ENTECA 2003 IV ENCONTRO TECNOLÓGICO DA ENGENHAR IA CIVIL E ARQUITETURA

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1 388 ENTECA 23 PROVAS DE CARGA EM ESTACAS ESCAVADAS COM TRADO MANUAL EM SOLO COLAPSÍVEL DE LONDRINA/PR Fábio Fernal 1, Tássio Barbosa da Silva 1, Miriam Gonçalves Miguel 1 e Antonio Belincanta 2 1 Departamento de Construção Civil/Universidade Estadual de Londrina 2 Departamento de Engenharia Civil/Universidade Estadual de Maringá RESUMO Estacas escavadas com trado manual (brocas) foram submetidas a provas de carga à compressão realizadas no Campo Experimental de Engenharia Geotécnica (CEEG) da UEL, a fim de avaliar seus comportamentos quanto à capacidade de carga e aos recalques. As estacas brocas, de concreto, possuíam diâmetros de 2 cm e comprimentos de 3m e 6m, embutidas em solo argilo-siltoso, poroso, de consistência mole, laterizado e colapsível, típico da camada superficial do subsolo da região de Londrina/PR. O solo colapsível sofre deformação brusca e considerável quando saturado e submetido a um carregamento. Portanto, para avaliar o efeito da colapsibilidade na capacidade de carga e nos recalques, três estacas de cada comprimento foram ensaiadas com o solo no teor de umidade natural e, depois, reensaiadas com o solo pré-inundado por 48 horas. As provas de carga foram mistas, iniciando com o ensaio lento até atingir a carga admissível e, após essa carga, procederam-se com o ensaio rápido até atingir a ruptura física, baseando-se nas recomendações da NBR 6122/96. A partir da carga de ruptura e da carga de colapso obtidas nesses ensaios foi feita a análise do efeito da colapsibilidade do solo no comportamento da fundação, considerando a redução da capacidade de carga à compressão das mesmas e o aumento dos recalques, além de comparar estes resultados com métodos consagrados de dimensionamento de fundações. 1. INTRODUÇÃO A NBR 6122/96 define estaca tipo broca como sendo um tipo de fundação profunda executada por perfuração com trado e posterior concretagem, sendo executada com trado manual ou mecânico, sem uso de revestimento. Neste trabalho, porém, as estacas foram executadas com trado manual somente. Por ser uma fundação de fácil execução, ela é a mais utilizada na região de Londrina para edificações de pequeno porte. A maioria dessas estacas é executada baseando-se apenas no conhecimento empírico de profissionais regionais, sem estudo técnico ou econômico, muito menos numa investigação do subsolo. O solo superficial da cidade de Londrina/PR é do tipo argilo-siltoso, poroso, de consistência mole a média, laterizado e colapsível (Branco et al, 1998), apresentando: sólidos de massa específica elevada (γ s 3,1 kn/m 3 ); porosidade de 6%, em média; teor de umidade variando de 3% a 45%; e limites de liquidez e de plasticidade na ordem de 6% e 45%, respectivamente. Recalques freqüentes nas áreas urbanas da região do Norte do Paraná estão associados ao colapso dos solos, devido à ruptura de redes de abastecimento de água; rede de esgoto e infiltrações de água da chuva. Alguns tipos de solos, sob tensão, quando inundados, a partir do seu teor de umidade natural, podem sofrer um recalque repentino e de grandes proporções, como se tivesse ocorrido o colapso de sua estrutura. Estes solos são chamados de solos colapsíveis. Para ocorrer o colapso o solo não precisa estar completamente saturado, ocorrendo com valores de grau de inundação menores do que %. Cintra (1998). 388

2 ENTECA Os solos colapsíveis apresentam uma estrutura porosa, caracterizada por um alto índice de vazios, e, na condição não inundada, representada por um baixo teor de umidade. À estrutura porosa pode estar associada a presença de um agente cimentante que, aliado a uma sucção suficientemente elevada, estabiliza o solo na condição parcialmente saturada, conferindo-lhe uma resistência aparente ou temporária. Mas ele apresenta uma estrutura instável, porém com uma rigidez temporária mantida pela pressão de sucção e/ou cimentação. Esse estado resistente é instável diante do aumento do teor de umidade, pois quando se ultrapassa um limite crítico acontece o colapso, desde que a carga atuante também esteja acima de um certo limite. Portanto, os solos susceptíveis ao colapso apresentam uma grande sensibilidade à ação da água. A colapsibilidade do solo provoca uma acentuada redução do seu volume, mas o seu mecanismo de ocorrência é completamente diferente do processo de adensamento. 2. METODOLOGIA As estacas analisadas neste trabalho estão localizadas no Campo Experimental de Engenharia Geotécnica (CEEG) da Universidade Estadual de Londrina, onde foram realizadas as provas de carga e cujo subsolo é característico de uma vasta região do Norte do Paraná, envolvendo, por exemplo, as cidades de Londrina e Maringá. As diversas estacas foram dispostas de modo a ser utilizado o menor número possível de estacas de reação. Seis estacas brocas foram executadas com trado manual de diâmetro de 2 cm, sendo três delas (EstB1, EstB2 e EstB3) com profundidade de 6 metros e três (EstC1, EstC2 e EstC3) com profundidade de 3 metros, conforme NBR-6122 (1996) e preenchidas com concreto moldado in loco, de resistência média à compressão de 13 MPa. Depois da concretagem foram dispostas 3 barras de 8mm e de 1m de comprimento. Sobre a cabeça das estacas foram executados os blocos de coroamento, com formato cúbico com os arestas equivalendo a 3 cm. A armadura dos blocos foi composta por 8 (oito) estribos verticais em duas direções de 6,3 mm e por 4 (quatro) estribos horizontais. O espaçamento entre estribos foi de cm e o cobrimento utilizado de 1,5 cm. Para execução dos mesmos foi utilizada fôrma de madeira tipo compensado. Primeiramente, as estacas foram ensaiadas com o solo na condição sem inundação e depois, reensaiadas na condição com inundação por 48 horas, a fim de avaliar o efeito da colapsibilidade do solo na capacidade de carga. Para as estacas de 6m foram perfurados dois drenos verticais de 5 centímetros de diâmetro próximos as estacas a serem ensaiadas na condição de solo com inundação, a fim de garantir que o solo estivesse saturado até a cota de 6m. Conforme a MB-3472/91: A prova de carga consiste, basicamente, em aplicar esforços estáticos crescentes à estaca e registrar os deslocamentos correspondentes. Os esforços aplicados podem ser axiais de tração ou de compressão, ou transversais. No presente trabalho as estacas foram submetidas somente a esforços axiais de compressão, por ser este o esforço mais comum a que estas estacas estão sujeitas durante a sua utilização. 389

3 39 ENTECA 23 As provas de carga foram do tipo mistas e executadas segundo sugestão de ALONSO (1997), ou seja, iniciaram-se com o ensaio lento, com estabilização das deformações, até as cargas admissíveis estimadas pelo método de Décourt & Quaresma (1978) encontradas na Tabela 1, tendo como base o furo de sondagem do tipo SPTT (Figura 1), e depois com o ensaio rápido até a ruptura. Os descarregamentos foram feitos em dois estágios rápidos. O dispositivo de aplicação da carga foi constituído por um macaco hidráulico Pontemac, acionado por uma bomba manual, de capacidade de carga de 2 kn e curso de 2 mm, atuando contra um sistema de reação estável composto por uma viga de perfil duplo I, ancorada em duas estacas tipo Strauss (porém, sem apiloamento do concreto) de 25 cm e comprimento de 8m, preenchidas com concreto de resistência característica à compressão de 15 MPa, armadas em toda a sua extensão com 3 barras de aço CA-5A de diâmetro 8,mm, estribo helicoidal de diâmetro 6,3mm e com uma barra Dywidag (aço de ST85/5 e diâmetro igual a 32mm). Durante o ensaio, o comportamento das estacas de reação foi observado através da leitura de deslocamentos por extensômetros mecânicos Kofer de curso de 3 mm e resolução,1mm. As cargas aplicadas no topo da estaca foram medidas neste trabalho através de uma célula de carga Sensortec- Mod CT-2 com 2kN de capacidade de carga, devidamente calibrada, conectada a um indicador de deformações ações portátil Measurements Group, modelo P- 35. Os extensômetros mecânicos utilizados para medidas de recalques no topo das estacas foram dois Mitutoyo de curso de 5 mm e dois Kofer de curso de 3 mm, ambos com resolução de,1mm, fixados em bases magnéticas apoiadas em vigas de referência. 39

4 ENTECA Informações gerais Cotas (m) em rel.à R.N. Avanço do furo TH* 1, Revestimento RESULTADOS DOS ENSAIOS "SPT-T" N T máx (kgf.m) N n. o de golpes pela penetração (cm) Tmáximo ,5 Tmínimo 1, ,5 1,65 1 (n. o de golpes) Prof. (m) N.A. Posição e n. o 1 das amostras Prof.(m) das camadas DESCRIÇÃO DO SUBSOLO ANÁLISE VISUAL-TÁTIL , ,6 2, , ,8 3, , , , , , , , , , ARGILA SILTOSA, POROSA, MUITO MOLE a MÉDIA, vermelho escura , , , , , , ,5 4 9, , , , , ,9 12 9,49 TH , , , , , , ARGILA SILTOSA, MÉDIA a RIJA, vermelho escura Legenda: , , , , , , 14,5 14 pintas , laranjas ,5 >4 15,45 15 veios , , ,46 pretos , , , , 19,45 19 veios TH*trado hel. D76 mm THtrado hel. D57 mm CAcirculação d'água R.N.conforme locação N.A.após estabilização +SPfuros de sondagem O Ppoços a céu aberto , , >4 17, 17, , , , , 4 2 m pretos , >4 2,45 Locação esquemática: R.N. (marco de concreto) área do CEEG SP9+ +SP P1 +SP1 +SP2 +SP7 +SP8 +SP6 +SP3 CTU Laboratórios +SP5 +SP4 +SP11 +SP12 +SP13 + P2 SP14 N N Estacionamento do CTU de Interessado: Obra: Local: CTU - Campus da UEL Revestimento: De73,mm Di63,5mm Amostrador: Laboratório Raymond De5,8mm Di34,9mm ARGILA SILTOSA, RESIDUAL, RIJA a DURA, variegada (vermelho) SILTE ARGILOSO, RESIDUAL, RIJO a DURO, variegado (vermelho) ARGILA SILTOSA, RESIDUAL, RIJA a DURA, variegada (vermelho) Relatório individual de sondagem relatório: RSP-CEEG furo: SP5 UEL DCCi - Departamento de Construção Civil do Centro de Tecnologia e Urbanismo - UEL Geotecnia CEEG "Professor Saburo Morimoto" R.N. (m): Cota (m) furo: Escala vertical: 585,7 início: 5/11/ ,56 término: 25/3/1999 1/ Visto: Patrick Figura 1. Furo de sondagem SPTT 3. APRESENTAÇÃO E ANÁLISE DOS RESULTADOS 391

5 392 ENTECA 23 As curvas carga versus recalque para as estacas de concreto de 3 m e de 6 m de comprimentos nas condições do solo sem e com inundação estão apresentadas a seguir nas Figuras 2, 3, 4 e 5. Carga (kn) EstC1(3m)-S/I EstC2(3m)-S/I EstC3(3m)-S/I Recalques (mm) EstC1(3m)-C/I EstC2(3m)-C/I EstC3(3m)-C/I 5 6 Figura 2. Curvas carga versus recalque. Ensaios sem inundação (S/I) e reensaios com inundação (C/I), para as estacas com comprimento de 3m Carga (kn) EstB1(6m)-C/I Recalques (mm) 2 3 EstB2(6m)-C/I EstB1(6m)-S/I EstB2(6m)-S/I EstB3(6m)-S/I Figura 3. Curvas carga versus recalque. Ensaios sem inundação (S/I) e reensaios com inundação (C/I) para as estacas com comprimento de 6m. 392

6 ENTECA Carga (kn) Recalque (mm) 2 3 EstB1(6m)-S/I EstB2(6m)-S/I EstB3(6m)-S/I EstC1(3m)-S/I EstC2(3m)-S/I EstC3(3m)-S/I Figura 4. Curvas carga versus recalque. Ensaios sem inundação (S/I) para as estacas de comprimentos de 3m e 6m. Carga (kn) Recalques (mm) 15 2 EstC1(3m)-C/I EstC2(3m)-C/I EstC3(3m)-C/I EstB1(6m)-C/I EstB2(6m)-C/I Figura 5. Curvas carga versus recalque. Reensaios com inundação (C/I) para as estacas de comprimentos de 3m e 6m. 393

7 394 ENTECA 23 Os resultados das provas de carga, na condição do solo sem inundação, permitiram a elaboração das curvas carga versus recalque para as estacas com comprimentos de 3 metros (Figura 2) e de 6 metros (Figura 3) e, conseqüentemente, a obtenção dos valores das capacidades de carga (P u ) das fundações através do método de Van der Veen (1953). As cargas admissíveis (P adm ) foram determinadas utilizando o Fator de Segurança (FS) global igual a 2, (dois). Os valores de encontram na Tabela 2. As cargas de colapso (P c ) foram determinadas diretamente pela observação das curvas carga versus recalque para as estacas com comprimentos de 3 metros (Figura 2) e de 6 metros (Figura 3), na condição do solo inundado, já que os valores obtidos pelo método de Van der Veen ficaram muito altos, fazendo com que os recalques correspondentes à carga admissível ficassem acima de valores aceitáveis, ou seja, valores que mobilizariam totalmente o fuste da estacas, segundo Décourt (1995) apud Hachich (1996). As cargas admissíveis (P adm,c ) referentes à carga de colapso foram determinadas utilizando os Fatores de Segurança (FS) globais igual a 1,5 (um e meio) para as estacas de 6 m de comprimento e igual a 2,5 (dois e meio) para as estacas de 3 m de comprimento. Os valores médios dessas cargas se encontram na Tabela 2. A influência da colapsibilidade nos resultados das provas de carga das estacas foi avaliada através da relação entre as cargas de colapso e as cargas de ruptura. Os valores se encontram também na Tabela 2. Tabela 1. Valores de capacidades de carga estimadas por Décourt & Quaresma (1978) Estacas Pu (kn) Padm (kn) Concreto (L 3 metros) 35, 17,5 Concreto (L 6 metros) 8,3 4,1 Tabela 2. Valores médios obtidos nas provas de carga. Ensaio com o solo sem inundação Estacas P u (kn) P adm (kn) r adm (mm) Concreto (L 3 metros) 44,5 22,2,35 Concreto (L 6 metros) 8,9 54,4 1,2 Ensaio com o solo pré-inundado por 48 horas Estacas P c (kn) P adm,c (kn) r adm,c (mm) Concreto (L 3 metros) 12,7 5,1 1,27 Concreto (L 6 metros), 6,7,89 Estacas Concreto (L 3 metros) Concreto (L 6 metros) Redução de P u (colapsibilidade) 71% 9% Como as estacas escavadas não possuem ponta por causa do seu método construtivo, que permite que o solo desprendido das paredes do fuste, pelo atrito do trato, fique no fundo da escavação, diminuindo sua resistência de ponta, a estaca EstC1 não se mostrou representativa, 394

8 ENTECA pois apresentou resistência de ponta. Assim, esta estaca foi desconsiderada para determinação da média da carga de ruptura. Através das cargas admissíveis na condição do solo sem inundação e na condição do solo inundado, foram também determinados os recalques admissíveis correspondentes (r adm e radm,c), apresentados na Tabela 2. Em ambas as condições de inundação do solo, os valores desses recalques foram relativamente pequenos e dentro das condições de segurança. As Figuras 4 e 5 ilustram as curvas carga versus recalque para as estacas de ambos os comprimentos, mas em condições de inundação diferentes, a fim de uma análise comparativa. Notou-se a diferença na evolução das curvas nas diferentes condições e o recalque brusco nas curvas da Figura 5, típico do colapso. 4. CONCLUSÃO Para as estacas de 6m, esta fundação apresentou uma ruptura do tipo física com capacidade de carga Pu 8,9 KN, com o solo na condição não inundado, considerando o método de interpretação da curva carga versus recalque de Van der Veen (1953). A carga admissível considerando FS 2, para o solo na condição não inundado foi de P adm 54,4 kn. O método de Décourt & Quaresma (1978), mostra-se conservador, pois o valor encontrado para ruptura da fundação foi de 8,3 kn, possuindo uma diferença de aproximadamente 26% em relação ao valor obtido pelo método de Van der Veen (8,9 kn). Na condição de solo inundado, a estaca obteve uma carga de colapso P c kn e P c,adm 6,7 kn (FS 1,5). Houve redução na capacidade de carga de cerca de 9 %. Esta grande redução está relacionada à influência do dreno, construído ao redor das estacas, agravando o efeito da colapsibilidade do solo na capacidade de carga das fundações em estudo. Para as estacas de 3m, esta fundação apresentou uma ruptura do tipo física com capacidade de carga P u 44,5 kn, com o solo na condição não inundado, considerando o método de interpretação da curva carga versus recalque de Van der Veen (1953). A carga admissível considerando FS 2, para o solo na condição não inundado foi de P adm 22,2kN. O método de Décourt & Quaresma (1978), mostra-se conservador, pois o valor obtido por este método foi de 35 kn, enquanto que nas provas de carga foi encontrado um valor de 44,5 kn. Na condição de solo inundado, a estaca obteve uma carga de colapso Pc 12,7 kn e Pc,adm 2,5 5,7 kn. Esta grande redução da capacidade de carga, está relacionada à influência da colapsibilidade do solo em estudo, que ocasionou uma redução na capacidade de carga de 71%. 395

9 396 ENTECA 23 Foi utilizado fator de segurança igual a 2,5 para os resultados obtidos nas provas de carga com o solo inundado porque os recalques encontrados para fator de segurança igual a 2, ficaram acima do tolerável para condições normais de trabalho destas estacas. AGRADECIMENTOS Ao técnico Pedro Cândido de Souza de laboratório de Mecânica dos Solos da UEL, à Prefeitura do Campus Universitário da UEL, ao Laboratório de Topografia do Departamento de Geociências da UEL, à Universidade Estadual de Maringá, à Universidade de São Paulo/Campus São Carlos, à Construtora Construblok Ltda, à Monfer Ferramentas, à Protendidos Dywidag, à Montasa e à Basestac. REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ABNT (1991) Estacas Prova de Carga Estática. MB 3472, Rio de Janeiro RJ, 4p. ABNT (1996) Projeto de Fundações. NBR-6122, Rio de Janeiro RJ. ALONSO, Urbano R. (1997) Prova de Carga Estática em Es tacas (Uma Proposta para Revisão da No rma NBR ). Solos e Rochas, São Paulo, n. 2. BRANCO, C. J. M da C.; MIGUEL, M. G.; PINESE, P. P. e TEIXEIRA, R S. (1998) Implantação do Campo Experimental de Engenharia Geotécnica no Campus da UEL.. Anais: XI Congresso Brasileiro de Mecânica dos Solos e Engenharia Geotécnica, v. II, 6 a de novembro, Brasília/DF. CINTRA, J. C. A. (1998) Fundações em Solos Colapsíveis. São Carlos: Serviço Gráfico da EESC/USP, São Carlos/SP, 116p. DÉCOURT, L. & QUARESMA, A. R. (1978) Capacidade de Carga de Estacas a partir de Valores de SPT. Anais do 6 Congresso Brasileiro de Mecânica dos Solos e Engenharia de Fundações. Rio de Janeiro, volume 1, p HACHICH, W. (1996) Fundações: Teoria e Prática. Editora Pini. São Paulo. VAN DER VEEN, C. (1953) The Bearing Capacity of a Pile. Proc.: Third International Conference on Soil Mechanics and Foundation Engineering, Zurich, v. 2, p