de função
estrutural ou ele mesmo com ambas as funções. Esses painéis proporcionam racionalização dos projetos, por ter características modulares e, dependendo da necessidade do projeto, quando na confecção dos painéis, ou mesmo durante a obra, poderão ser acrescidos outros materiais. Também são fáceis de serem recortados, quando necessário.
Segundo Bertoldi (2007), essa tecnologia foi difundida em
diversos países, entre eles: Itália, Portugal, Espanha, Rússia, Turquia,
Líbia, Egito, Argentina, Chile, Venezuela, Guatemala, Costa Rica,
México, França, países onde foram implantadas unidades de produção do sistema construtivo. No Brasil, ela chega por volta do ano de
1990, quando o Instituto de Pesquisas Tecnológicas (IPT) de São Paulo
realiza análises dos componentes do sistema e de elementos
construídos, obtendo resultados favoráveis no que diz respeito aos
principais seus pressupostos (comportamento estrutural, conforto térmico e impermeabilidade). Os painéis são tipo sanduíche, com núcleo de poliestireno expandido (espessura de 5 cm, 8 cm ou 10 cm) e
telas de aço eletrossoldadas em ambas as faces, presas entre si por
conectores. A função principal desses conectores é manter as telas a
uma distância de 1,0 cm da face da placa de EPS, dos dois lados, e
fazer com que o pré-painel possua rigidez suficiente para permitir a
projeção da argamassa.
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2.1.2 Técnicas construtivas
• Etapa I: nesta etapa, é realizada a preparação das
fundações, que poderá ser uma laje de fundação, sapata
corrida, ou outro tipo em conformidade com as condições
do terreno e do projeto estrutural. Após o término das
fundações, deverão ser fixados arranques de aço de 3,4
mm a 5 mm e 30 cm acima do piso, que, alinhados pelo
gabarito da obra, serão fixados aos painéis monolíticos.
• Etapa II: nesta etapa, é realizada a montagem dos painéis.
A partir dos arranques deixados no “radier”, os painéis
são unidos uns aos outros por processo normal de
amarração de ferragens. Da mesma forma utilizada na
alvenaria convencional, deve-se verificar o prumo e
alinhamento das paredes, conforme Figura 1.
Figura 1: Montagem dos painéis - (http://www.tecnocell.com.br/produtos)
• Etapa II: na fase de instalações, faz-se necessária a abertura
de sulcos, os quais receberão as tubulações. Para a
execução desses sulcos, utiliza-se como ferramenta
auxiliar o soprador térmico, ou ainda um maçarico, que
produz ar quente sobre o poliestireno expandido,
provocando a contração do material. Ver Figura 2.
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REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
Figura 2: Abertura de canaletas com um soprador de ar quente
(http://www.tecnocell.com.br/produtos)
• Etapa IV: nesta etapa, é realizado o revestimento da
parede. Executa-se o revestimento de argamassa ou
microconcreto diretamente sobre o painel. A fase de
revestimento dos painéis é diferente do reboco na alvenaria
convencional. A principal diferença está no traço e
composição da massa, que, na realidade, trata-se de
argamassa estrutural ou microconcreto. Pode-se utilizar,
nesse procedimento, um “projetador” ou uma caneca de
projeção de argamassa, dando maior velocidade à
execução ou utilizar o processo manual tradicional de
chapisco e reboco. Ver Figura 3.
Figura 3: Projeção de argamassa em painel (BERTINI, 2002)
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UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PERNAMBUCO
Os componentes do micro concreto são: areia média e cimento com a inclusão de fibras plásticas e aditivos, para dar maior
consistência e impedir a retração excessiva do concreto. Cada parede
deve ser rebocada pelos dois lados para evitar problemas de alinhamento e prumo. A Tabela 1 apresenta o traço da 1ª e 2ª demãos de
revestimento usado para cálculo do orçamento.
Tabela 1: Traços usuais para argamassa de revestimento
2.2 Sistema Construtivo com Blocos Estruturais de Concreto
(Casa 1.0)
O Sistema Casa 1.0 é uma tipologia construtiva idealizada
conjuntamente pela Associação Brasileira de Cimento Portland –
ABCP – e pela Organização não Governamental Água e Cidade, tendo a Escola Politécnica da Universidade de São Paulo como suporte
técnico para o seu desenvolvimento. Trata-se de um projeto que utiliza o concreto celular ou a alvenaria de blocos estruturais de concreto
como principais elementos construtivos das paredes e que busca aliar
a qualidade técnica dos materiais utilizados com a minimização dos
desperdícios e dos custos de construção. O termo Casa 1.0 busca estabelecer uma analogia com os carros populares, que atingiram enorme sucesso na última década.
176
REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
2.1.1 Características do Sistema
O Sistema Construtivo Casa 1.0 utiliza os conceitos das construções racionalizadas em alvenaria estrutural não armada, que se
caracterizam pela coordenação modular e pela utilização de blocos
de concreto com resistência à compressão de 4,5 MPa na área bruta,
usualmente empregados como blocos de finalidade estrutural. A estrutura será executada em alvenaria, com blocos de concreto estrutural de 4,5
MPa de 14 cm de largura, de acordo com as normas NBR 6136/2006
(blocos vazados de concreto simples para alvenaria) e NBR 12.118/2006
(blocos vazados de concreto simples para alvenaria – Métodos de ensaio). A Figura 4 apresenta alguns blocos estruturais de concreto. Usualmente, o projeto de obras em alvenaria estrutural de blocos de concreto
utiliza duas famílias de blocos: a família 29 e a família 39.
Figura 4: Parte da Família de blocos de concreto (Pallotti, 2003 apud Silva, 2003)
2.2.2 Técnicas construtivas
• Etapa I: após execução da fundação, deve-se observar a
locação das instalações, porque as tubulações elétricas
coincidirão com os furos dos blocos, e as instalações
hidrossanitárias com os shafts (Figura 5). O processo de
marcação é realizado através das informações contidas
na planta de primeira fiada da edificação. A Figura 6
apresenta o esquema da primeira fiada de um projeto de
arquitetura.
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Figura 5: Execução da alvenaria – locação (ABCP, 2002)
Figura 6: Planta da primeira fiada (ABCP, 2002)
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REVISTA SYMPOSIUM • ANO 14 • EDIÇÃO ESPECIAL • 2010
• Etapa II: nesta fase, serão executados os vãos das
esquadrias, sendo que os vãos das portas já foram locados
na primeira fiada. É realizado também o embutimento
dos eletrodutos, são definidos os locais para as instalações
de água e esgoto (shafts) e os detalhes estruturais
(armações e concretagens). Todos esses detalhes deverão
estar contidos nas elevações das paredes, com soluções
práticas estabelecidas na fase de projeto.
• Etapa III: caso haja revestimento, não se faz necessário o
uso do chapisco para alvenaria com blocos de concreto.
O projeto da ABCP Casa 1.0 não prevê revestimento nas
paredes.
2.3 O sistema construtivo com paredes de gesso
O gesso encontra a sua maior aplicação na indústria da construção civil, porém basicamente em revestimentos e decoração. O
Brasil tem a maior reserva mundial de gipsita com uma pureza de
98%. Dessa produção nacional, Pernambuco detém 89%, em especial a região do Araripe. O restante da produção nacional está distribuído da seguinte forma: Maranhão com 5,5%, Ceará com 3,5%, Amazonas com 1,6% e Tocantins com 0,4%. Os blocos para paredes de
gesso podem ser vazado (espessura 70 mm) ou maciço (espessura 70
ou 100 mm) e dimensões 66x50 cm. Esse material já vem sendo utilizado em alguns conjuntos habitacionais, como no Município de
Araripina, no sertão do Araripe em Pernambuco. Ver Figura 7.
Figura 7: Moradias construídas com blocos de gesso no Município de Araripina
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Os blocos utilizados para o estudo do protótipo foi o bloco
de gesso Hidro (cor azul) para a primeira fiada e parede de áreas
molhadas (paredes do banheiro) e o bloco de gesso S – simples (cor
branca) para as demais fiadas.
3 Análise comparativa de custos
Com a finalidade de desenvolver a abordagem comparativa
de custos dos sistemas construtivos estudados, foi eleita uma planta
de arquitetura típica conforme indicada na Figura 8. As especificações
dos materiais utilizados no orçamento de cada sistema construtivo achamse detalhadas em SOUZA (2009). Além dos sistemas construtivos descritos anteriormente, foram também estudadas a execução das paredes
da edificação com blocos de vedação de concreto e cerâmico. Isso foi
feito para que se pudesse apropriar qual a magnitude da redução de custos existente, que, eventualmente, pudesse ser utilizada como argumentação para sustentar a aplicabilidade da utilização de blocos de vedação
utilizados para suportar carga além do seu próprio peso.
Área da casa = 42,3 m2
Figura 8: Planta baixa típica da arquitetura do modelo estudado
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4 Análise de resultados e discussão
A Tabela 2 a seguir sumariza o resultado das análises em
termos da produtividade da mão de obra para cada sistema construtivo estudado sem a consideração da existência de revestimento de
argamassa sobre as paredes. Apenas o sistema construtivo com blocos de EPS foi considerado com revestimento, já que não há hipótese
de sua execução sem esse revestimento. O custo de mão de obra apresentado refere-se apenas aos profissionais pedreiros e serventes das
etapas construtivas, pois são elas que diferem entre si em cada sistema. As atividades que são comuns a todos os sistemas construtivos
não foram computadas no custo do consumo de mão de obra desta
tabela. O mesmo raciocínio foi adotado na Tabela 3.
Tabela 2: Consumo de mão-de-obra na execução de cada sistema estudado, sem
revestimento
BVCON=Sistema com Blocos de Vedação de Concreto; BVCER= Sistema com Bloco de
Vedação Cerâmico; BECON= Sistema com Bloco Estrutural de Concreto; BECER= Sistema com Bloco Estrutural Cerâmico; EPS=Sistema Monolite com EPS, BGES= Sistema
com Bloco de Gesso
Os dados da Tabela 2 encontram-se condensados no Gráfico 1 a seguir.
BVCON
BVCER
BECON
BECER
EPS
BGES
Gráfico 1: Produtividade dos sistemas construtivos estudados, sem revestimento
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