UNIVERSIDADE ESTADUAL DE CAMPINAS
FACULDADE DE ENGENHARIA AGRÍCOLA
ANÁLISE DO COMPORTAMENTO À TRAÇÃO DE ESTACAS
APILOADAS EXECUTADAS EM SOLOS ARENOSOS DO
INTERIOR DO ESTADO DE SÃO PAULO
SANDRA MAUREN ELL
CAMPINAS MAIO DE 2003
UNIVERSIDADE ESTADUAL DE CAMPINAS
FACULDADE DE ENGENHARIA AGRÍCOLA
ANÁLISE DO COMPORTAMENTO À TRAÇÃO DE ESTACAS
APILOADAS EXECUTADAS EM SOLOS ARENOSOS DO
INTERIOR DO ESTADO DE SÃO PAULO
SANDRA MAUREN ELL
Orientador: Prof. Dr. David de Carvalho
CAMPINAS MAIO DE 2003
Dissertação de Mestrado submetida à banca examinadora para obtenção do título de Mestre em Engenharia Agrícola, na área de concentração em Construções Rurais e Ambiência.
FICHA CATALOGRÁFICA ELABORADA PELA BIBLIOTECA DA ÁREA DE ENGENHARIA - BAE - UNICAMP
EL53a ELL, Sandra Mauren Análise do comportamento à tração de estacas apiloadas executadas em solos arenosos do interior do Estado de São Paulo / Sandra Mauren Ell.--Campinas, SP: [s.n.], 2003.
Orientador: David de Carvalho.
Dissertação (mestrado) - Universidade Estadual de Campinas, Faculdade de Engenharia Agrícola.
1. Fórmulas. 2. Solos arenosos. 3. Estacas de
concreto. I. Carvalho, David. II. Universidade Estadual de Campinas. Faculdade de Engenharia Agrícola. . III. Título.
Vamos aproveite o momento!
Se não for você, quem será?
Se não for hoje, quando então? Mãos à obra.
AGRADECIMENTOS
Escrever uma tese é um desafio único para a mente.
Agradeço,
A DEUS, pela minha capacidade física, psíquica e intelectual.
Ao querido Prof. Dr. David de Carvalho, cuja sensibilidade e apoio foram muito além dos
deveres de um orientador.
Aos meus pais, Egon Ell e Gilka Monteiro Ell, por serem meus companheiros de viagem e
por me prepararem para a vida com muita garra e amor.
Ao meu filho, Giovanni Bruno Ell de Oliveira, por ser o meu ponto de luz no horizonte.
Ao meu esposo, Salvador Afonso Tagliaferro de Oliveira, cujo amor e a paciência
transcenderam a matéria.
Ao Prof. Dr. Paulo J. R. Albuquerque, pela confiança, pelo carinho e pelo estímulo neste
empreendimento.
Ao Prof. Dr. Cláudio Vidrih Ferreira, pela presteza nos momentos em que precisava de
auxílio.
Às funcionárias da Secretaria de Pós-Graduação da FEAGRI, pelo auxílio dado no período
de gestação, momento em que estava mais sensibilizada. À UNICAMP - FEAGRI, fada madrinha de toda a minha carreira.
Ao CNPq, por ter me proporcionado recursos financeiros para a elaboração desta obra.
Esta tese é também um agradecimento a todos aqueles que ajudaram no meu desenvolvimento na Engenharia e a todos aqueles que me ajudarão amanhã.
Aos meus pais, Egon e Gilka; ao meu filho, Giovanni Bruno; ao meu esposo, Salvador Afonso; pela compreensão, colaboração, incentivo e imenso amor, dedico esta obra.
SUMÁRIO
Página
LISTA DE FIGURAS ...ix
LISTA DE FOTOS...xiv
LISTA DE TABELAS ... xv
LISTA DE SÍMBOLOS ...xxi
RESUMO ... xxx ABSTRACT ...xxxi 1. INTRODUÇÃO ... 1 2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ... 4 2.1. ESTACAS APILOADAS ... 5 2.1.1. Definição ... 5 2.1.2. Processo Executivo... 6
2.1.3. Comprimento Limite de Estacas Apiloadas ... 17
2.1.4. Aspectos Positivos e Negativos na utilização de Estacas Apiloadas... 17
2.2. SOLOS COLAPSÍVEIS... 20
2.3. ESTACAS TRACIONADAS... 25
2.3.1. Métodos analíticos de cálculo de capacidade de carga para estacas tracionadas ... 26
2.3.1.1. Método do Tronco de Cone... 26
2.3.1.2. Método do Cilindro de Atrito ... 30
2.3.1.3. Método de BALLA (1961)... 32
2.3.1.4. Método de MEYERHOF e ADAMS (1968) ... 35
2.3.1.5. Método de MEYERHOF (1973) ... 39
2.3.1.6. Método de DAS (1983) ... 42
2.3.1.7. Método de Grenoble ... 46
2.3.1.8. Método da Teoria da Resistência Lateral ... 53
2.3.1.9. Método de KULHAWY (1985) e equipe (Universidade de Cornell)... 57
2.3.1.11. Método de GRAUX (1970) ... 63
2.3.2. Métodos Empíricos ou Semi-Empíricos para a Determinação da Resistência Lateral ... 79
2.3.2.1. Fórmula de AOKI e VELLOSO (1975) ... 79
2.3.2.2. Fórmula de VELLOSO, P. P. C. (1981)... 83
2.3.2.3. Método de DÉCOURT e QUARESMA (1978) ... 85
2.3.2.4. Fórmula de PHILIPPONNAT (1978) ... 88
2.4. COMPARAÇÃO ENTRE A RESISTÊNCIA LATERAL EM ESTACAS TRACIONADAS E COMPRIMIDAS... 90
3. MATERIAL E MÉTODOS ... 100
3.1. ANÁLISE DETALHADA DAS CARACTERÍSTICAS DOS SUBSOLOS DOS CAMPOS EXPERIMENTAIS... 100
3.2. ANÁLISE DAS PROVAS DE CARGA À TRAÇÃO REALIZADAS EM ESTACAS APILOADAS NOS CAMPOS EXPERIMENTAIS DE SÃO CARLOS, BAURU E ILHA SOLTEIRA... 100
3.3. VERIFICAÇÃO DA APLICABILIDADE DE FÓRMULAS TEÓRICAS E EMPÍRICAS NA PREVISÃO DA CARGA DE RUPTURA ... 101
3.4. ANÁLISE DA POSSIBILIDADE DE PROPOSTA DE NOVOS PARÂMETROS A SEREM APLICADOS EM PROJETOS ... 102
3.5. COMPARAÇÃO COM OUTROS TIPOS DE ESTACAS ENSAIADAS À TRAÇÃO NOS CAMPOS EXPERIMENTAIS ... 102
3.6. ANÁLISE DE PROVAS DE CARGA À COMPRESSÃO EM ESTACAS APILOADAS NOS CAMPOS EXPERIMENTAIS ... 102
4. CAMPOS EXPERIMENTAIS... 103
4.1. CAMPO EXPERIMENTAL DA ESCOLA DE ENGENHARIA DE SÃO CARLOS – EESC/USP (SP)... 104
4.1.1. Caracterização Geológica ... 104
4.1.2. Caracterização Geotécnica... 104
4.1.3. Resultados dos Ensaios de SPT-T... 108
4.2. CAMPO EXPERIMENTAL DA FACULDADE DE ENGENHARIA E
TECNOLOGIA – FEB/UNESP – BAURU (SP)... 114
4.2.1. Caracterização Geológica ... 114
4.2.2. Caracterização Geotécnica... 116
4.2.3. Resultados dos Ensaios de SPT-T... 119
4.2.4 Resultados dos Ensaios CPT... 121
4.3. CAMPO EXPERIMENTAL DA FACULDADE DE ENGENHARIA DE ILHA SOLTEIRA – FEIS/UNESP (SP)... 123
4.3.1. Caracterização Geológica ... 123
4.3.2. Caracterização Geotécnica... 123
4.3.3. Resultados dos Ensaios de SPT-T... 126
4.3.4 Resultados dos Ensaios CPT... 131
5. CARACTERÍSTICAS DAS ESTACAS ANALISADAS ... 132
5.1. ESTACAS APILOADAS ANALISADAS NO CAMPO EXPERIMENTAL DA CIDADE DE SÃO CARLOS... 132
5.2. ESTACAS APILOADAS ANALISADAS NO CAMPO EXPERIMENTAL DA CIDADE DE BAURU... 135
5.3. ESTACAS APILOADAS ANALISADAS NO CAMPO EXPERIMENTAL DA CIDADE DE ILHA SOLTEIRA... 136
6. PREVISÃO DA CARGA DE RUPTURA E COMPARAÇÕES ... 140
6.1. CAMPO EXPERIMENTAL DE SÃO CARLOS... 140
6.2. CAMPO EXPERIMENTAL DE BAURU... 142
6.3. CAMPO EXPERIMENTAL DE ILHA SOLTEIRA... 149
7. ANÁLISES ... 152
7.1. VERIFICAÇÃO DA APLICABILIDADE DE FÓRMULAS TEÓRICAS DE PREVISÃO ... 152
7.1.1. Campo Experimental de São Carlos ... 153
7.1.2. Campo Experimental de Bauru... 153
7.1.3. Campo Experimental de Ilha Solteira... 154
7.2. VERIFICAÇÃO DA APLICABILIDADE DE FÓRMULAS EMPÍRICAS DE
PREVISÃO ... 158
7.2.1. Campo Experimental de São Carlos ... 158
7.2.2. Campo Experimental de Bauru... 159
7.2.3. Campo Experimental de Ilha Solteira... 160
7.2.4. Análise da aplicabilidade de fórmulas empíricas de previsão ... 161
7.3. RETROANÁLISES REALIZADAS NAS FÓRMULAS TEÓRICAS E EMPÍRICAS PARA A VERIFICAÇÃO DA POSSIBILIDADE DE PROPOSTA DE NOVOS PARÂMETROS A SEREM APLICADOS EM PROJETOS... 163
7.3.1. Métodos Teóricos de Previsão de Capacidade de Carga ... 163
7.3.1.1. Método de MEYERHOF (1973) ... 164
7.3.1.2. Método da TEORIA DA RESISTÊNCIA LATERAL... 164
7.3.1.3. Método de LEVACHER e SIEFFERT (1984) ... 165
7.3.2. Métodos Empíricos de Previsão de Capacidade de Carga ... 166
7.3.2.1. Fórmula de AOKI e VELLOSO (1975) ... 166
7.3.2.2. Fórmula de VELLOSO, P. P. C. (1981)... 167
7.3.2.3. Fórmula de PHILIPPONNAT (1978) ... 168
7.4. COMPARAÇÃO DE ATRITO LATERAL UNITÁRIO MÉDIO (ADMITINDO-SE RUPTURA SOMENTE PELA LIGAÇÃO ESTACA SOLO) DE ESTACAS APILOADAS TRACIONADAS COM fu OBTIDO PARA ESTACAS ESCAVADAS, STRAUSS E PRÉ-MOLDADAS TRACIONADAS E APILOADAS COMPRIMIDAS. ... 169
7.4.1. Campo Experimental de São Carlos ... 169
7.4.2. Campo Experimental de Bauru... 170
7.4.3. Campo Experimental de Ilha Solteira... 172
7.4.4. Demais localidades ... 173
8. CONCLUSÕES... 175
LISTA DE FIGURAS
Figura 2.1: Variedade do formato dos soquetes (cm). ... 16
Figura 2.2: Ocorrência de colapso em prova de carga. ... 21
Figura 2.3: Prova de carga em solo colapsível previamente inundado... 22
Figura 2.4: Método do Tronco de Cone (ou de Pirâmide) aplicado às estacas... 27
Figura 2.5: Método do Cilindro de Atrito aplicado às estacas... 31
Figura 2.6: Parcelas de Capacidade de Carga no Método de BALLA (1961)... 33
Figura 2.7: Aspecto da Superfície de Ruptura observada por BALLA (1961)... 34
Figura 2.8: Forma de ruptura usada na Teoria de MEYERHOF e ADAMS (1968) para o Cálculo de Capacidade de Carga à Tração de Fundações Corridas, Rasas e Profundas... 36
Figura 2.9: Coeficiente de Arrancamento Teórico para Estacas Escavadas. ... 41
Figura 2.10: Variações de δ/φ com a densidade relativa (Dr) da areia (DAS et al., 1977)... 44
Figura 2.11: Distribuição das tensões devidas ao atrito (BIAREZ e BARRAUD, 1968)... 47
Figura 2.12: Distribuição das tensões representando a influência da coesão num solo de ângulo de atrito φ (BIAREZ e BARRAUD, 1968)... 48
Figura 2.13: Ábaco do coeficiente de empuxo f/H em função de φ e λ em meio
coesivo sem peso (BIAREZ e BARRAUD, 1968)... 51 Figura 2.14: Diagrama de tensões verticais junto ao fuste da estaca (POULOS e
DAVIS, 1980)... 55 Figura 2.15: Estaca ou tubulão sem base alargada submetidos à tração. a)
representação dos esforços; b) diagrama de transferência de carga ao longo do fuste (KULHAWY, 1985)... 58 Figura 2.16: Desenvolvimento da superfície de ruptura do solo, junto à estaca
(KULHAWY, 1985)... 59 Figura 2.17: Análise das tensões ao redor de uma estaca tracionada, mostrando as
hipóteses e a zona de plastificação (GRAUX, 1970). ... 65 Figura 2.18: Solos granulares – Caso geral: σ2 = σv = γ . z (GRAUX, 1970). ... 66
Figura 2.19: Variação de τ3/σv e σ3/σv em função de θ. (As curvas estão limitadas a 0 ≤ θ ≤ 5 φ/4. A parte útil das curvas está representada em linhas cheias)
(GRAUX, 1970). ... 68 Figura 2.20: Solos granulares. Casos particulares: σ2 = σv = γ . z: a) θ = 0 (valor
mínimo); b) θ = φ/2 (valor intermediário); c) θ = φ (valor máximo)
(GRAUX, 1970). ... 70 Figura2.21: Solos genéricos – Caso geral: σ2 = σv = γ.z (GRAUX, 1970)... 71
Figura 2.23: Diagrama de tensões verticais σv e de cisalhamento τ em função da
profundidade (GRAUX, 1970)... 75
Figura 2.24: Diagrama das tensões de atrito lateral para uma estaca de grande comprimento (GRAUX, 1970)... 77
Figura 2.25: Atrito negativo agindo na estaca (caso equivalente ao da estaca tracionada) (ZEEVAERT, 1983)... 93
Figura 4.1: Curvas de compressão confinada apud MACHADO (1998) – EESC/USP... 107
Figura 4.2: Locação dos furos de sondagem – EESC/USP... 108
Figura 4.3: Perfis das sondagens – EESC/USP... 109
Figura 4.4: Perfil geológico da região de Bauru-SP (DAEE, 1976). ... 115
Figura 4.5: Locação dos furos de sondagem – FEIS/UNESP... 127
Figura 4.6: Perfis das sondagens – FEIS/UNESP... 128
Figura 5.1: Curva Carga x Recalque da estaca apiloada tracionada 01, do Campo Experimental de São Carlos, com o solo no estado natural. ... 133
Figura 5.2: Curva Carga x Recalque da estaca apiloada tracionada 02, do Campo Experimental de São Carlos, com o solo no estado natural. ... 133
Figura 5.3: Curva Carga x Recalque da estaca apiloada tracionada 08, do Campo Experimental de Ilha Solteira. ... 138
Figura 5.4: Curva Carga x Recalque da estaca apiloada tracionada 09, do Campo Experimental de Ilha Solteira. ... 138 Figura 5.5: Curva Carga x Recalque da estaca apiloada tracionada 10, do Campo
Experimental de Ilha Solteira. ... 139
Figura 6.1: Gráfico de barras da relação Pulcal/Pulpcpara o Campo Experimental de
São Carlos, com Pulcal obtido através de fórmulas teóricas... 141
Figura 6.2: Gráfico de barras da relação Pulcal/Pulpcpara o Campo Experimental de
São Carlos, com Pulcal obtido através de fórmulas empíricas... 142 Figura 6.3: Gráfico de barras da relação Pulcal/ Pulpc para a estaca com D= 25cm e
L= 10m implantada no Campo Experimental de Bauru, com Pulcal obtido através de fórmulas teóricas. ... 143 Figura 6.4: Gráfico de barras da relação Pulcal/ Pulpc para a estaca com D= 25cm e
L= 10m implantada no Campo Experimental de Bauru, com Pulcal obtido através de fórmulas empíricas. ... 144
Figura 6.5: Gráfico de barras da relação Pulcal/ pcPul para a estaca com D= 20cm e
L= 9m implantada na cidade de Bauru, com Pulcal obtido através de fórmulas teóricas... 145
Figura 6.6: Gráfico de barras da relação Pulcal/ pcPul para a estaca com D= 20cm e
L= 9m implantada na cidade de Bauru, com Pulcal obtido através de fórmulas empíricas. ... 146
Figura 6.7: Gráfico de barras da relação Pulcal/ pcPul para a estaca com D= 20cm e
L= 10m implantada na cidade de Bauru, com Pulcal obtido através de fórmulas teóricas... 147
Figura 6.8: Gráfico de barras da relação Pulcal/ pcPul para a estaca com D= 20cm e
L= 10m implantada na cidade de Bauru, com Pulcal obtido através de fórmulas empíricas. ... 148
Figura 6.9: Gráfico de barras da relação Pulcal/Pulpcpara o Campo Experimental de
Ilha Solteira, com Pulcal obtido através de fórmulas teóricas... 150
Figura 6.10: Gráfico de barras da relação Pulcal/Pulpcpara o Campo Experimental de
LISTA DE FOTOS
Foto 2.1: Vista do conjunto de acionamento/deslocamento do soquete. ... 7
Foto 2.2: Início da perfuração do terreno pelo soquete. ... 8
Foto 2.3: Seqüência da perfuração do terreno pelo soquete. ... 8
Foto 2.4: Vista do equipamento e de um tipo de soquete, utilizados para a perfuração do terreno... 9
Foto 2.5: Variedade de formato dos soquetes utilizados para a perfuração do terreno... 10
Foto 2.6: Vista de uma perfuração feita pelo soquete... 11
Foto 2.7: Vista do furo com armadura nos primeiros 2 a 3 metros de seu topo. ... 12
Foto 2.8: Lançamento do concreto a partir da superfície do furo... 12
Foto 2.9: Lançamento do concreto da superfície, sem apiloamento, com o auxílio de um funil... 13
Foto 2.10: Vista do tipo de funil utilizado para concretagem das estacas. ... 14
Foto 2.11: Armadura no primeiro metro do topo da estaca. ... 15
Foto 2.12: Facilidade de execução de estacas próximas às divisas. ... 18
LISTA DE TABELAS
Tabela 2.1: Variedade de traços utilizados na execução de estacas apiloadas... 11
Tabela 2.2: Custos por metro de estacas apiloadas, estacas escavadas e estacas Strauss, que variam de acordo com o diâmetro das estacas. ... 18
Tabela 2.3: Valores de profundidade relativa H/D (a partir da qual a fundação é considerada profunda), do coeficiente m e limites máximos do fator de forma s. ... 38
Tabela 2.4: Coeficientes do método de instalação da estaca (Km0) (LEVACHER e SIEFFERT, 1984)... 63
Tabela 2.5: Valores de F2 de AOKI e VELLOSO (1975)... 81
Tabela 2.6: Valores de αav e Kav (AOKI e VELLOSO, 1975). ... 82
Tabela 2.7: Valores de a’e b’definidos por VELLOSO (1981)... 84
Tabela 2.8: Valores do coeficiente β em função do tipo de estaca e do tipo de solo... 87
Tabela 2.9: Valores do coeficiente αs em função do tipo de estaca. ... 89
Tabela 2.10: Valores do coeficiente αf em função do tipo de estaca. ... 89
Tabela 2.11: Relações entre τscf e τstf em função de φ, segundo BRINCH HANSEN (1968). ... 91
Tabela 3.1: Características Geométricas das estacas apiloadas tracionadas implantadas no Campo Experimental da EESC/USP (CAMPELO
(1994)). ... 101
Tabela 3.2: Características Geométricas das estacas apiloadas tracionadas implantadas no Campo Experimental da FEB/UNESP... 101
Tabela 3.3: Características Geométricas das estacas apiloadas tracionadas implantadas no Campo Experimental da FEIS/UNESP (MENEZES (1997)). ... 101
Tabela 4.1: Resultados dos Ensaios de Caracterização – EESC/USP... 105
Tabela 4.2: Valores de índices físicos – EESC/USP... 105
Tabela 4.3: Parâmetros de resistência – EESC/USP. ... 106
Tabela 4.4: Parâmetros de compressibilidade – EESC/USP. ... 106
Tabela 4.5: Profundidade das sondagens e fundações – EESC/USP. ... 110
Tabela 4.6: Valores NSPT – EESC/USP. ... 110
Tabela 4.7: Valores TEmáx e TEres obtidos através do torquímetro elétrico – EESC/USP... 111
Tabela 4.8: Valores de resistência à penetração do cone (qc) medidos nos ensaios de penetração estática (MPa) – EESC/USP.. ... 112
Tabela 4.9: Valores de atrito lateral local (fc) medidos nos ensaios de penetração contínua (kPa) – EESC/USP... 113
Tabela 4.10: Resultados dos ensaios de Caracterização – FEB/UNESP... 116
Tabela 4.11: Valores de índices físicos – FEB/UNESP. ... 117
Tabela 4.12: Parâmetros de resistência – FEB/UNESP. ... 118
Tabela 4.13: Parâmetros de compressibilidade – FEB/UNESP. ... 118
Tabela 4.14: Coeficiente de colapso estrutural de VARGAS (1978) – FEB/UNESP... 119
Tabela 4.15: Valores de NSPT e Tmáx obtidos nos ensaios SPT-T – FEB/UNESP... 121
Tabela 4.16: Valores de qc e fc obtidos nos ensaios CPT – FEB/UNESP... 122
Tabela 4.17: Resultados dos Ensaios de Caracterização – FEIS/UNESP. ... 124
Tabela 4.18: Valores de índices físicos – FEIS/UNESP. ... 124
Tabela 4.19: Parâmetros de resistência – FEIS/UNESP... 125
Tabela 4.20: Parâmetros de compressibilidade – FEIS/UNESP. ... 125
Tabela 4.21: Parâmetros de colapsibilidade de VARGAS (1978) – FEIS/UNESP. ... 126
Tabela 4.22: Valores NSPT – FEIS/UNESP. ... 129
Tabela 4.23: Valores de TEmáx e TEres obtidos através do torquímetro elétrico – FEIS/UNESP. ... 130
Tabela 5.1: Características Geométricas e Cargas de Ruptura obtidas através de Provas de Carga à tração no Campo Experimental de São Carlos (Solo com Umidade Natural). ... 132 Tabela 5.2: Valores numéricos – Carga x Recalque. Estaca 1: Ensaio Rápido Solo
com Umidade Natural... 134 Tabela 5.3: Valores numéricos – Carga x Recalque. Estaca 2: Ensaio Lento – Solo
com Umidade Natural... 135 Tabela 5.4: Características Geométricas e Cargas de Ruptura obtidas através de
Provas de Carga à tração no Campo Experimental de Bauru... 136 Tabela 5.5: Características Geométricas e Cargas de Ruptura obtidas através de
Provas de Carga à tração no Campo Experimental de Ilha Solteira... 137 Tabela 6.1: Valores obtidos utilizando-se fórmulas teóricas... 140 Tabela 6.2: Valores obtidos utilizando-se fórmulas empíricas... 141 Tabela 6.3: Valores obtidos utilizando-se fórmulas teóricas para a estaca com D=
25cm e L= 10m... 143 Tabela 6.4: Valores obtidos utilizando-se fórmulas empíricas para a estaca com D=
25cm e L= 10m... 144 Tabela 6.5: Valores obtidos utilizando-se fórmulas teóricas para a estaca com D=
20cm e L= 9m... 145 Tabela 6.6: Valores obtidos utilizando-se fórmulas empíricas para a estaca com D=
Tabela 6.7: Valores obtidos utilizando-se fórmulas teóricas para a estaca com D=
20cm e L= 10m... 147
Tabela 6.8: Valores obtidos utilizando-se fórmulas empíricas para a estaca com D= 20cm e L= 10m... 148
Tabela 6.9: Valores obtidos utilizando-se fórmulas teóricas... 149
Tabela 6.10: Valores obtidos utilizando-se fórmulas empíricas... 150
Tabela 7.1: Valores de Ku para o método de MEYERHOF (1973)... 164
Tabela 7.2: Valores de Kh para o método da TEORIA DA RESISTÊNCIA LATERAL... 165
Tabela 7.3: Valores de Km0 para o método de LEVACHER e SIEFFERT (1984). ... 165
Tabela 7.4: Valores de F2, αavi e Kavi para a fórmula de AOKI e VELLOSO (1975).... 167
Tabela 7.5: Valores de a’ para a fórmula de VELLOSO, P. P. C. (1981)... 168
Tabela 7.6: Valores de αf para a fórmula de PHILIPPONNAT (1978). ... 168
Tabela 7.7: Valores de atrito lateral unitário médio (fu), (fu’) e relação fu/ fu’, admitindo que a ruptura ocorra somente no contato estaca-solo... 170
Tabela 7.8: Valores de atrito lateral unitário médio (fu), (fu’) e relação fu/ fu’, admitindo que a ruptura ocorra somente no contato estaca-solo... 171
Tabela 7.9: Valores de atrito lateral unitário médio (fu), (fu’) e relação fu/ fu’, admitindo que a ruptura ocorra somente no contato estaca-solo... 171 Tabela 7.10: Valores de atrito lateral unitário médio (fu), (fu’) e relação fu/ fu’,
admitindo que a ruptura ocorra somente no contato estaca-solo... 172 Tabela 7.11: Valores de atrito lateral unitário médio (fu), (fu’) e relação fu/ fu’,
LISTA DE SÍMBOLOS – UNIDADES
a - área tributária efetiva (m2)
Al - área lateral enterrada do fuste da fundação (m2)
c - coesão do solo (CV) (kPa)
ca - adesão entre a estaca e o solo (kPa) c’d - coesão do solo (CD) (kPa)
Cc - índice de compressão
C1 - coeficiente do Método do Tronco de Cone C2 - coeficiente do Método do Tronco de Cone C3 - coeficiente do Método do Tronco de Cone CPT - sondagem de penetração estática
cv - coeficiente de variação (%) D - diâmetro da estaca (m)
D1 a D5 - número de furos – ensaio de penetração estática DMT - Dilatômetro de Marchetti; Ensaio Dilatométrico Dr - compacidade relativa (%)
e - índice de vazios
Ep - módulo de elasticidade da estaca (MPa)
u
f - resistência lateral última média ao longo do fuste da estaca (kPa) f - tensão lateral na ligação estaca-solo (kPa)
fc - atrito lateral local medido no ensaio de penetração contínua (kPa) fs - atrito lateral médio do solo no fuste da fundação (kPa)
fu - tensão lateral última na ligação estaca-solo em determinado trecho considerado (kPa)
F2 - fator de carga lateral (Método de AOKI e VELLOSO, 1975) FSL - fator de segurança para carga lateral
G1 - parcela de peso (BALLA, 1961)
G2 - parcela de peso (BALLA, 1961)
Gavg - módulo de cisalhamento médio do solo no comprimento enterrado da estaca (MPa) H - comprimento vertical limite da superfície de ruptura acima da base da fundação
(m)
K0 - coeficiente de empuxo em repouso Ka - coeficiente de empuxo ativo
Kavi - relação de qc/N (Método de AOKI e VELLOSO, 1975) (kPa) Kh - coeficiente do empuxo horizontal
Km0 - coeficiente do método de instalação da estaca (Método de LEVACHER e SIEFFERT, 1984)
Kp - coeficiente de empuxo passivo
Ku - coeficiente de arrancamento (MEYERHOF e ADAMS, 1968)
Kv - coeficiente nominal de empuxo de terra à tração
L - medida de comprimento da estaca (m)
Lc - profundidade crítica da estaca (m) LL - limite de liquidez (%)
LP - limite de plasticidade (%)
m - coeficiente que depende de φ (MEYERHOF e ADAMS, 1968)
Mφ - coeficiente adimensional de atrito (Fórmula de Grenoble) Mγ - coeficiente adimensional de gravidade (Fórmula de Grenoble) Mc - coeficiente adimensional de coesão (Fórmula de Grenoble) Mq - coeficiente adimensional de sobrecarga (Fórmula de Grenoble)
li
N - resistência à penetração média no trecho considerado N - índice de resistência à penetração média
N - índice de resistência à penetração medido em sondagem à percussão (golpes) Nc - fator de capacidade de carga para fundações à compressão, obtido por
MEYERHOF (1951)
NF - atrito negativo (ZEEVAERT, 1983)
Nq - fator de capacidade de carga para fundações à compressão, obtido por MEYERHOF (1951)
OCR - razão de sobre-adensamento p - perímetro da estaca (m)
pc
Pul - carga última à tração média da estaca obtida na prova de carga (kN)
Pγ - termo de gravidade (Método de Grenoble) (kN)
Pc - pressão de sobrecarga acima do nível da superfície de ruptura (kN) Pf - peso da fundação (kN)
Pfφ, - termo de atrito (Método de Grenoble) (kN) Pfc - termo de coesão (Método de Grenoble) (kN)
Plu - resistência lateral última ao longo da superfície de ruptura (kN) Ppu - resistência de ponta da estaca (kN)
Pq - termo de sobrecarga (Método de Grenoble) (kN)
Ps - peso do solo contido no tronco de cone (base circular) ou tronco de pirâmide (retangular ou quadrada) ou no cilindro (kN)
Psc - peso de solo contido no paralelepípedo que tem por base a própria fundação de largura D e altura L (kN)
Pu - carga última da estaca (soma da carga lateral e a de ponta) (kN) Pulcal - carga última à tração calculada da estaca (kN)
Pulpc - carga última à tração da estaca obtida na prova de carga (kN)
q - sobrecarga uniforme infinitamente extensa, atuante na superfície do terreno (kN) qc - resistência à penetração de cone (kPa)
Q - carga aplicada (kN)
Qc - carga de colapso (kN)
o
r - raio, a partir do eixo da estaca (m)
Rc - resistência à compressão simples (kPa)
s - fator de forma (MEYERHOF e ADAMS, 1968)
soz - tensão de atrito lateral junto à estaca (kPa)
sd - desvio padrão
SPT - sondagem à percussão
su - resistência ao cisalhamento não drenada (kN)
T - torque máximo medido no ensaio de SPT-T (N.m)
Tv - parcela correspondente à resistência ao cisalhamento do solo
W - peso de um cone de solo (kN)
w - teor de umidade do solo (%)
z - profundidade (m)
α’ - ângulo de inclinação da geratriz da superfície do cone com a vertical (α’) (º)
αavi - constante para cada tipo de solo (Fórmula de AOKI e VELLOSO, 1975)
αf - fator de carga lateral que transforma fc em fu (Fórmula de PHILIPPONNAT, 1978)
αi - fator de carga lateral (Método de VELLOSO, 1981)
β - coeficiente de minoração para o atrito lateral (Fórmula de DÉCOURT e QUARESMA)
δ - ângulo de atrito solo-estaca (º)
φ - ângulo de atrito do solo obtido através de ensaio triaxial adensado rápido (º)
φ’d - ângulo de atrito do solo obtido através de ensaio triaxial drenado (º)
φr - ângulo de atrito interno para o caso de solo remoldado para o teor de umidade constante (º)
γ - peso específico do solo (kN/m3)
γ’ - peso específico efetivo do solo (kN/m3)
η - coeficiente adimensional de compressibilidade
λ - fator de carregamento (Fórmula de VELLOSO, 1981)
λ - inclinação da superfície de ruptura com o plano vertical (Fórmula de Grenoble) (º)
µ - coeficiente de atrito entre o solo e a estaca
νp - coeficiente de Poisson da estaca
θ - inclinação da superfície de ruptura com o plano vertical (Fórmula de GRAUX, 1970) (º)
σ - tensões normais (kPa)
σ’ad - tensão de pré-adensamento (kPa)
σh - tensão horizontal (normal ao contato solo-estaca) (kPa)
σv - pressão vertical devido ao peso do solo (kPa)
σ’v0 - tensões verticais efetivas iniciais do solo junto à estaca (kPa)
σ’νm - tensão vertical efetiva média, devido ao peso de solo (kPa)
τ - tensões de cisalhamento (kPa)
τf - tensão de resistência lateral ao longo de uma superfície de cisalhamento geral (kPa)
τscf - tensão tangencial de ruptura para a estaca comprimida (kPa)
τstf - tensão tangencial de ruptura para a estaca tracionada (kPa)
∆σz1 - decréscimo da tensão vertical devido ao atrito negativo
∆σz2 - acréscimo da tensão vertical devido ao atrito positivo
∆W - peso da cunha limitada pela interferência dos cones (Método de GRAUX, 1970)
s
RESUMO
Devido ao aumento da utilização de estacas apiloadas como fundação no interior do Estado de São Paulo, em regiões de solos arenosos de alta porosidade e nível de água profundo, tornou-se de extrema importância o estudo do comportamento destas estacas neste tipo de solo. Particularmente, quando submetidas a esforços de tração, existem poucos estudos a respeito.
As estacas apiloadas estão sendo bastante utilizadas devido à facilidade do seu processo executivo que consiste, basicamente, na queda livre de um soquete que vai apiloando o solo, deslocando-o para a lateral e para baixo até a cota desejada.
O presente trabalho aborda análises de provas de carga à tração em estacas apiloadas implantadas nos Campos Experimentais das cidades de Bauru, São Carlos e Ilha Solteira, bem como o comportamento destas estacas nestes solos típicos do Estado de São Paulo. Os solos encontrados nestes Campos Experimentais são representativos dos solos arenosos encontrados no interior, que cobrem cerca de 50% da área do Estado de São Paulo.
Em Bauru foram analisadas cinco estacas, duas com diâmetros iguais de 20cm e comprimentos de 9m, duas com diâmetros iguais de 20cm e comprimentos de 10m e uma com diâmetro igual a 25cm e comprimento de 10m; em Ilha Solteira, três estacas com diâmetros iguais de 20cm e comprimentos iguais de 12m; em São Carlos, duas estacas com diâmetros iguais de 20cm e comprimentos iguais de 6m.
Nesta pesquisa, através dos resultados de carga de ruptura obtidas nas provas de carga e da previsão da carga de ruptura à tração através de fórmula empíricas e teóricas, será verificada a aplicabilidade destas fórmulas a estes solos do interior do Estado de São Paulo.
Palavras chave: estacas apiloadas; carga de ruptura à tração; fórmulas teóricas; fórmulas empíricas.
ABSTRACT
Due to the increasing use of uncased cast-in place piles (pounded piles, called “apiloadas” in Brazil) as foundations in the countryside of São Paulo State in areas of hight softness and deep water level soils it has become extremely important the study of the usage of these piles in this soil type. Particularly when submitted to uplift forces, few studies have been found.
The pounded piles have been utilized a lot due to the easiness of the executive
process that consists, basically, in the free fall of a land packer which compacts the soils moving to the sides and down until get the desired quota.
This present work is about analyses of load tests carried out in the cities of Bauru, São Carlos and Ilha Solteira, as well as the behavior of this piles in these typical soils of the State of São Paulo. These are the representative sandy soils found in the countryside and they cover about 50% of the area of São Paulo State.
In Bauru, 2 piles of similar diameters of 20cm and different lengths of 9m, 2 piles of similar diameters of 20cm and different lengths of 10m and 1 pile with 25cm in diameter and 10m of length were analyzed. In Ilha Solteira, 3 piles of similar diameters of 20cm and similar lengths of 12m were analysed. In São Carlos the 2 piles were od 20cm in diameters and 6m of length.
In this research, it was verified the aplicability of empirical and theoretical formulas for the estimation of ultimate load capacity for piles in these soils of the countryside of São Paulo State. For this purpose the results were obtained through load tests and from the predicted ultimate uplift load.
1. INTRODUÇÃO
O solo de uma grande área do interior do Estado de São Paulo, originado em clima tropical com alternância de estações chuvosas com estações relativamente secas, é caracterizado por uma estrutura porosa e muito permeável, graças à intensa lixiviação dos finos superficiais. Neste solo, normalmente, o nível freático é profundo, com extensas camadas de solo não saturado.
Assim sendo, grande parte desta região apresenta o Índice de Resistência à Penetração (N) da sondagem de simples reconhecimento (SPT) variando de 2 a 6 golpes nos primeiros 6m, crescendo de forma uniforme até aproximadamente 10 a 12m. Em profundidades maiores ocorre um crescimento mais acentuado até atingir camadas impenetráveis à percussão (FERREIRA, 1991).
Este solo apresenta-se numa forma instável, com predominância de partículas de areia fina, cimentadas com grumos de argila coloidal e óxidos de ferro. Pela inundação esta instabilidade aumenta, com reduções bruscas de volume do solo, influenciando na capacidade de carga da fundação utilizada para este tipo de solo (colapso).
Utilizam-se, em geral, para este tipo de solo, estacas moldadas “in loco” sem revestimento, em obras de pequeno e médio porte, as quais constituem-se basicamente nas estacas escavadas a trado e as estacas apiloadas, utilizadas quando há alta porosidade e nível freático geralmente profundo. Nestas estacas a abertura do fuste é executada por escavação do solo ou pela queda livre de um soquete, o que provoca a compactação do solo ao redor, gerando boa estabilidade dos furos abertos. A concretagem é feita lançando-se o concreto da superfície do terreno.
As estacas apiloadas, também conhecidas como estacas pilão ou soquetão, podem ser consideradas como estacas de deslocamento. Para sua implantação utiliza-se o mesmo equipamento da estaca tipo Strauss, com exceção da ponteira e do revestimento. Seus diâmetros variam de 0,20 a 0,40m, sendo a massa do soquete dependente do diâmetro. Na
cidade de Bauru, já se constatou a utilização deste tipo de estaca em edifícios com até 7 pavimentos.
Utilizando equipamentos simples e de fácil locomoção, com mão-de-obra barata, o custo desta estaca acaba sendo bastante competitivo. Apesar deste aspecto positivo, alguns projetistas evitam o seu uso, devido aos poucos dados publicados em relação ao seu comportamento, principalmente quanto ao comportamento à tração.
Dentro de uma metodologia teórica nos moldes do conhecimento geotécnico atual do solo, os métodos de previsão de cálculo de capacidade de cargas de fundações tracionadas são recentes, provindos, na sua maioria, a partir da década de 1960. Estes métodos nasceram de pesquisas em modelos, de fundações rasas e profundas, em areias e argilas, ou para solo genérico. A partir daí, em vários países do mundo, procurou-se aferir o grau de confiança dos métodos propostos, através de provas de carga.
No Brasil, os primeiros estudos de fundações tracionadas remontam aos apresentados por NÁPOLES NETO (1958) e VELLOSO (1959). O primeiro considerou que o atrito lateral à compressão fosse o mesmo que à tração, e, a partir daí, determinou os parâmetros geotécnicos do solo. O segundo apresentou resultados de provas à tração em estacas Franki de vários países, comentando que as mesmas suportaram grandes esforços de arrancamento, verificando que nos casos em que o ensaio fora levado à ruptura, esta ocorreu na armação, sem que pudesse arrancar a estaca.
No entanto, o estudo do efeito da inundação na capacidade de carga de estacas tracionadas iniciou-se com os trabalhos de CARVALHO e SOUZA (1990), que realizaram provas de carga em estacas escavadas com o solo em estado natural e, posteriormente, inundado, no campo experimental da UNESP / Ilha Solteira, SP.
Em 1991, o Departamento de Geotecnia da Escola de Engenharia de São Carlos – USP, em seu Campo Experimental, passou a estudar estacas isoladas escavadas e apiloadas, de
pequeno diâmetro, sujeitas a esforços de tração e compressão, bem como grupos instrumentados de estacas escavadas.
Embora as estacas apiloadas estejam sendo utilizadas largamente no interior do Estado de São Paulo, a determinação do comprimento e da previsão de carga última, geralmente, é feita através de métodos empíricos, utilizando-se principalmente os de AOKI e VELLOSO (1975) e DÈCOURT e QUARESMA (1978), com resultados de ensaios de penetração contínua ou sondagem à percussão. Tais métodos foram estabelecidos para outras estacas e para outros tipos de solos.
Como, particularmente, quanto ao comportamento de estacas apiloadas quando tracionadas são poucas as informações técnicas publicadas a respeito, torna-se de extrema importância o estudo de seu comportamento quando submetidas aos carregamentos de tração.
Logo, o trabalho apresentado faz parte do estudo, através da análise de provas de carga à tração realizadas em estacas apiloadas nos Campos Experimentais das cidades de Bauru, São Carlos e Ilha Solteira, da aplicabilidade de fórmulas teóricas e empíricas de previsão de carga lateral última, da possibilidade da proposta de novos parâmetros a serem utilizados em projetos e da comparação do comportamento à tração deste tipo de estaca com outros tipos de estacas já ensaiados nestes Campos Experimentais.
2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
A utilização de fundações profundas no interior do Estado de São Paulo iniciou-se nos anos 30, com a construção dos primeiros edifícios. As fundações utilizadas eram estacas pré-moldadas em concreto armado, estacas moldadas in-loco do tipo Strauss e estacas Franki.
O crescente desenvolvimento desta região paulistana, caracterizado pela instalação de importantes obras civis e núcleos urbanos, proporcionou o aumento de cargas impostas ao subsolo pelas fundações e a necessidade de estudos sobre o real comportamento de solos tropicais e dos principais tipos de fundações.
Desta forma, inúmeros tipos de estacas foram introduzidos no meio geotécnico com o objetivo de se obter segurança e maior economia nas edificações. Logo, surgiu a estaca apiloada, uma variante da estaca Strauss, tornando-se uma opção para obras de pequeno e médio porte e, posteriormente, um dos tipos de fundações profundas bastante executadas no interior do Estado de São Paulo.
Particularmente, quanto ao comportamento de estacas apiloadas quando tracionadas são muito poucas as informações técnicas publicadas a respeito. Considerando-se que estão sendo utilizadas em obras que as solicitam à tração, torna-se de extrema importância o estudo de seu comportamento quando submetidas a este tipo de carregamento.
Neste capítulo será feito um levantamento de parte do conhecimento existente a respeito deste trabalho, incluindo estacas apiloadas, solos colapsíveis e estacas tracionadas (detalhamento de métodos teóricos e empíricos para a determinação de Capacidade de Carga de Estacas).
2.1. ESTACAS APILOADAS
2.1.1. Definição
Estacas de fundação são elementos alongados de secção circular ou prismática (quadrada ou hexagonal) que são cravadas ou moldadas in loco, mediante o emprego de equipamentos.
Segundo ALBIERO et al. (1993), para obras de médio e pequeno porte tem-se utilizado tubulão a céu aberto, estaca pré-moldada, estaca escavada sem lama, estaca tipo Strauss e estaca apiloada. Pode-se dizer que na maioria das cidades do interior do Estado de São Paulo, os tipos de fundações profundas mais utilizadas para obras de pequeno porte são as estacas tipo Strauss, as estacas apiloadas e as chamadas brocas manuais ou mecânicas, de pequeno diâmetro e pouca profundidade.
As estacas apiloadas, também conhecidas como estacas pilão ou soquetão, são estacas que provocam o deslocamento do solo para a lateral e para baixo, sendo moldadas in-loco, sem revestimento. Sua execução só é comum no interior do Estado de São Paulo.
Ultimamente, pode-se constatar que este tipo de fundação também tem sido utilizado em Brasília/DF e Campo Grande/MS.
Apesar deste tipo de estaca ser bastante utilizada em obras de pequeno e médio porte, a literatura técnica apresenta poucas informações a respeito de seu comportamento à tração, devido à concentração de esforços dos pesquisadores em elementos de fundação utilizados, principalmente, em obras de grande porte. Isto indica a importância do estudo sobre este conhecimento específico. A respeito do comportamento deste tipo de estaca à compressão, FERREIRA (1998) apresenta um importante trabalho.
Muitos edifícios em Bauru, com 4 a 7 pavimentos, têm sido apoiados neste tipo de estaca. Os resultados obtidos por LOBO et al. (1991a), FERREIRA et al. (1997) e outros
pesquisadores, têm encorajado o aumento do uso de estacas apiloadas em obras de pequeno e médio porte. Fator importante favorável à sua utilização é seu baixo custo. Para executá-la utiliza-se o mesmo equipamento da estaca tipo Strauss, exceto em relação à piteira e ao revestimento. A massa do soquete utilizado para o deslocamento do solo depende do diâmetro da estaca a ser realizada. Os diâmetros, geralmente, variam de 0,20m a 0,40m.
Apesar de sua larga utilização, não há uma padronização para sua execução, podendo-se afirmar que ainda hoje, trata-se de uma estaca artesanal, com inúmeras variações em seu processo executivo. Muitos profissionais denominam-na, erroneamente, de estaca Strauss.
A denominação dada pela NBR 6122/96, no item 3.16, é:
“ESTACA APILOADA: tipo de fundação profunda executada por perfuração com o emprego de soquete. Nesta norma, este tipo de estaca é tratado também como estaca tipo broca. Nota: Tanto a estaca apiloada como a escavada, com injeção, incluem-se em um tipo especial de estacas que não são cravadas nem totalmente escavadas.”
Pode-se observar por esta definição, que há uma vago conhecimento a respeito da estaca apiloada, sendo tratada como estaca tipo broca.
2.1.2. Processo Executivo
O equipamento utilizado para a execução de estacas apiloadas é constituído de um tripé, soquete e motor, denominado de bate-estaca, o mesmo utilizado na estaca tipo Strauss. O tripé é formado por tubos metálicos desmontáveis e apresenta altura da ordem de 6,0m. O soquete apresenta peso de 2 a 6 kN, geralmente de forma cilíndrica, e comprimento bastante variável. O motor pode ser a diesel, gasolina ou elétrico colocado sobre um estrado de madeira (Foto 2.1).
Foto 2.1: Vista do conjunto de acionamento/deslocamento do soquete.
O furo é iniciado com a queda livre do soquete, em pequena altura. À medida que a profundidade aumenta, a altura de queda do soquete aumenta até atingir 2 a 3 metros de altura. O solo é deslocado lateralmente e para baixo, formando ao redor do fuste um anel de solo compactado, mantendo a estabilidade do furo. A perfuração prossegue até a cota desejada ou até atingir camadas de solo impenetráveis (Fotos 2.2 e 2.3). Nenhum tipo de revestimento é utilizado durante a execução da estaca, exceto quando se utiliza um tubo guia metálico, apenas nos primeiros metros da estaca. Algumas empresas realizam a abertura do furo (um pré-furo), da ordem de 1,0m, com cavadeira manual, objetivando-se reduzir o risco de trincas ou rachaduras nas construções vizinhas.
Foto 2.2: Início da perfuração do terreno pelo soquete.
Em solos argilosos, a eficiência da perfuração pode ser prejudicada pela sua coesão, já que pode ocorrer a aderência do material no corpo do pilão. Logo, pode-se jogar areia ao furo para facilitar o avanço da perfuração. Quando a perfuração atinge camadas próximas ao nível d’água, é usual o lançamento de cerca de 20 litros de areia grossa no furo, evitando que o solo prenda o soquete.
A parte inferior do soquete desempenha um importante papel na abertura do fuste. Algumas empresas preferem a parte inferior do soquete plana, achando mais fácil manter a verticalidade do furo; outras, utilizam a parte inferior arredondada. MARINGONI (1989), através de provas de carga em estacas apiloadas, concluiu que o soquete com a ponta em “ogiva”, melhora a capacidade de carga das estacas.
A variedade de formato dos soquetes utilizados é demonstrada na Figura 2.1 e Fotos 2.4 e 2.5.
Foto 2.4: Vista do equipamento e de um tipo de soquete, utilizados para a perfuração do terreno.
Foto 2.5: Variedade de formato dos soquetes utilizados para a perfuração do terreno. Após a abertura do furo (Fotos 2.6 e 2.7), inicia-se o processo de lançamento do concreto a partir da superfície do furo (Fotos 2.8, 2.9 e 2.10). Neste caso, o traço do concreto é, sem dúvida, o item que apresenta maior variação (Tabela 2.1). Sua concretagem varia em função da empresa executora. Algumas utilizam concreto com baixo fator água-cimento ou brita na ponta, concretando o fuste em camadas, com um apiloamento discreto do concreto, até o completo preenchimento da estaca. Outras, apenas, lançam o concreto plástico da superfície, sem apiloamento, com o auxílio de um funil.
Tabela 2.1: Variedade de traços utilizados na execução de estacas apiloadas. Obra Cimento
(saco) Areia Grossa (litros) (litros) Brita (volume) Traço
1 1 170 340 1 : 4,7 : 9,4 2 1 180 300 1 : 5,0 : 8,3 3 1 100 120 1 : 2,8 : 3,3 4 1 80 80 1 : 2,2 : 2,2 5 1 120 180 1 : 3,3 : 5,0 6 1 72 180 1 : 2,0 : 5,0 7 1 160 160 1 : 4,4 : 4,4 8 1 90 110 1 : 2,5 : 3,0 9 1 145 145 1 : 4,0 : 4,0 10 1 180 240 1 : 5,0 : 6,7 11 1 220 220 1 : 6,1 : 6,1 12 1 90 180 1 : 2,5 : 5,0 13 1 120 240 1 : 3,3 : 6,7
Foto 2.7: Vista do furo com armadura nos primeiros 2 a 3 metros de seu topo.
Foto 2.9: Lançamento do concreto da superfície, sem apiloamento, com o auxílio de um funil.
O processo sem apiloamento torna-se mais apropriado, já que não há a possibilidade do contato entre o soquete e a parede do furo, evitando, assim, a contaminação do concreto com o solo.
Porém, pesquisas recentes (PEREZ, 1987) com estacas Strauss revestidas, indicam que o apiloamento do concreto é vantajoso em termos de módulo de Young retroanalisado do solo, já que há o aumento das tensões laterais ao longo do fuste e da sua rigidez.
Foto 2.10: Vista do tipo de funil utilizado para concretagem das estacas.
A estaca apiloada recebe uma armadura nos primeiros 2 a 3 metros do topo, principalmente em locais aterrados. Normalmente, coloca-se 1 ou 2 barras de diâmetro 8 a 10mm na cabeça da estaca, com cerca de 1m de comprimento, com a função de engastar a estaca ao bloco.
Estas barras, também são colocadas como advertência de que ali existe uma estaca, e que antes da concretagem dos baldrames deve ser realizada a devida limpeza da cabeça da mesma (Foto 2.11).
Foto 2.11: Armadura no primeiro metro do topo da estaca.
De acordo com CINTRA et al. (1997), é possível que o método executivo da estaca influencie o seu comportamento em relação a colapsibilidade. As estacas apiloadas ou de deslocamento provocam uma compactação do solo ao redor do fuste e sob a ponta, o que leva há uma diminuição do índice de vazios e, diminuindo as conseqüências desagradáveis de colapso.
2.1.3. Comprimento Limite de Estacas Apiloadas
Quanto maior a massa do soquete maior é a profundidade possível de ser atingida. Um soquete de 500 a 600kg, com diâmetro de 0,20 a 0,30m, é eficiente para valores de SPT limitados à cerca de 12, correspondente a 10 a 12 metros de profundidade, na região do Interior do Estado de São Paulo. A partir deste valor, devido ao aumento de pressões confinantes, o solo deslocado tende a fechar o furo e começar a prender o soquete, diminuindo o rendimento; este é um forte indicativo que de se atingiu o comprimento limite deste tipo de estaca.
Porém, as informações disponíveis até o momento a respeito deste tipo de estaca não permitem avaliar com segurança até que profundidade ou até que valores de SPT este método de abertura do furo tem eficiência.
2.1.4. Aspectos Positivos e Negativos na utilização de Estacas Apiloadas
Na escolha de fundações, todos os tipos apresentam aspectos positivos e negativos. Aqui são apresentadas as vantagens e desvantagens na utilização de estacas apiloadas.
a) Aspectos Positivos:
− Facilidade de locomoção do equipamento dentro da obra, pela utilização de maquinário
simples e leve;
− Baixo custo, devido ao pequeno número de operários, que são, geralmente, dois;
− Possibilidade de execução de estacas próximas às divisas, o que diminui a excentricidade
dos blocos (Fotos 2.12 e 2.13);
− Montagem do equipamento em terrenos de pequena dimensão; − Método executivo que conserva a obra limpa;
− Estaca econômica em comparação com outro tipo de estaca convencional, na mesma faixa
de capacidade de carga (Tabela 2.2).
Foto 2.12: Facilidade de execução de estacas próximas às divisas.
Tabela 2.2: Custos por metro de estacas apiloadas, estacas escavadas e estacas strauss, que variam de acordo com o diâmetro das estacas.
Diâmetros usuais (m) 0,20 0,25 0,30 Estacas Custos/m Apiloada R$2,00 R$2,50 R$3,00 Escavada R$2,50 R$3,00 R$3,50 Strauss -- R$12,00 R$18,00
Nota: Custo de perfuração, obtido na cidade de Bauru.
O custo de perfuração da estaca apiloada por metro é cerca de 25% mais econômico do que a estaca escavada, enquanto que o custo da estaca strauss é seis vezes superior ao da estaca apiloada.
Foto 2.13: Estaca apiloada sendo executada próxima à divisa. b) Aspectos Negativos:
− Este tipo de estaca está limitado a solos porosos e acima do nível d’água;
− Provoca vibrações no terreno, provocando danos às edificações vizinhas. Isto depende da
distância da execução da estaca até a edificação, da idade da construção e do sistema construtivo utilizado;
− Profundidade limitada a cotas com SPT próximo de 12;
− O consumo de concreto pode ser 20 a 30% superior ao estimado, devido às variações do
Significativa variação nos traços do concreto executados pelas diversas empresas responsáveis por este tipo de fundação. Não há nenhum critério na determinação do traço, nem na uniformidade do lançamento do concreto no fuste da estaca e nem quanto ao fck mínimo a ser utilizado;
2.2. SOLOS COLAPSÍVEIS
De acordo com AOKI (1982), na capacidade de suporte da fundação entra uma variável que foge ao controle do homem, o solo de fundação.
Em geral, os solos exibem um comportamento tensão x deformação que pode ser representado por uma função contínua e, portanto, derivável. Porém, há certos solos porosos e não saturados, para os quais este comportamento é válido somente se forem mantidas as condições de umidade natural.
No início da implantação de um elemento de fundação, o solo pode se encontrar instável ou em processo de estabilização. Durante um período de tempo esta fundação pode se comportar de forma satisfatória, mas com um aumento no teor de umidade do solo até um valor crítico, mesmo sem se atingir a sua completa saturação, pode ocorrer um repentino deslocamento, comprometendo a estrutura, devido a uma diminuição brusca de volume do solo. Este fenômeno decorre de uma espécie de colapso da estrutura do solo, o que deu origem à denominação, solo colapsível.
O colapso provoca, portanto, uma descontinuidade na curva tensão x deformação, conforme ilustrado pela prova de carga genérica da Figura 2.2, admitindo-se a inundação durante o ensaio.
R
ec
al
qu
e
InundaçãoCarga
Figura 2.2: Ocorrência de colapso em prova de carga.
VILAR (1979) afirma que os solos colapsíveis sofrem uma brusca diminuição de volume e do índice de vazios, devido a um carregamento externo superior a um valor limite ou pelo aumento do conteúdo de água em seus vazios. A redução ocorre pelo peso próprio do solo ou pela combinação destes dois mecanismos.
Conforme DUDLEY (1970) e NUÑES (1975), um arranjo entre partículas que forma uma estrutura porosa, com elevados índices de vazios e um teor de umidade menor que o necessário para completa saturação, são dois requisitos necessários para configurar um solo com grande potencialidade de ser colapsível. O colapso se realiza quando as partículas, constituintes de uma estrutura altamente porosa, estão em pseudo-equilíbrio, à custa de uma resistência adicional momentânea, produzida por pressões capilares, por forças eletromagnéticas de superfície e pela eventual existência de agentes cimentantes como carbonatos, óxidos de ferro etc. A elevada ocorrência destes solos no mundo tem causado preocupação em engenheiros de fundação, devido ao deslocamento da estrutura pelo colapso do solo.
Segundo MACKECHNIE (1989), o mecanismo do colapso difere completamente do processo clássico de adensamento. O colapso ocorre como resultado de um acréscimo no teor de umidade e, por isso, há a expulsão de ar da estrutura do solo colapsível em vez de expulsão
de água. Estas condições podem caracterizar o fenômeno de colapso como oposto ao do adensamento.
O tempo de ocorrência do fenômeno faz uma distinção nítida entre colapso e adensamento. No adensamento, a variação dos solos saturados ocorre como um processo transiente; o colapso, por outro lado, manifesta-se num período de tempo relativamente curto (TADEPALLI e FREDLUND, 1991).
Na conceituação tradicional de colapso sob carga constante, pode-se acrescentar modernamente a alternativa de maior compressibilidade ou menor rigidez do solo em vez de descontinuidade da curva tensão x deformação de solos colapsíveis, se a inundação precede ao início do carregamento. Neste caso de inundação prévia, a colapsibilidade se manifesta não por um recalque abrupto, mas pela redução da capacidade de carga, conforme ilustrado na Figura 2.3. R ec al qu e
Com inundação prévia Carga
Sem inundação
Figura 2.3: Prova de carga em solo colapsível previamente inundado.
São dois os requisitos básicos para o desenvolvimento da colapsibilidade: uma estrutura porosa, caracterizada por um alto índice de vazios, e a condição não saturada, representada por um baixo teor de umidade. Na estrutura porosa pode estar associada a presença de um agente cimentante que, aliada a uma sucção suficientemente elevada,
estabiliza o solo na condição parcialmente saturada, conferindo-lhe uma resistência “aparente” ou temporária.
Porém, para o solo potencialmente colapsível entrar efetivamente em colapso, duas condições básicas devem ser satisfeitas: a elevação do teor de umidade até um certo valor limite e a atuação de um estado de tensões também limite ou crítico que, em fundações, é representado pela carga de colapso. A adição de água ao solo colapsível reduz a sucção e enfraquece a cimentação, causando a redução da resistência e, portanto, o colapso do solo, se a carga atuante é suficientemente alta.
Há, então, um grau de saturação crítico (limite inferior) para desenvolver a instabilidade da estrutura do solo, característica do colapso. Acima deste limite, o acréscimo do grau de saturação implica maiores recalques de colapso, mas até atingir outro valor crítico (limite superior) do grau de saturação. Quanto ao estado de tensões atuante no solo, também há dois valores críticos, representados pelos limites, inferior e superior (VARGAS, 1973).
VILAR et al. (1981) afirmam que as regiões tropicais apresentam condições flagrantes para o desenvolvimento de solos potencialmente colapsíveis, quer pela lixiviação de finos dos horizontes superficiais nas regiões onde se alternam estações de relativa seca e de precipitações intensas, quer pelos solos com deficiência de umidade que se desenvolvem em regiões áridas e semi-áridas. Mas, embora o problema esteja quase sempre relacionado a depósitos de origem recente em climas áridos e semi-áridos, não são poucos os exemplos que ocorrem em regiões com outros tipos de clima.
No Brasil, os solos colapsíveis são representados geralmente por alúvios, colúvios e solos residuais que passaram por intensa lixiviação (FERREIRA et al., 1989).
Em geral, as fundações são projetadas de acordo com os valores de SPT. Porém, não se tem dado muita importância de que em solos colapsíveis, com o aumento do teor de umidade do solo, haverá naturalmente uma redução no valor do SPT ( 4 golpes). Este
aumento na umidade do solo pode ocorrer pela infiltração de águas pluviais, elevação do nível freático ou por vazamentos de tubulações de água ou esgoto.
No Estado de São Paulo, destacam-se como solos comprovadamente colapsíveis, a argila porosa vermelha da cidade de São Paulo e o sedimento cenozóico. Este sedimento se apresenta pouco compacto, com partículas razoavelmente selecionadas, o que lhe confere uma estrutura bastante porosa. Duas texturas são típicas dos solos de sedimento cenozóico, dependendo das características dos materiais que lhes deram origem: uma arenosa, a predominante, e outra argilosa.
Com espessura geralmente inferior a 10 metros, freqüentemente separado da camada subjacente por uma linha de seixos e, normalmente, situado acima do nível d’água, o sedimento cenozóico apresenta características típicas de material laterizado e colapsível.
Para o projetista de fundações é muito difícil estimar qual é a influência da infiltração de água nos valores de SPT e qual é a alteração, provocada pela redução do solo, na capacidade de carga de uma fundação, em caso de solo colapsível.
Desta forma, a realização de provas de carga em estacas, com solo em estado natural, com inundação artificial, constitui-se na forma mais eficiente e confiável para a determinação da capacidade de carga e verificar a influência do colapso de uma fundação, neste tipo de solo. Um importante trabalho pode ser verificado em CINTRA (1995).
Como desafio para os engenheiros civis está à necessidade de se conhecer a capacidade de carga e o desenvolvimento de recalques, tanto dos elementos de fundação isolados como em grupos, quando da implantação de uma obra civil. (MASSAD,1985).
2.3. ESTACAS TRACIONADAS
PREVISÃO DA CAPACIDADE DE CARGA DE ESTACAS
A estimativa da capacidade de carga de estacas através dos resultados de sondagem de simples reconhecimento e de ensaios de penetração contínua tem sido uma preocupação de inúmeros pesquisadores.
Segundo a norma NBR 6122/96, as sondagens de reconhecimento à percussão são indispensáveis e devem ser executadas de acordo com a NBR 6484, levando-se em conta as peculiaridades da obra em projeto. Tais sondagens devem fornecer no mínimo a descrição das camadas atravessadas, os valores dos índices de resistência à penetração (SPT) e as posições dos níveis de água.
Os ensaios de penetração de cone (CPT), realizados com o penetrômetro estático (mecânico ou elétrico), que consiste na cravação no terreno por prensagem de um cone padronizado, permite medir separadamente a resistência de ponta e total (ponta mais atrito lateral) e ainda o atrito lateral local (com a luva de atrito) das camadas de interesse. Estes ensaios visam reconhecer o terreno de fundação, avaliar suas características de resistência e devem ser realizados, diretamente, sobre o maciço de solo ou de rocha.
Na avaliação da resistência à tração de estacas cilíndricas ou prismáticas tem-se empregado, basicamente, os métodos de cálculo que admitem superfície de ruptura cilíndrica ou prismática, no contato estaca-solo ou muito próxima deste contato, como ocorre nas estacas comprimidas (métodos empíricos e semi-empíricos) ou métodos analíticos de cálculo para estacas tracionadas, os quais podem admitir superfícies de ruptura diferentes das cilíndricas ou prismáticas.
2.3.1. Métodos analíticos de cálculo de capacidade de carga para estacas tracionadas A seguir serão apresentados métodos de cálculo específicos para estacas tracionadas, que podem admitir superfícies de ruptura diferentes das cilíndricas ou prismáticas, no contato solo-estaca ou muito próxima deste contato.
2.3.1.1. Método do Tronco de Cone
O método empírico, denominado de método do tronco de cone ou tronco de pirâmide, é bastante utilizado para fundações com base alargada, mas não se aplica para estacas sem este tipo de base.
Este método não considera a resistência ao cisalhamento mobilizada ao longo da superfície de ruptura, e segundo CARVALHO (1991), toda a capacidade de carga atribuída está apenas na parcela peso.
O método do tronco de cone é exposto aqui com o objetivo de fornecer uma visão histórica do desenvolvimento dos métodos de previsão de capacidade de carga à tração de fundações; e também, alertar quando às limitações e incertezas que decorrem de sua utilização. O método considera a superfície de ruptura na interação solo-estaca, onde os resultados não são muitos satisfatórios, pois são muito conservadores ou contra a segurança; mesmo assim é utilizado no Brasil em projeto de torres de linhas de transmissão.
A capacidade de carga à tração é obtida pelo somatório dos pesos da fundação e do solo contido num tronco de cone, ou de pirâmide, cuja geratriz forma um ângulo α com a
vertical e cuja base menor corresponde à base da fundação (circular ou retangular) e base maior à intersecção da superfície lateral com nível do terreno, conforme a Figura 2.4.
D
L
α
Pu
Figura 2.4: Método do Tronco de Cone (ou de Pirâmide) aplicado às estacas. I) Carga Lateral Última
A carga última à tração de uma fundação é dada por:
Plu = Pf + Ps (2.1)
onde:
Pf = peso da fundação;
Ps = peso do solo contido no tronco de cone (base circular) ou tronco de pirâmide (retangular ou quadrada), descontando-se o peso próprio da fundação.
Para fundações de base circular de diâmetro (D) e comprimento (L), a carga última à tração (Plu) é: Plu = Pf + C1L + C2L2 + C3L3 (2.2) onde: D 4 C 2 1 = ⋅ ⋅ (2.3)
' tg D 2 C2 = ⋅ ⋅ ⋅ α (2.4) ' tg 3 C 2 3 = ⋅ ⋅ (2.5)
Para fundações quadradas Plu vale:
Plu = Pf + Psc + C’2 .z2 + C’3.D3 (2.6)
onde, Psc = peso de solo contido no paralelepípedo que tem por base a própria fundação de largura D e altura L.
Conhecendo-se então o ângulo de inclinação da geratriz da superfície do cone com a vertical (α’) e o peso específico do solo (γ) determina-se a carga última à tração (Plu).
DOWNS e CHIEURZZI (1966) apud ORLANDO (1985), sugeriram adotar a inclinação da geratriz do tronco de cone com a vertical (α’) igual ao ângulo de atrito interno
do solo (φ) e WIGGIES (1969) concordou com estes autores, mas somente para fundações
com base alargada, em solos granulares (α’ = φ ≈ = 30°).
BALLA (1961), BAKER e KONDNER (1966), ESQUIVEL-DIAZ (1967) e ALI (1968) também consideram que α varia com as características do solo, tais como a coesão, o
ângulo de atrito e o peso específico, com a profundidade e com as peculiaridades da fundação (tipo de base, modo de instalação, etc); porém, um valor mais rigoroso de α só pode ser
determinado por prova de carga em escala natural e para o mesmo tipo de solo.
Pela equação de Pu, a resistência ao arrancamento cresce muito com a profundidade, o que é falso; na verdade, α’ tende a diminuir com o aumento da profundidade da fundação e,
mesmo que o solo permaneça o mesmo, fundações próximas podem apresentar valores de α
bem distintos.
DANZIGER e PEREIRA PINTO (1979b) variaram o ângulo α entre 15° e 30°
(valores usualmente tomadas na prática quando não se dispõe de prova de carga), a cada 5°, determinaram as respectivas cargas de ruptura teóricas e compararam-nas com as obtidas em provas de carga, por eles executadas, chegando-se a seguinte conclusão: para α’=15°,
encontraram até 51% de erro contra a economia; para α’=30°, até 178% de erro contra a
segurança para tubulões; para sapatas, os erros foram menores.
PALADINO (1972) sugeriu adotar o ângulo α’ entre 10° e 25°, quando não se
possuem dados de prova de carga. Baseando-se em resultados obtidos em provas de carga em Bauru (SP), encontrou valores concentrados na faixa de 11° a 18°.
II) Considerações sobre o método
− Aspectos Positivos
Com provas de carga no mesmo tipo de solo e com características semelhantes de fundação, este método pode conduzir a bons resultados (ORLANDO, 1985), embora DANZIGER (1983) afirmasse, que mesmo neste caso, pode ter certas diferenças, devido ao valor de α a ser considerado.
− Aspectos Negativos
Não explica o fenômeno da ruptura de acordo com a Mecânica dos Solos, por ser bastante antigo. A heterogeneidade das camadas do solo não é levada em conta. Não faz diferença entre fundações rasas e profundas.
