PROVA DE CARGA ESTÁTICA EM ESTACA HÉLICE CONTÍNUA NO DF:
COMPARAÇÃO COM OS MÉTODOS DE PREVISÃO DE CAPACIDADE DE CARGA.
Renato Cabral Guimarães1; Neusa Maria Bezerra Mota2; Paulo Sérgio Barbosa Abreu3; José Henrique Feitosa Pereira4 & José Camapum de Carvalho5.
Resumo: Este trabalho apresenta uma análise do resultado obtido em prova de carga vertical, realizada em uma estaca hélice contínua, de diâmetro 35 cm e comprimento igual a 8,60 metros, executada em solo siltoso característico do Distrito Federal. O estudo foi executado nas seguintes fases distintas: investigação de campo (foram realizados ensaios do tipo SPT-T), ensaios laboratoriais (foi feita à caracterização do perfil típico da estaca e ensaio de cisalhamento direto) e fase experimental de campo (prova de carga). A carga de ruptura foi comparada a capacidade de carga prevista por métodos teóricos e métodos semi-empíricos.
Abstract: This paper concentrates on the analysis of a direct loading test, carried out on a continum screw pile type with 35 centimeters and 8,60 meters in length. This pile was performed on a silty soil, which is typical of the Brazilian district Federal. The study was divided into three different phases namely: i.) A field investigation program, where SPT- T tests were carried out to characterize the soil profile; ii.) A laboratory testing program aimed to characterize the soil profile and to define the shear strength behavior of the material along that soil profile; iii.) The loading test itself, which was based in standard procedures from the practice of geotechnical engineering.
Palavras-Chave: Estaca Hélice Contínua, Prova de Carga, Capacidade de Carga.
INTRODUÇÃO
Largamente difundida em outros países, a estaca hélice contínua foi introduzida no Brasil em 1987, utilizando equipamento de pequeno porte, aqui mesmo produzidos. Somente a partir de 1993 é que começaram a ser importados equipamentos de maior capacidade, permitindo uma maior popularização do produto.
O emprego deste tipo de fundação tem crescido no Brasil devido à elevada produtividade e adaptabilidade à maioria dos tipos de terrenos, exceto na presença de matacões e rochas. O processo executivo não produz os distúrbios e vibrações típicas dos equipamentos a percussão e não causa descompressão do solo. No Distrito Federal a utilização de estaca hélice continua é bastante recente, mas com bastante perspectivas para sua utilização conforme as características apresentadas por Antunes e Cabral [1], no entanto poucos são os estudos realizados.
A preocupação é quanto ao comportamento geotécnico, ainda desconhecido, dessas estacas em solos siltosos característicos dessa região, portanto este trabalho tem como objetivo apresentar uma contribuição a partir de resultado obtido em prova de carga vertical, em estaca hélice contínua, de diâmetro 35 cm e comprimento igual a 8,60m, executada no Distrito Federal. A carga de ruptura obtida foi comparada a capacidade de carga prevista por métodos teóricos, com base nos ensaios laboratoriais, e métodos empíricos utilizando os ensaios de SPT-T. O estudo foi executado nas seguintes fases distintas: investigação de campo (foram realizados ensaios do tipo SPT-T), ensaios de laboratório (foi feita à caracterização do perfil típico da estaca e ensaio de cisalhamento direto) e fase experimental de campo (prova de carga). Com base nesta análise uma previsão inicial da capacidade de carga deste tipo de estaca pode ser efetuada para a obra.
1 FURNAS Centrais Elétricas S.A; Departamento de Apoio e Controle Técnico; Caixa Postal 457 Centro; CEP: 74.001- 970; Goiânia; GO; Telefone: 62 239-6421; Fax: 62 239-6500; e-mail: renatocg@furnas.com.br.
2 Universidade Federal de Roraima; Departamento de Estrutura; Doutoranda da Universidade de Brasília. Telefone: 61 273-7313; Fax: 61 273-4644, e-mail: motanmb@unb.br.
3 Sonda Engenharia Ltda; SIA Quadra 1 – N° 860; CEP: 71.200-020; Brasília; DF; Telefax: 61 233-2443 – 233-7540;
e-mail: sonda@sondaengenharia.com.br.
4 Universidade de Brasília; Departamento de Engenharia Civil e Ambiental - Pós-Graduação em Geotecnia; Asa Norte;
CEP: 70.910-900; Brasília; DF; Telefone: 61 273-7313; Fax: 61273-4644, e-mail: pereira2@unb.br.
5. Universidade de Brasília; Departamento de Engenharia Civil e Ambiental - Pós-Graduação em Geotecnia; Asa Norte;
CEP: 70.910-900; Brasília; DF; Telefone: 61 273-7313; Fax: 61273-4644, e-mail: camapum@unb.br.
DESCRIÇÃO DO LOCAL E CARACTERÍSTICAS GEOTÉCNICAS
A estaca ensaiada foi executada nas fundações de um edifício destinado a moradia localizado na projeção 02 da SQN 311 na cidade de Brasília-DF. O solo é típico da região, apresentando uma camada superficial de solo laterítico vermelho e abaixo um solo residual jovem, proveniente de metarritimitos.
A investigação de campo empregada constitui-se de sondagens de simples reconhecimento com a medida de NSPT e do torque (SPT-T), sendo que para análise da prova-de-carga foi executado um furo próximo a estaca ensaiada.
Para a realização da prova-de-carga foram executadas quatro estacas de reação com diâmetros de 35 cm e 9,6 metros de comprimento e a estaca ensaiada de diâmetro 35 cm e comprimento igual a 8,6 m conforme apresentado na Figura 1. A armadura das estacas de reação foi constituída de uma barra de Dywidag (aço de ST 85/105 e φ 32 mm) e na estaca ensaiada a armadura foi constituída de 6 barras de φ 20 mm e estribos de φ 10mm espaçados de 20 cm que ficava nos primeiros 5,5 metros da estaca.
R = Estaca de Reação
HC = Estaca Hélice Contínua ensaiada Figura1. Locação das Estacas e da sondagem.
A Figura 2 apresenta o perfil geotécnico da sondagem realizada, sendo que foi utilizado trado até 2m de profundidade e circulação de água nos avanços seguintes. O nível de água foi encontrado a 1,2 m de profundidade em relação ao topo da estaca, sendo esta localizada a 2,5 m de profundidade em relação ao nível do terreno natural, uma vez que a prova de carga foi executada no terreno já escavado para implantação do subsolo.
Índice de resistência a penetração Cotas
(m)
Torque máximo
(kgf m) 30 cm iniciais 30 cm finais Classificação do material
1 8 4 4
2 20 8 11
Argila pouco siltosa, com pedregulhos, mole, vermelha.
3 29 10 16
4 > 70 60 37/15
5 40 17 24
6 60 25 45
7 > 70 35/5 -
8 > 70 35/7 -
9 > 70 35/7 -
10 400 22 35
11 > 70 35/11 -
12 > 70 35/10 -
13 > 70 60/22 25/7
14 > 70 35/5 -
Silte pouco argiloso, rijo a duro, variegado.
Figura 2. Perfil geotécnico da sondagem.
0,45 m
0,45 m R
HC R
R R
1,5 m 1,5 m
0,5 m
4,0 m
SPT-T
N
ENSAIOS DE LABORATÓRIO
Para descrever a camada de silte encontrada no laudo de sondagem que corresponde em grande parte ao solo local no qual foi assente a estaca, foi retirada uma amostra indeformada, próximo a ela a uma profundidade de 4 m.
Com essa amostra foram realizados os ensaios de granulometria, limites de consistência e índices físicos (Tabela 1), seguindo as recomendações da Associação Brasileira de Normas Técnicas (ABNT). Os parâmetros de resistência ao cisalhamento do solo, foram obtidos através de ensaios de cisalhamento direto sobre amostra inundada, na condição consolidada drenada. A envoltória de resistência e os parâmetros de resistência são apresentados na Figura 3.
Tabela 1. Resumo dos resultados dos ensaios de granulometria, limites de consistência e índices físicos.
Granulometria Limites Índices Físicos
Argila (%)
Silte (%)
Areia (%)
wL (%)
wP (%)
IP (%)
γs
(kN/m3) γ d
(kN/m3) w
(%) e Sr
(%) 5,3 88,4 6,3 44 25 19 28,34 12,48 43,7 1,27 99,5
0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220
0 50 100 150 200 250 300 350 400
σ (kPa)
(kPa)
c = 27 kPa φ = 26°
Figura 3. Envoltória e parâmetros de resistência.
PROVA DE CARGA
A prova de carga foi do tipo lento (prova de carga estática) realizada segundo os procedimentos recomendados pela Associação Brasileira de Normas Técnicas (NBR 12131/91 [2]). A duração de cada estágio foi o correspondente ao tempo de estabilização das deformações, sendo esta admitida quando a diferença entre as leituras realizadas nos tempos t e t/2 correspondesse a no máximo 5% do deslocamento total ocorrido, ou seja, entre o deslocamento da estabilização do estágio anterior e o atual, considerando-se uma duração mínima de 30 minutos.
Adotou-se, inicialmente, para a prova de carga, estágios de carregamento de 77 kN até o carregamento de 693 kN, após este carregamento foi feito o descarregamento, em 4 estágios de aproximadamente 160 kN com duração mínima de 15 minutos, ou até a estabilização das deformações.
Depois da realização deste carregamento e descarregamento foi previsto um carregamento até a ruptura, com estágios de 140 kN. Após 7 estágios, carga de 980 kN, observou-se o comprometimento da estrutura de reação, sendo necessário um novo descarregamento para reforço da estrutura. O segundo descarregamento foi feito em 5 estágios de 190 kN. O último carregamento até a ruptura foi feito em 11 estágios de 140 kN.
A prova de carga foi paralisada na carga de 1440 kN, onde ficou caracterizada a ruptura, pelo aumento do recalque, aproximadamente 11 mm. Durante este estágio houve surgência d’água superficial na base da estaca e fissuras aparentes na superfície do solo.
A Figura 4 apresenta a curva carga x recalque obtida na prova de carga e as previstas pelo método de Van der Veen.
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60
0 150 300 450 600 750 900 1050 1200 1350 1500 1650
Carga aplicada (kN)
Recalque (mm)
Prova de carga Van der Veen - todo carregamento Van der Veen - 1° carregamento Van der Veen - 2° carregamento Van der Veen - 3° carregamento
Figura 4. Curva carga x recalque.
Verifica-se nos trechos correspondentes à carga-descarga-recarga das curvas, um comportamento praticamente plástico, havendo pouco retorno das deformações sofridas pelo solo.
Para a verificação da ruptura foi adotado o método de Van der Veen, baseado em formulação matemática, utilizando a equação modificada por Alonso [3]. Foram feitas quatro análises: a primeira considerando todos os carregamentos e as demais considerando cada ciclo de carga, ou seja, 1°, 2° e 3° carregamento, obtendo-se a previsão de carga apresentada na Tabela 2.
Tabela 2. Previsão da capacidade de carga – Método de Van der Veen.
Análise 1
Todo carregamento
2 1° carregamento
3 2° carregamento
4 3° carregamento Pu – Van der Veen
(kN) 2000 2400 1400 1440
Verifica-se que o método não garante uma boa extrapolação em todos os casos, sendo que os ciclos influenciam no resultado, devendo ser levado em conta. As Análises que levam em conta o penúltimo e último ciclos (análises 3 e 4) aprestaram bons resultados. Com base nestas análises e nas características observada durante o carregamento de 1440 kN, estabeleceu-se a mesma como sendo a carga de ruptura da estaca ensaiada.
Esta análise mostra que em muitos casos o método de Van der Veen não garante uma boa extrapolação. Vianna
& Cintra [4] analisaram a aplicação do método de Van der Veen em diversas provas de carga e sugeriram a adoção de um critério para avaliar a adoção do método. Com base no critério sugerido e nas análises feitas concluíram que nas curvas em que o método não se aplica pode-se deduzir que a prova de carga deveria ter continuado em pelo menos um estágio adicional ou que essas curvas carga x recalque não seguem o modelo proposto por Van der Veen.
No caso específico desta prova de carga verificou-se que a curva carga x recalque em alguns casos não segue o modelo proposto por Van der Veen. Aplicou-se o critério sugerido por Vianna & Cintra [4] nas análises descritas na Tabela 2 e verificou que o critério leva a uma boa aproximação, sendo que no último carregamento a carga de ruptura de 1440 kN foi estimada a partir do carregamento de 700 kN. Guimarães [5] aplicou o critério sugerido por Vianna &
Cintra [4] em cinco provas de carga realizadas em estacas escavadas mecanicamente assentes na camada porosa de Brasília e verificou que o critério leva a uma boa aproximação.
MÉTODOS TEÓRICOS E EMPRICOS DE PREVISÃO DE CARGA.
Utilizando os resultados obtidos nos ensaios de laboratório e campo foram analisados os métodos de previsão de carga baseados nestes ensaios (métodos teóricos e empíricos) e comparados com o resultado da prova de carga. A seguir será discutido cada um dos métodos.
Métodos teóricos.
Os métodos teóricos foram formulados para solos puramente argilosos ou arenosos, como os solos estudados apresentam as duas parcelas será considerado no cálculo de cada parcela a soma das equações propostas para cada tipo de solo, sendo que a mesma foi feita com base no exposto por Cintra & Aoki [6] e Décourt [7].
A seguir é descrita a metodologia adotada para cada parcela:
1. Parcela lateral.
Para o cálculo da parcela lateral, utilizou-se a equação 1, descrita a seguir:
δ
×
× σ + α
×
= c K tg
fs
v (1)Onde:
c = coesão - valor obtido no ensaio de cisalhamento, foi considerado um valor constante ao longo da estaca;
α = coeficiente de adesão solo elemento de fundação - os valores foram retirados de gráficos que relacionam o coeficiente de adesão com a coesão, sugeridos por Tomlinson (1957) e citado por Cintra & Aoki [6].
σv = tensão vertical;
K = coeficiente de empuxo – foram considerados valores de coeficientes de empuxo no repouso, determinados por Guimarães [5] para este tipo de solo;
δ = ângulo de atrito entre o solo e o elemento estrutural de fundação - valor obtido no ensaio de cisalhamento direto, foi considerado um valor constante ao longo da estaca.
2. Parcela de ponta.
Para o cálculo da parcela de ponta foi utilizada a equação 2 descrita, a seguir:
p q q c
c
p (c N S D N S ) A
R = × × +γ × × × × (2)
sendo:
' g cot ) 1 N (
Nc= q− φ;
q q
q S
N = N * , onde Nq* é o fator de capacidade de carga de vários autores [6];
q = S
Sc, fatores de forma;
c
=
N
fator da capacidade de carga que já considera o embutimento da fundação e a forma circular ≅9;=
γ peso específico total ou saturado até a CAF;
D = CAF;
Ap = área de ponta.
Utilizando os métodos racionais (teóricos) verificou-se uma grande dispersão nos resultados, a carga de ruptura variou de 593 a 1121 kN, pois os coeficientes utilizados para o cálculo da parcela de ponta apresentam grande variação, além disso verifica-se que o método subdimensiona a capacidade de carga deste tipo de estaca. O subdimensionamento pode estar ligado as aproximações feitas e aos coeficientes utilizados para o cálculo da parcela de ponta, pois Guimarães [5] verificou que estes métodos aplicados à parcela lateral apresentam excelentes resultados, inclusive dando boa relação com a variação de sucção do terreno.
Métodos empíricos.
1. Décourt e Quaresma [8].
Neste método foram utilizados os resultados obtidos nos ensaios SPT e os parâmetros α, β e K, proposto por Décourt [7]. No cálculo da capacidade de carga foi considerado α = 0,3, β = 1,0 e K=120 kN/m2 para os dois primeiros metros e 200 kN/m2 para as demais profundidades. A Tabela 3 apresenta o resultado obtido para este método e a comparação com o resultado da provas de carga.
2. Décourt [7].
Neste método foram utilizados os resultados obtidos nos ensaios de torque Neq (Torque/1,2) e os parâmetros α , β e K apresentados anteriormente, sendo o resultado obtido e a comparação com o resultado da prova de carga é apresentado na Tabela 3.
3. Aoki e Velloso [9].
Este método foi feito para utilizar os resultados do CPT, ou quando não se dispuser do CPT utilizar os dados do SPT através de correlações, como neste trabalho utiliza-se resultados do SPT foram utilizados os coeficientes sugeridos por Aoki e Velloso [9]. No cálculo da capacidade de carga foi considerado F1 = 1,7, F2 = 3,4, conforme recomendação de Rodrigues et al. [10] e K=220 kN/m2 e α = 4 % para os dois primeiros metros e K =230 kN/m2 e α = 3,4 % para as demais profundidades.
4. Alonso [11].
Este método utiliza os resultados obtidos nos ensaios SPT-T, sendo que no cálculo da capacidade de carga foi considerado α = 0,65 e β= 150 kPa/ kgf m. Os coeficientes adotados foram os propostos por Alonso [11] para a bacia sedimentar terciária da cidade de São Paulo, no entanto Alonso [12] reavalia o método proposto para São Paulo para outras duas regiões (solos das cidades de Curitiba-PR e Serra-ES) e conclui que o método deve ser aplicado apenas aos solos da região onde foi estabelecido.
Neste trabalho utilizou-se o método para avaliar se a extrapolação do método para a região de Brasília apresenta grande dispersão sendo que os resultados obtidos e a comparação com os resultados das provas de carga são apresentados na Tabela 3.
5. Peixoto [13].
Este método utiliza os resultados obtidos nos ensaios SPT-T para o calculo da parcela lateral e o método de Décourt e Quaresma [8] para o cálculo da parcela de ponta. Para o cálculo da parcela lateral foi considerado s = 2 e F = 0,3. A Tabela 3 apresenta o resultado obtido e a comparação com o resultado da prova de carga.
Apresentação e análise dos resultados obtidos nos métodos empíricos.
A Tabela 3 apresenta um resumo dos resultados obtidos nos métodos apresentados anteriormente e a comparação destes resultados com o obtido na prova de carga.
Tabela 3. Previsão da carga de ruptura pelos métodos empíricos e obtido na prova de carga Método Qp (kN) Ql (kN) Qr (kN) Prova de carga (kN) Décourt e Quaresma [7]. 289 1091 1380
Décourt [6]. 289 1234 1522
Aoki e Velloso [8]. 651 701 1352
Alonso [9]. 577 1385 1962
Peixoto [11]. 289 1453 1742
1440
Observa-se comparando os dados dos métodos empíricos com a carga de ruptura obtida na prova de carga que os métodos que utilizam o SPT apresentam resultados muito próximos dos obtidos nas provas de carga e que os métodos que utilizam o SPT-T apresentam um superdimensionamento.
De forma geral Guimarães [5] observou, analisando provas de carga realizadas em estacas escavadas, que os métodos que utilizam o torque apresentam maior variação que os métodos que utilizam o SPT, e que este fato está ligado ao coeficiente de variação apresentado pelo torque, que é maior que o do SPT. Uma outra explicação para a maior variação dos métodos que utilizam o torque, é que os mesmos não estão adaptados para os solos do DF. Seria ainda necessário mais estudos na tentativa de viabilizar sua utilização no DF.
Guimarães [5] verificou que o método de Peixoto [13] na média forneceu excelentes resultados para estacas escavadas apresentando também baixo coeficiente de variação (15%). Estes bons resultados podem ser explicados pelo coeficiente F, ou seja, é feito uma análise da relação entre o torque e o NSPT.
CONCLUSÕES
O método Van der Veen em muitos casos não garante uma boa extrapolação, devendo, portanto ser utilizado com cautela, como já foi exposto por diversos autores.
Quando se utiliza a parcela de ponta no cálculo da capacidade de carga utilizando os métodos racionais, observa- se uma grande variação dos resultados, sendo que a parcela lateral também não apresenta boa correlação quando comparado aos métodos empíricos, indicando que os mesmo não apresentam boa aplicação para este tipo de estaca.
Observa-se que as cargas calculadas utilizando os dados do SPT, de uma maneira geral, são inferiores a carga estimada (obtida na prova de carga), e que as cargas calculadas utilizando os dados de torque medidos são superiores.
Velloso [14] analisou diversas provas de carga realizadas em estacas hélice contínua e chegou a mesma conclusão.
Guimarães [5] utilizou estes métodos para análise de estacas escavadas e verificou que normalmente os métodos baseados no torque apresentam valores de previsão de capacidade de carga superior aos métodos baseados no SPT.
Devido a magnitude dos resultados encontrados e a escassez do número de dados para análises mais conclusivas, sugere-se a execução de novos ensaios para eventual reavaliação desses métodos para as estacas hélice contínua empregadas na região.
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