AVALIAÇÃO DO DESEMPENHO DE ESTACAS ESCAVADAS COM O MÉTODO DE ALARGAMENTO DE FUSTE. Vinícius Lorenzi

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1 AVALIAÇÃO DO DESEMPENHO DE ESTACAS ESCAVADAS COM O MÉTODO DE ALARGAMENTO DE FUSTE. Vinícius Lorenzi Dissertação de Mestrado apresentada ao Programa de Pós-graduação em Engenharia Civil, COPPE, da Universidade Federal do Rio de Janeiro, como parte dos requisitos necessários à obtenção do título de Mestre em Engenharia Civil. Orientadores: Francisco de Rezende Lopes Fernando Artur Brasil Danziger Rio de Janeiro Março de 2012

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3 Lorenzi, Vinicius Avaliação do desempenho de estacas escavadas com o método l de alargamento de fuste/ Vinícius Lorenzi. Rio de Janeiro: UFRJ/COPPE, XIII, 109 p. Il.; 29,7 cm. Orientadores: Francisco de Rezende Lopes Fernando Artur Brasil Danziger Dissertação (mestrado) UFRJ/ COPPE/ Programa de Engenharia Civil, Referências Bibliográficas: p Métodos numéricos. 2. Prova de carga estática. 3. Capacidade de carga. I. Lopes, Francisco de Rezende et al. II. Universidade Federal do Rio de Janeiro, COPPE, Programa de Engenharia Civil. III. Título. iii

4 Um tolo acautela-se tarde demais, quando todo o perigo é passado. (Rainha Elizabeth I, da Inglaterra) iv

5 Agradecimentos Não apenas agradeço como dedico este momento a toda minha família, especialmente aos meus pais, Gerson e Elisete, que foram e sempre serão minha maior inspiração e grande fonte de educação. Fizeram-me chegar até aqui, apoiando e incentivando e são, sem dúvida alguma, os grandes mentores da minha vida. Agradeço a Fungeo e todos os colaboradores que ajudaram neste projeto, dedicaram seu tempo e paciência para que realizássemos esta pesquisa. Sem a Fungeo nada disso teria acontecido, pelo apoio técnico e principalmente financeiro em todas as etapas. Agradeço ao meu orientador Francisco pela amizade, pelo tempo dedicado e pela paciência. Ao meu orientador Fernando, parceiro e incentivador, pela sua amizade. A ambos, que desde o primeiro instante em que foi lançada a idéia foram apoiadores e incentivadores desta pesquisa, meu muito obrigado. À Gabriela, minha namorada, presença fundamental na minha vida, pelos longos anos de incentivo e carinho, pelos ótimos momentos que passamos juntos, pela confiança que em mim tem depositado e por sua ajuda em diversas etapas deste trabalho. Agradeço a todos os amigos do Rio, que foram meus irmãos nesta cidade, nunca me deixaram na mão, e foram sem dúvida alguma meus grandes parceiros nessa jornada. Agradeço também aos meus amigos de Cascavel, pela parceria de longos anos. Agradeço à AGM Geotecnia, em nome do Eng. Ricardo Marques, pela parceria nesse projeto e principalmente pela amizade. À SEEL, em nome do Dr. Paulo Henrique Vieira Dias, um dos grandes mestres que já tive, a ele agradeço à oportunidade do aprendizado. Aos professores do mestrado da COPPE/UFRJ que me fizeram abrir a mente para as diversas áreas da geotecnia e aos professores da UNIOESTE, que de uma forma ou de outra foram relevantes nesta conquista. À CAPES pelo suporte financeiro através da bolsa de estudos. A todos que, direta ou indiretamente, colaboraram para a conclusão deste trabalho; os meus mais sinceros agradecimentos. Por fim, agradeço a Deus por mais esta vitória! v

6 Resumo da Dissertação apresentada à COPPE/UFRJ como parte dos requisitos necessários para a obtenção do grau de Mestre em Ciências (M.Sc.) AVALIAÇÃO DO DESEMPENHO DE ESTACAS ESCAVADAS COM O MÉTODO DE ALARGAMENTO DE FUSTE Vinicius Lorenzi Março/2012 Orientadores: Francisco de Rezende Lopes Fernando Artur Brasil Danziger Programa: Engenharia Civil As estacas escavadas sem uso de revestimento ou lama têm sido a técnica de fundação predominante na Região Oeste do Paraná - Brasil. O solo predominante na Região, um solo argiloso poroso, oferece suporte adequado a este tipo de fundação. Ocorrem, porém, ocasionalmente, camadas de solo de baixa capacidade de suporte, levando a estacas mais profundas e com diâmetros maiores, o que implica em um alto custo da fundação. A técnica de alargamento de fuste, muito recente no país, se propõe a gerar ganhos de capacidade de carga nas estacas escavadas. Há relatos de ganhos de capacidade de carga na ordem de 40% para estacas com esses alargamentos no Nordeste do Brasil. Por meio de uma ponteira instalada no trado de escavação, podem ser feitos alargamentos localizados em algumas profundidades ao longo do fuste. A distância ideal na qual devem ser feitos esses alargamentos é um dos objetos de estudo desta pesquisa, bem como investigar o ganho real desse método, visando caracterizar sua viabilidade técnica e econômica. vi

7 Abstract of Dissertation presented to COPPE/UFRJ as a partial fulfillment of the requirements for the degree of Master of Science (M.Sc.) EVALUATION OF THE PERFORMANCE OF BORED PILES WITH SHAFT ENLARGEMENT Vinicius Lorenzi March/2012 Advisors: Francisco de Rezende Lopes Fernando Artur Brasil Danziger Department: Civil Engineering Bored piles have been the most common foundation solution in Western Paraná - Brazil. The predominant soil in the region, a porous clayey soil, has provided adequate support for this type of foundation. The low cost of implementation combined with speed of execution are the principal reasons for the choice of this solution. However, there are occurrences of soft soil layers, generating deep piles and/or with large diameter, which reflects in the cost of foundation. The technique of shaft enlargement is considered a recent technique in this country and is believed to generate gains in the load capacity of bored piles. A gain in load capacity of about 40% has been observed in piles with enlargements in Northeast of Brazil. The enlargements are obtained after the pile is bored, with a driving point installed in the drilling auger, which is turned at different depths of the shaft. The optimal distance between enlargements is one of the objectives of this research, as well as the investigation of the real gain in bearing capacity with this method, in order to characterize its technical and economic feasibility. vii

8 ÍNDICE CAPÍTULO 1 - INTRODUÇÃO CONSIDERAÇÕES INICIAIS OBJETIVOS DA PESQUISA ESTRUTURA DA DISSERTAÇÃO... 4 CAPÍTULO 2 - REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ESTACAS ESCAVADAS MÉTODOS PARA PREVISÃO DA CAPACIDADE DE CARGA EM ESTACAS Métodos racionais ou teóricos Resistência de ponta ou base Resistência lateral Métodos semi-empíricos Método Aoki-Velloso (1975) Método Décourt-Quaresma (1978) Método para estacas escavadas de Alonso (1983) ESTIMATIVA DE RECALQUES Métodos baseados na teoria da elasticidade Contribuição de Poulos e Davis Métodos numéricos Método de Aoki e Lopes MÉTODO DOS ELEMENTOS FINITOS Parâmetros geotécnicos para análises Modelo constitutivo de Mohr-Coulomb PROVAS DE CARGA ESTÁTICAS Realização das provas de carga Interpretação da curva carga x recalque Método de Van der Veen (1953) viii

9 Método da norma brasileira NBR Método da interseção das tangentes CAPÍTULO 3 - PROVAS DE CARGA ESTÁTICA EM ESTACAS ESCAVADAS CARACTERISTICAS DA ÁREA ESTUDADA EXECUÇÃO DAS ESTACAS DESCRIÇÃO DAS PROVAS DE CARGA ESTACA EXTRAÍDA CAPÍTULO 4 - MODELAGENS NUMÉRICAS DE ESTACAS Estrutura do PLAXIS Simulações das provas de carga Simulações para melhoramento do método de alargamento CAPÍTULO 5 - RESULTADOS E ANÁLISES ANÁLISE DA ESTACA EXTRAÍDA RESULTADOS DAS PROVAS DE CARGA PREVISÃO DE CAPACIDADE DE CARGA PELOS MÉTODOS SEMI- EMPÍRICOS SIMULAÇÕES COM O PLAXIS CAPÍTULO 6 - CONCLUSÕES E SUGESTÕES CONCLUSÕES SUGESTÕES PARA PESQUISAS FUTURAS REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ANEXO 1 RELATÓRIO DA SONDAGEM SPT ANEXO 2 PROJETO DAS ESTACAS ANEXO 3 TABELAS DAS PROVAS DE CARGA ANEXO 4 PROJETO DA VIGA DE REAÇÃO ix

10 Lista de Figuras Figura 1 Equipamento perfuratriz acoplado ao caminhão (Arquivo Fungeo)... 5 Figura 2 Estaca under-reamed com três alargamentos (Jain et al., 1969)... 7 Figura 3 Mecanismo de ruptura proposto por Sonpal e Thakkar (1977)... 8 Figura 4 Resultados encontrados na cidade de Maceió (Marques, 2006)... 8 Figura 5 Ponteira utilizada no alargamento do fuste (Arquivo AGM Geotecnia)... 9 Figura 6 Estaca com alargamento de fuste, extraída na cidade de Maceió - AL (Arquivo AGM Geotecnia)... 9 Figura 7 Equipamento para alargamento do tipo sanfona (Fonte: GRV AB) Figura 8 Abertura da base da estaca em forma de cone Figura 9 Soluções para ruptura de ponta de estacas: (a) Terzaghi (1943); (b) Meyerhof (1951); (c) Berezantzev et al. (1961); (d) Vésic (1972) (Fonte: Velloso e Lopes, 2010) Figura 10 Esquema de resistência de uma estaca Figura 11 - Análise pelo MEF das estacas sem e com alargamento de fuste Figura 12 Possíveis superfícies de ruptura da estaca a serem analisadas com o PLAXIS Figura 13 Relação tensão x deformação para o modelo de Mohr-Coulomb Figura 14 - Comparação dos tempos de execução do ensaio (Fellenius, 1975) Figura 15 Sistema de prova de carga Figura 16 - Detalhe do esquema de medição e conjunto macaco-bomba Figura 17 Resultados de provas de Carga em escalas diferentes (Van der Veen, 1953) Figura 18 Curva Carga x Deslocamento segundo NBR Figura 19 Curva Carga x Recalque segundo método da interseção das tangentes Figura 20 Amostras de solo recolhidas durante a sondagem SPT Figura 21 detalhe do solo no barrilete Figura 22 Equipamento utilizado para execução das estacas Figura 23 - Ponteira instalada no trado de perfuração Figura 24 Posicionamento do trado com a ponteira no fuste já perfurado Figura 25 Concretagem das estacas com posicionamento dos tirantes do sistema de reação Figura 26 Prova de carga estática x

11 Figura 27 Detalhe prova de carga Figura 28 Controle de deslocamentos da vida de reação Figura 29 Vista geral do local de realização dos ensaios Figura 30 Processo de extração da estaca Figura 31 Inspeção da estaca dentro do poço Figura 32 Guincho para extração da estaca Figura 33 Estaca extraída para inspeção Figura 34 Entrada de Dados (Input) Figura 35 Elementos triangulares em um problema do tipo axissimétrico Figura 36 - Pontos de tensão e posição dos nós Figura 37 Tela do programa no modo de cálculo Figura 38 Geometria do problema e malha de Elementos Finitos triangulares quadráticos (15 nós) Figura 39 Malha de elementos (a) estaca lisa, (b) estaca alargada Figura 40 Simulação com 4 alargamentos Figura 41 (a) Alargamento maior (b) Alargamento normal Figura 42 Simulação com camada intermediária de solo Figura 43 Medição comprimento entre alargamentos Figura 44 Vista da protuberância dos alargamentos Figura 45 Gráfico PCE E1 Estaca Alargada Figura 46 Gráfico PCE E2 Estaca Lisa Figura 47 - Gráfico PCE E3 Estaca Lisa Figura 48 - Gráfico PCE E4 Estaca Alargada Figura 49 Gráfico PCE E3 e PCE E Figura 50 Gráfico carga (Q) x Profundidade (Z) E1 (Dados SPT) Figura 51 - Gráfico carga (Q) x Profundidade (Z) E2 (Dados SPT) Figura 52 - Gráfico carga (Q) x Profundidade (Z) E3 (Dados SPT) Figura 53 - Gráfico carga (Q) x Profundidade (Z) E4 (Dados SPT) Figura 54 Gráfico PCE E3 e PLAXIS Figura 55 Gráfico PCE E4 e PLAXIS Figura 56 Gráfico PLAXIS E3 x PLAXIS E Figura 57 Gráfico E3 x E4 em PCEs e PLAXIS Figura 58 - Deslocamentos verticais E4 - PLAXIS Figura 59 - Deslocamentos verticais E3 - PLAXIS xi

12 Figura 60 Gráfico comparativo Estaca lisa e com 2, 3, 4 e 5 alargamentos Dados PLAXIS Figura 61 - Gráfico comparativo entre 4 e 5 alargamentos Dados PLAXIS Figura 62 Gráfico comparativo em camada intermediária de solo Dados PLAXIS. 79 Figura 63 - Gráfico comparativo com alargamento maior Dados PLAXIS Figura 64 Gráfico com todas as simulações realizadas dados PLAXIS Figura 65 Superfície de ruptura inferida a partir das deformações cisalhantes para (a) estaca lisa e (b) estaca com 3 alargamentos Figura 66 - Superfície de ruptura inferida a partir das deformações cisalhantes para (a) estaca com 2 alargamentos e (b) estaca com 4 alargamentos xii

13 Lista de Tabelas Tabela 1 Fatores de Capacidade de carga propostos por Bowles (1968) Tabela 2 Fatores F 1 e F Tabela 3 Fatores K e α Tabela 4 Coeficiente C (Décourt e Quaresma, 1978) Tabela 5 Valores de atrito médio (Décourt e Quaresma, 1978) Tabela 6 Coeficientes α e β (Décourt e Quaresma, 1978) Tabela 7 Avaliação dos parâmetros de solos em função do estudo de compacidade (Bowles, 1988) Tabela 8 Peso especifico de solos argilosos (Godoy, 1972) Tabela 9 Coeficiente α (Teixeira e Godoy, 1996) Tabela 10 Coeficiente K (Teixeira e Godoy, 1996) Tabela 11 Coeficiente de Poisson (Teixeira e Godoy, 1996) Tabela 12 Parâmetros geotécnicos adotados Tabela 13 Dados das estacas executadas Tabela 14 Carga de ruptura nas PCEs segundo NBR Tabela 15 Cargas máximas atingidas nas PCEs e os recalques das estacas Tabela 16 Capacidade de carga E Tabela 17 Capacidade de carga E Tabela 18 Capacidade de carga E Tabela 19 Capacidade de carga E Tabela 20 Capacidade de carga de uma estaca lisa em camada intermediária Tabela 21 - Capacidade de carga de uma estaca alargada em camada intermediária Tabela 22 Comparativo entre PCEs e métodos de capacidade de carga Tabela 23 Comparativo entre PCEs, método Décourt-Quaresma e resultados PLAXIS Tabela 24 Relação entre as PCEs e as cargas de ruptura obtidas pelos métodos de cálculo e pelo PLAXIS Tabela 25 - Parcelas de capacidade de carga e ganho de capacidade em relação a estaca lisa Tabela 26 Cargas de ruptura para estaca em camada intermediária xiii

14 CAPÍTULO 1 - INTRODUÇÃO CONSIDERAÇÕES INICIAIS Um dos principais aspectos do projeto de fundações em estacas é a previsão de sua capacidade de carga. A avaliação da capacidade de carga de estacas pode ser feita através de métodos chamados de teóricos e por semi-empíricos, sendo o último tipo amplamente utilizado na prática de fundações no Brasil. Os métodos semi-empíricos utilizados no Brasil baseiam-se em ensaios in situ de penetração (CPT e SPT). O ensaio SPT (Standard Penetration Test) é o método de investigação de solos mais usado no Brasil; como resultados, obtêm-se, além da classificação do solo, um índice de consistência/compacidade do solo (N SPT ) ao longo da profundidade ensaiada. Além da previsão feita na fase de projeto, a capacidade de carga deve ser verificada na obra através de provas de carga. A atual versão da norma brasileira prevê que obras com mais de 100 de estacas tenham uma prova de carga a cada 100 estacas ou fração. A ocorrência de camadas de solo com baixos valores de N SPT tem sido um problema encontrado nas primeiras camadas dos solos brasileiros. Essa baixa capacidade de suporte do solo gera fundações com profundidades elevadas, aumentando os custos das obras. O que ocorre na prática é que as camadas com valores de resistência muito baixos são praticamente desprezadas, buscando-se, para efeito de fundação, camadas de solo com maiores resistências. Pode ser dito que um bom projeto de fundação é aquele que atende aos pré-requisitos de segurança à ruptura e de recalques aceitáveis, aliados a um baixo custo e prazo de execução. Observam-se duas tendências nas obras de fundação, a primeira é aquela em que o cliente deseja uma fundação mais econômica possível, independente do tempo necessário à execução desta. Já a segunda, é aquela com prazos reduzidos, onde quanto menor o tempo total de execução das fundações, melhor é para o cliente. Neste cenário, as estacas do tipo escavadas com trado mecanizado têm sido a técnica de fundação mais utilizada na Região Oeste do Paraná, e em todo Brasil. Seu baixo custo de execução, comparada a outras técnicas, tem sido fator determinante para sua escolha 1

15 em diversos tipos de obras civis. Além disso, por se tratar de equipamentos mecanizados, confere agilidade à obra de fundação. Seu uso é restrito às profundidades acima do nível do lençol freático; abaixo deste, a escavação do fuste e a base da estaca ficam comprometidas. A Região Oeste do Paraná tem tido crescimento considerável nos últimos anos e o aumento de construções tem seguido este ritmo. Este crescimento gera confiança na população, que tende a investir cada vez mais em construções como forma de investimento pessoal. Tudo isso tem levado a construção de inúmeras residências, lojas comerciais, galpões industriais, etc. que têm cargas de pilares relativamente baixas. São nestas obras que há a tendência da execução de fundações em estacas escavadas. Há hoje, no mercado paranaense, empresas de fundação que executam estacas escavadas com diâmetros que variam de 0,25 m até 1,80 m e profundidades máximas de 50 m, sendo que os equipamentos podem ser acoplados em retro-escavadeiras, pequenas esteiras, caminhões (mais comum) e escavadeiras de grande porte. O presente trabalho procura, para estacas escavadas, encontrar uma solução viável para melhorar o aproveitamento das camadas com baixa capacidade de suporte, através do método de alargamento localizado de fuste. Este método, também chamado de escavação com anéis (ou ainda de estacas escavada com bulbos ) consiste em aumentar o diâmetro do fuste da estaca, em determinadas profundidades, logo após a escavação da mesma. A viabilidade do projeto será feita comparando custos e tempo de execução, para executar uma estaca com alargamento e outra sem alargamento. Variantes como consumo de concreto, tempo de equipamento e funcionários, também serão levadas em conta. Basicamente, o processo de execução da estaca com bulbos é o mesmo de uma estaca com trado mecanizado, sendo que ao término da perfuração da estaca acrescenta-se uma ponteira no trado de perfuração para que, a cada determinada profundidade do fuste, ocorra um alargamento do mesmo. Pesquisas anteriores na argila da cidade de Maceió obtiveram valores de acréscimo de capacidade de carga da ordem de 40% em decorrência da execução do método de alargamento de fuste, utilizando o mesmo processo que será analisado na pesquisa a seguir. 2

16 Pretende-se fundamentar uma nova solução na engenharia de fundações para as diversas peculiaridades encontradas no dia-a-dia. Isto pode ser ilustrado sob algumas perspectivas: podem ocorrer algumas divergências entre projeto e o momento da execução, por exemplo, alteração do nível d água; ocorrência de camadas impenetráveis dadas por presença de blocos de rocha ou matacões; etc. É comum a alteração de diâmetros de perfuração na ocorrência destes, porém, nem sempre isto é possível. Assim, esta pesquisa propõe solucionar este tipo de ocorrência através das estacas alargadas no fuste, que podem aumentar sua capacidade de carga sem alteração de diâmetros OBJETIVOS DA PESQUISA O objetivo geral desta pesquisa foi analisar estacas escavadas com trado mecanizado com a utilização do método de alargamento localizado de fuste através de provas de carga estática e de métodos numéricos. Dessa forma, pretendeu-se criar uma perspectiva de ganhos de capacidade de carga em estacas, com tal metodologia executiva, nos solos argilosos da Região Oeste do Paraná. São objetivos específicos: Avaliar a possibilidade de aumento de capacidade de suporte de solos com baixo N SPT ; Executar e analisar provas de carga estática em estacas escavadas com trado mecanizado, com e sem alargamento localizado de fuste; Determinar a porcentagem de ganho de capacidade de carga em estacas escavadas através de provas de carga estáticas e do Método dos Elementos Finitos (MEF); Verificar as capacidades de carga encontradas em campo com os métodos de cálculo utilizados nos projetos de fundação; Verificar a distância, em profundidade, considerada ótima para os alargamentos; Comparar os custos de estacas escavadas com a execução do método, melhorando a capacidade de cargas de estacas escavadas sem aumento de custo, indicando, assim, sua viabilidade; Comparar os resultados encontrados com aqueles de outras regiões do país. 3

17 1.3 - ESTRUTURA DA DISSERTAÇÃO A dissertação foi dividida em seis capítulos. O Capítulo 1 destaca as motivações que levaram a essa pesquisa. São apresentados os objetivos propostos, além de uma breve descrição sobre a estrutura do trabalho. O Capítulo 2 contém uma revisão bibliográfica abordando os assuntos de maior interesse da pesquisa. Foram atingidos temas relativos às estacas escavadas com alargamentos, aos métodos de estimativa de capacidade de carga e de recalques, sobre provas de carga e análise dos seus resultados, além do Método dos Elementos Finitos (MEF). O Capítulo 3 detalha as provas de carga estáticas realizadas. É feita uma caracterização do solo onde foram realizados os ensaios, apresenta-se o método de execução de estacas com alargamentos de fuste, descrevem-se as provas de carga e por fim, é mostrada a extração de uma das estacas com alargamento de fuste. O Capítulo 4 aborda as modelagens numéricas realizadas com o PLAXIS 2D. São demonstradas as formas como foram trabalhadas as modelagens e as simulações realizadas. A ferramenta computacional é apresentada para melhor entendimento da forma como se simulou as estacas. É feita a modelagem das estacas com e sem alargamentos, além das simulações para melhoramento do método. No Capítulo 5 são apresentados e analisados os resultados das provas de carga através de gráficos carga x recalque, e mostram-se os resultados de métodos semi-empíricos e as modelagens numéricas com o PLAXIS. As conclusões e considerações finais são feitas no Capítulo 6, bem como as sugestões para pesquisas futuras. 4

18 CAPÍTULO 2 - REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ESTACAS ESCAVADAS A execução de estacas escavadas na Região Oeste do Paraná é certamente a técnica de fundação mais utilizada para os mais diversos tipos de construção. Sua utilização vai desde pequenas residências que se utilizam de estacas escavadas manuais, até grandes edificações, que fazem uso de estacas com trado helicoidal mecanizado que podem ultrapassar diâmetros de 1,80 m e profundidades superiores a 50 metros (Figura 1). As estacas são executadas com (i) escavação com trado helicoidal mecânico, (ii) colocação da armadura (se esta existir) e (iii) concretagem da estaca. Figura 1 Equipamento perfuratriz acoplado ao caminhão (Arquivo Fungeo) De acordo com Nienov (2006), as principais vantagens dessa solução são a mobilidade e a produção desse equipamento, que permite escavações próximas a edificações vizinhas sem provocar vibrações, além da possibilidade de amostragem do solo. As limitações da sua adoção estão relacionadas com a resistência do solo, ou seja, são utilizadas em solos com boa resistência para que a escavação permaneça estável durante a colocação da armadura e a concretagem, sendo que as estacas devem ser utilizadas acima do nível d água (NA) para que não ocorra desmoronamento das paredes do fuste. Além do uso das estacas como base de sustentação de pilares, as estacas escavadas tem sido solução importante nas estruturas de contenção. O uso de cortinas de estacas tem 5

19 custos reduzidos quando comparados a estacas-prancha metálicas ou paredes diafragma. O uso desse tipo de solução vai desde pequenos cortes (2 a 3 metros) à até mesmo cortes com 10 metros, sendo que o uso de tirantes e vigas de coroamento nesse último caso é necessário. Militisky (1988) relaciona alguns fatores que devem ser observados no uso de estacas escavadas: Verticalidade da escavação; Comprimento e diâmetros reais; Limpeza do furo de escavação; Possíveis desmoronamentos do fuste durante a escavação; Tempo decorrido entre o fim da escavação e a concretagem; Irregularidades na concretagem; Volume de concreto utilizado; Horário de início e fim de cada etapa de concretagem. ESTACAS ESCAVADAS COM ALARGAMENTO DE FUSTE A metodologia de execução de estacas escavadas com alargamento de fuste vem sendo adotada no Brasil desde meados dos anos 80 pela empresa AGM Geotecnia de Maceió AL. A empresa iniciou este processo de execução visando reduzir custos com as atuais soluções empregadas no mercado da região. Inicialmente foram executados bulbos através de circulação de lama estabilizadora em estacas raiz. Alguns anos depois foi introduzida a técnica de alargamento de fuste em estacas escavadas. Marques (2006) cita Jain et al. (1969) mostrando que as primeiras estacas alargadas ou com múltiplas bases ( under-reamed ) surgiram na Índia em 1955 (Figura 2). Tratavase de estacas de pequenos comprimentos, 3 a 4 m, executadas manualmente a seco, com trado helicoidal ou tipo concha, com diâmetro de fuste variável entre 25 a 30 cm. Inicialmente as estacas under-reamed foram usadas na Índia para conter esforços de expansão e retração que ocorriam nas fundações apoiadas numa camada superficial de argila expansiva, com espessura de 2,5 m. Estudos sobre essas estacas indicaram que o espaçamento ótimo entre alargamentos deve situar-se entre 1,5 a 2,5 vezes o diâmetro dos bulbos. 6

20 Figura 2 Estaca under-reamed com três alargamentos (Jain et al., 1969) Alguns outros autores estudaram as estacas under-reamed a fim de analisar os efeitos do diâmetro do fuste, do bulbo e do espaçamento entre bulbos, na capacidade de carga, além de localizar suas respectivas superfícies de ruptura. Marques (2006) cita Sonpal e Thakkar (1977) que concluíram que a ruptura lateral e da base ocorrem simultaneamente, e que a ruptura lateral se desenvolve ao longo de uma superfície cilíndrica de diâmetro igual ao espaçamento entre os bulbos (Figura 3), afirma ainda que, neste tipo de estacas, o diâmetro do fuste é desprezado, e apenas o diâmetro do alargamento é utilizado no cálculo. Ressalta, ainda, que o recalque é bastante reduzido quando o número de bulbos aumenta. No Brasil, a empresa AGM Geotecnia tem obtido resultados significantes nas provas de carga das estacas com alargamento, (como pode ser observado na Figura 4), mostrando a variação de capacidade de carga que tem sido encontrada na região para estacas com e sem alargamento. 7

21 RECALQUE (mm) Figura 3 Mecanismo de ruptura proposto por Sonpal e Thakkar (1977) Provas de Carga - Campo Experimental CARGA (t) Estaca Lisa Estaca Alargada Figura 4 Resultados encontrados na cidade de Maceió (Marques, 2006) A ponteira que vem sendo utilizada na cidade de Maceió, que faz o alargamento do fuste, é uma peça de metal, conforme ilustrada na Figura 5. O alargamento é feito em rotação igual àquela na qual foi perfurada a estaca. A limpeza final da estaca é feita em rotação contrária para que não ocorra entupimento dos anéis. 8

22 Figura 5 Ponteira utilizada no alargamento do fuste (Arquivo AGM Geotecnia) A Figura 6 detalha a geometria final da estaca com alargamento de fuste, que foi extraída na cidade de Maceió - AL. Figura 6 Estaca com alargamento de fuste, extraída na cidade de Maceió - AL (Arquivo AGM Geotecnia) Existem ainda outras técnicas de alargamento de fuste, uma delas baseia-se em equipamentos do tipo sanfona, que na sua posição fechada se encaixa dentro do fuste e abre o alargador através de um comando (Figura 7). 9

23 Figura 7 Equipamento para alargamento do tipo sanfona (Fonte: GRV AB) A vantagem deste tipo de equipamento é que o acionamento é automático. É mais usado, entretanto, nas bases das estacas do que propriamente nos fustes. No Brasil é um equipamento bastante utilizado quando se têm boas resistências nas bases das estacas e se deseja aumentar a capacidade de carga criando uma base alargada. Este tipo de equipamento pode fazer aberturas de três a quatro vezes o diâmetro do fuste. A desvantagem é que o equipamento é mais caro do que a ponteira utilizada nesta pesquisa, além de aumentar o volume de concreto das estacas, pois a abertura realizada forma um elemento cônico (Figura 8) que consome muito mais concreto do que a ponteira, que faz apenas um alargamento localizado no fuste. De acordo com a empresa Fungeo, que possui o equipamento do tipo sanfona, o tempo necessário para execução da base alargada é relativamente igual ao tempo que seria necessário para erguer o trado até a superfície e posicionar a ponteira de alargamento. Assim, o tempo não seria uma variável favorável a este tipo de método de alargamento de estacas. Foram feitos diversos testes com peças metálicas até que se obtivesse uma ponteira satisfatória, que executasse um correto alargamento, aliado a um menor trabalho do equipamento perfuratriz. No Capítulo 3 será apresentada a peça, bem como o equipamento perfuratriz. 10

24 Figura 8 Abertura da base da estaca em forma de cone MÉTODOS PARA PREVISÃO DA CAPACIDADE DE CARGA EM ESTACAS A carga admissível de um estaqueamento (grupo de elementos isolados de fundação em estacas) é fixada por cada profissional que se julgue especialista neste tipo de fundação. O valor numérico por ele fixado decorre de sua experiência pessoal com aquele tipo específico de fundação naquela formação geológica, quando executado com o equipamento daquela firma especializada. Neste contexto fundação é uma arte e as decisões de engenharia dependerão da sensibilidade e experiência do artista. Neste caso, entende-se por experiência profissional o ato de ter projetado um estaqueamento para um determinado valor de carga admissível e ter tomado conhecimento posterior do seu comportamento sob ação deste tipo de carga em prova de carga estática. Se o comportamento foi satisfatório há tendência em se consolidar o valor adotado e até de aumentá-lo à medida que a experiência se acumula sempre com bons resultados. Se o comportamento foi deficiente a tendência é contrária. A experiência confere uma medida à confiabilidade de um determinado tipo de fundação e é um fator subjetivo. (Prof. Nelson Aoki, 2000). A capacidade de carga na ruptura de um elemento de fundação é aquela que, quando aplicada ao mesmo, provoca o colapso ou o escoamento do solo que lhe dá suporte ou do próprio elemento. Assim, a capacidade de carga de uma estaca é obtida pelo menor dos dois valores: 11

25 Resistência estrutural do material que compõe o elemento de fundação; Resistência do solo que dá suporte ao elemento. Como geralmente o solo é o elo mais fraco desse binômio, pode-se entender porque um mesmo elemento estrutural de fundação, instalado em diferentes profundidades de um mesmo solo, apresentará diferentes capacidades de carga, e consequentemente, diferentes cargas admissíveis (Alonso, 2011). A sondagem à percussão (com realização do SPT) é a investigação geotécnica mais difundida e realizada em nosso país (Velloso e Lopes, 2010). Em decorrência disso, o uso das metodologias de cálculo de capacidade de carga de estacas que utilizam os resultados deste ensaio é comum entre engenheiros de fundação. Além destes métodos (ditos semi-empíricos), existem os métodos racionais ou teóricos para o cálculo das capacidades de ponta e capacidade lateral de fundações. Diversos métodos semi-empíricos para capacidade de carga foram propostos no Brasil ao longo dos anos para o cálculo de fundações: Aoki-Velloso (1975), Décourt- Quaresma (1978), Velloso (1981), Alonso (1983), Vorcaro-Velloso (2000), entre outros. A seguir será feita uma breve revisão dos métodos de cálculo mais utilizados Métodos racionais ou teóricos Segundo Velloso e Lopes (2010), as primeiras fórmulas teóricas datam do início do século XX e foram instituídas por Verendeel, Bénabenq, etc. Será visto a seguir as soluções de resistência de ponta e resistência lateral de estacas. As soluções são apresentadas com diferentes mecanismos de ruptura Resistência de ponta ou base Existem diversas teorias clássicas para determinar a capacidade de carga de estacas, dentre estas, destacam-se quatro das mais importantes na Figura 9. 12

26 Figura 9 Soluções para ruptura de ponta de estacas: (a) Terzaghi (1943); (b) Meyerhof (1951); (c) Berezantzev et al. (1961); (d) Vésic (1972) (Fonte: Velloso e Lopes, 2010) Dentre estas, a solução de Terzaghi (1943) é a que apresenta resultados mais conservadores (mais seguros), enquanto Meyerhof (1951) é a que indica valores maiores (menos segura). Já as soluções de Berezantzev (1961) e Vésic (1972) são as que mais se aproximam de resultados reais. A solução de Terzaghi é uma das mais utilizadas e por isso será aqui resumida. Solução de Terzaghi (1943) A solução de Terzaghi (1943) foi desenvolvida para previsão das cargas limites de fundações diretas, com base corrida e circular, para ruptura generalizada (embutidas em solo compacto ou rijo). Esta solução considera que apenas há deslocamento de solo na região abaixo da estaca e que os deslocamentos ao longo do fuste produzem tensões desprezíveis ao longo da estaca. Assim, podem ser calculadas as capacidades de carga na ponta com: a) para base circular (1) a) para base quadrada (2) 13

27 onde: c = Coesão do solo na base da fundação; γ = Peso específico natural do solo; L = Profundidade da fundação; D = Diâmetro da fundação; N c, N q, N γ = Fatores de capacidade suporte, função do ângulo de atrito interno do solo (Ø) com: (3) (4) No caso de ruptura local, adotam-se valores reduzidos para o ângulo de atrito interno e coesão: (5) (6) (7) Skempton (1951) sugere que em argilas homogêneas na condição não drenada (Ø = 0), a resistência de ponta seja considerada praticamente constante para valores de L/D acima de 4, podendo ser admitida igual a 9Su, independente das dimensões da estaca. A Tabela 1 mostra os valores propostos por Bowles (1968) para valores dos fatores de capacidade de carga N c, N q e N γ, para o caso de ruptura geral e N c, N q e N γ para o caso de ruptura localizada. 14

28 Tabela 1 Fatores de Capacidade de carga propostos por Bowles (1968) Resistência lateral A segunda parcela de capacidade de carga da estaca é a resistência lateral. A determinação do atrito lateral é, em geral, análoga ao usado para analisar a resistência ao deslizamento de um sólido em contato com o solo. Seu valor, usualmente, é considerado como a soma de duas parcelas: a aderência entre estaca e solo e o atrito decorrente da tensão horizontal na superfície lateral da estaca na ruptura: (8) onde a é a aderência entre estaca e solo, é a tensão horizontal contra a superfície lateral da estaca e é o ângulo de atrito entre a estaca e o solo. Tem-se, ainda, as relações para areias e argilas: Areias (9) Argilas (condição não drenada) (10) Para o coeficiente α utilizam-se os ábacos propostos por Tomlinson (1957, 1994) que apresentam curvas que levam em conta a consistência da argila através do. 15

29 2.2.2 Métodos semi-empíricos Serão apresentados os principais métodos de cálculo da capacidade de carga que fazem uso de correlações com os resultados das sondagens SPT Método Aoki-Velloso (1975) De acordo com o método, a capacidade de carga da estaca pode ser escrita relacionando a resistência de ponta (r p ) e a resistência lateral da estaca (r l ), como pode ser observado na Figura 10: Figura 10 Esquema de resistência de uma estaca Considera-se que o fuste atravessa n camadas distintas de solo, assim as parcelas de resistências de ponta e lateral, que compõem a capacidade de carga R são dadas por: (11) (12) onde: r l = Tensão média de atrito lateral na camada de espessura Δl; U = Perímetro da seção transversal do fuste; r p = Capacidade de carga do solo na cota de apoio do elemento estrutural de fundação; 16

30 A p = Área da seção transversal da ponta. Têm-se ainda: (13) (14) Os fatores F 1 e F 2 são fatores de correção das resistências de ponta e lateral. Na Tabela 2 são apresentados os valores originalmente propostos por Aoki e Velloso (1975), e as contribuições posteriores de Laprovitera (1988) e Benegas (1993), e de Monteiro (1993). Tabela 2 Fatores F 1 e F 2 Aoki e Velloso (1975) Laprovitera (1988) e Benegas (1993) Monteiro (1993) Tipo de Estaca F 1 F 2 F 1 F 2 F 1 F 2 Franki de fuste apiloado 2,30 3,00 Franki de fuste vibrado 2,50 5,00 2,50 3,00 2,30 3,20 Metálica 1,75 3,50 2,40 3,40 1,70 5,00 3,50 Pré-moldada de concreto 1,75 3,50 2,00 3,50 1,20 2,30 Escavada 3,00 6,00 4,50 4, Escavada com lama bentonítica 3,50 4,50 Strauss 3,50 7,00 4,50 4,50 4,20 3,90 Raiz ,20 2,40 Hélice contínua ,00 3,80 Os valores de k e α dependem do tipo de solo. Os valores desses fatores são relacionados na Tabela 3, que também foram propostos originalmente por Aoki e Velloso (1975), com contribuições posteriores de Laprovitera (1988) e Benegas (1993) e por Monteiro (1997). Os termos de N p e N l são o índice de resistência a penetração N (obtido no ensaio SPT) na cota de ponta da fundação e o índice de resistência a penetração médio da camada de solo de espessura Δl, respectivamente. 17

31 Tabela 3 Fatores K e α Dessa forma, têm-se a capacidade de carga total da estaca dada por: (15) Quando a ponta da estaca se situa entre as cotas de determinação de dois valores do índice de resistência a penetração do SPT, procede-se o cálculo dos dois correspondentes valores de capacidade de carga, e em seguida, faz-se uma interpolação linear para determinar o valor de R desse elemento de fundação (Aoki e Alonso, 1986) Método Décourt-Quaresma (1978) Este é um método expedito de estimativa da capacidade de carga na ruptura baseada exclusivamente em resultados do ensaio SPT. Inicialmente destinado a estacas prémoldada de concreto, foi posteriormente estendido para outros tipos de estaca, como estacas escavadas em geral, hélice contínua e injetadas. Na segunda versão, Décourt e Quaresma (1982) procuraram aperfeiçoar o método na estimativa de carga lateral (Lobo, 2005). 18

32 Resistência de ponta A resistência de ponta é dada pela expressão: O coeficiente C é função do tipo de solo, que relaciona a resistência de ponta com o valor N p, os valores deste coeficiente estão demonstrados na Tabela 4. O valor de N p corresponde à média de três valores de N SPT : o do nível da ponta da estaca, o imediatamente abaixo e o imediatamente acima desta. Tabela 4 Coeficiente C (Décourt e Quaresma, 1978) Tipo de Solo C (tf/m²) Argilas 12 Siltes argilosos (alteração de rocha) 20 Siltes arenosos (alteração de rocha) 25 Areias 40 (16) Atrito Lateral Consideram-se os valores de N ao longo do fuste, sem levar em conta aqueles utilizados para a estimativa de resistência de ponta. Tira-se a média e na Tabela 5, obtém-se o atrito lateral médio ao longo do fuste (em tf/m²). Nenhuma distinção é feita quanto ao tipo de solo (Velloso e Lopes, 2010). Calcula-se assim a capacidade de carga lateral: (17) Tabela 5 Valores de atrito médio (Décourt e Quaresma, 1978) N (médio ao longo do fuste) Atrito lateral (tf/m²) >

33 O método ainda introduz fatores α e β nas parcelas de resistência de ponta e resistência lateral, que são, respectivamente, função dos diferentes tipos de estaca e do tipo de solo. Estes fatores são apresentados na Tabela 6. Tipo de Solo Argilas Solos Intermediários Areias Tabela 6 Coeficientes α e β (Décourt e Quaresma, 1978) Escavadas em geral Escavada (Bentonita) Tipo de Estaca Hélice Contínua Estaca Raiz Injetada sob altas pressões α 0,85 0,85 0,30 0,85 1,00 β 0,80 0,90 1,00 1,50 3,00 α 0,60 0,60 0,30 0,60 1,00 β 0,65 0,75 1,00 1,50 3,00 α 0,50 0,50 0,30 0,50 1,00 β 0,50 0,50 1,00 1,50 3,00 As capacidades de carga últimas são dadas por: (18) (19) lembrando que: (20) Dessa forma, têm-se a capacidade de carga total da estaca dada por: (21) Com relação aos fatores de segurança, há a sugestão do método em considerar diferentes coeficientes de segurança para o atrito lateral e para a ponta. A NBR 6122/2010 indica o fator global de segurança igual a 2,0. O método propõe fator de segurança de ponta igual a 4,0 e para o atrito lateral igual a 1,3. Assim têm-se: (22) 20

34 Método para estacas escavadas de Alonso (1983) Alonso (1983) sugere um método expedito para a determinação da transferência de carga ao longo do fuste de estacas escavadas. Na conclusão do trabalho, apresenta um critério simples para estimar o comprimento de estacas escavadas. Sendo U o perímetro da estaca, os valores de N no ensaio SPT são determinados de metro em metro e sendo r l,ult a parcela de resistência lateral da estaca, tem-se (Velloso e Lopes, 2010): (23) onde o somatório é realizado ao longo do fuste da estaca, Para Ɛ, o valor mais provável é ESTIMATIVA DE RECALQUES Grande número de danos em obras é devido a recalques. Entende-se por recalque o movimento vertical que afeta a estrutura, tendo por causa o terreno. Sabendo que toda a estrutura tem peso e sobrecargas, o solo recebe estas cargas e sofre deformações; não há como evitar os deslocamentos dos apoios. O recalque pode ser tão pequeno que não causa danos à estrutura. É necessário, então, definir o recalque admissível, que não cause problemas ao desempenho da estrutura (Gusmão Filho, 2006). De acordo com Cintra e Aoki (2010), para estimativas de recalques, considera-se que a aplicação de cargas na estaca provocará dois tipos de deformações: O encurtamento elástico da própria estaca como peça estrutural submetida à compressão, o que equivale a um recalque de igual magnitude da cabeça da estaca ( e ), mantida imóvel sua base; As deformações verticais de compressão dos estratos de solo subjacentes à base da estaca, até o indeslocável, o que resulta um recalque ( s) da base. Dessa forma, considerados os dois efeitos, a cabeça da estaca sofre um recalque ( ) para baixo dado pela equação 24: = e + s (24) 21

35 Existem diversos métodos de previsão de recalques. Velloso e Lopes (2010) classificam os métodos de previsão de recalques: Métodos baseados na teoria da elasticidade; Métodos numéricos (inclusive baseados em funções de transferência de carga); Métodos semi-empíricos. Os métodos computacionais têm tido boa aceitação entre projetistas de fundações, com resultados bastante coerentes. A seguir serão apresentadas as principais soluções para os dois métodos descritos acima Métodos baseados na teoria da elasticidade Contribuição de Poulos e Davis A contribuição de Poulos e Davis emprega a solução de Mindlin (1936) para calcular a ação da estaca sobre o solo. Fazendo uso de ábacos, essa solução é facilmente programada computacionalmente. Velloso e Lopes (2010) descrevem a metodologia empregada da seguinte forma: A estaca é dividida em um número de elementos uniformemente carregados e a solução é obtida impondo compatibilidade entre os deslocamentos da estaca e os deslocamentos do solo adjacente para cada elemento da estaca. Os deslocamentos são obtidos considerando-se a compressibilidade da estaca sob carga axial e os deslocamentos do solo são obtidos através da equação de Mindlin. A fórmula geral para cálculo de recalques é dada por: (25) onde: Q = Carga aplicada I = Fator de influência (razão entre diâmetro da base da estaca e o diâmetro da estaca) E = Módulo de elasticidade B = Diâmetro da estaca 22

36 Métodos numéricos Método de Aoki e Lopes O método de Aoki e Lopes (1975) é um método vantajoso para recalques de grupo de estacas, pois fornece o recalque e as tensões transmitidas por uma estaca ou um conjunto de estacas. Neste método as cargas transmitidas ao solo pela estaca são substituídas por cargas pontuais. Dessa forma, em cada ponto em estudo, considera-se a superfície carregada da estaca em trechos aos quais correspondem cargas concentradas. É feita então a integração numérica das cargas para obtenção do recalque. Os efeitos dessas cargas (recalques e tensões) são calculados com as equações de Mindlin. Toda essa operação é programada e executada através de programas computacionais MÉTODO DOS ELEMENTOS FINITOS De acordo com Pérez More (2003), o Método dos Elementos Finitos é atualmente a ferramenta numérica mais versátil para análise de problemas geotécnicos. Este método permite modelar de forma realista o comportamento mecânico da superestrutura, fundações e do solo, preservando a geometria da estrutura, superfície do terreno e estratos de solo, além de possibilitar a ocorrência de deslocamentos relativos entre os diferentes componentes do sistema, com condições de contorno complexas, carregamentos estáticos ou dinâmicos. Freitas (2010) complementa citando que o Método dos Elementos Finitos é uma das ferramentas numéricas mais utilizadas na prática atual, pois possui alta capacidade de simular diversas condições de contorno, incorporando diferentes etapas e modelos construtivos diversos. O Método dos Elementos Finitos é usado na análise de modelos matemáticos de problemas físicos em meios contínuos. Essa modelagem é normalmente feita através de equações diferenciais ou integrais com suas respectivas condições de contorno. Dessa forma é possível simplificar dizendo que esse método consiste da divisão do domínio de integração em um número finito de pequenas regiões denominadas de Elementos Finitos, transformando o que antes era contínuo, em discreto. 23

37 A resolução de um problema pelo Método dos Elementos Finitos envolve os seguintes procedimentos, citados por Freitas (2010) conforme Meneses (2007): Discretização do domínio: subdivisão do domínio em zonas, designadas por Elementos Finitos, que se ligam entre si através dos nós localizados nas suas fronteiras; Seleção das funções de interpolação, que definem aproximadamente o campo dos deslocamentos no interior do elemento finito, em função do comportamento dos seus nós. Estas funções podem ser polinomiais, trigonométricas ou de outro tipo; Obtenção das matrizes de rigidez dos elementos com recurso ao princípio dos trabalhos virtuais ou ao principio da energia potencial mínima; Construção da matriz de rigidez global e do vetor de solicitação global tendo em vista a contribuição de cada elemento finito; Resolução do sistema de equações, levando em conta as condições de fronteira, com a finalidade de obter os deslocamentos nodais incógnitos e as reações de apoio em nós de deslocamento prescrito; Determinação, a partir das funções de aproximação, dos deslocamentos no interior dos elementos e, posteriormente, das deformações e tensões. Ribeiro (2004) divide em duas etapas a resolução de um problema numérico, a primeira etapa no processo de modelagem computacional de um fenômeno físico, consiste na identificação dos fatores que influenciam de maneira relevante o problema. Isto implica na escolha adequada dos princípios físicos e das variáveis dependentes e independentes que descrevem o problema, resultando em um modelo matemático constituído por um conjunto de equações diferenciais. A segunda etapa do processo consiste em obter a solução do modelo matemático, tarefa atribuída aos métodos numéricos. Uma das grandes dificuldades no trabalho com modelagens numéricas está nos parâmetros de solos a serem escolhidos. Frigerio (2004) explica que uma das grandes diferenças entre as tentativas de modelar o comportamento de estruturas que estão imersas em solos e rochas a outras áreas da engenharia civil, reside no fato das incertezas relacionadas tanto aos parâmetros físicos, de resistência e de elasticidade, bem como na distribuição dos materiais dos solos e rochas. Então é de se esperar que 24

38 seja grande a dificuldade em modelar-se o comportamento dos solos e ou dos sistemas que têm o solo como constituinte. Será feita uma análise axissimétrica com o software PLAXIS, utilizando parâmetros de solos característicos da Região Oeste do Paraná. Serão analisados dois tipos de estaca, com e sem alargamento de fuste, como mostra a Figura 11. A linha central que divide a estaca em duas, neste caso, simboliza axissimetria. Maiores detalhes sobre as razões da escolha desse modelo serão explanadas no Capítulo 4. Figura 11 - Análise pelo MEF das estacas sem e com alargamento de fuste Dessa forma, poderá ser encontrada a real superfície de ruptura (Figura 12), seja ela externa aos alargamentos considerar-se-ia a superfície de ruptura com o diâmetro maior formado pelo alargamento do fuste ou interna ao alargamento superfície de ruptura abaixo do alargamento. Figura 12 Possíveis superfícies de ruptura da estaca a serem analisadas com o PLAXIS 25

39 As demais descrições do programa PLAXIS serão apresentadas no Capítulo 4. Outras considerações acerca deste método de cálculo, bem como deduções de equações podem ser encontradas em obras como Zienkiewicz (1977), Assan (2003) e Bortoli et al. (2001). Por fim, deve-se afirmar que é necessário um completo compreendimento das propriedades e parâmetros dos solos para a correta análise numérica através deste método. Os parâmetros geotécnicos que serão utilizados nas modelagens e o modelo constitutivo de Mohr-Coulomb serão apresentados no item a seguir Parâmetros geotécnicos para análises A seguir serão descritos alguns dos principais parâmetros geotécnicos para argilas, a serem utilizados no programa PLAXIS. Alguns autores estabeleceram procedimentos indiretos para se obter dados sobre as características in situ de resistência ao cisalhamento e também de deformabilidade dos solos. Esses autores fizeram diversas correlações com as sondagens SPT e os parâmetros geotécnicos. Alguns autores descrevem valores para argilas, para uso restrito a estudos preliminares: Tabela 7 Avaliação dos parâmetros de solos em função do estudo de compacidade (Bowles, 1988) A) Coesão Para estimativa do valor de resistência não drenada (S u ), Teixeira e Godoy (1996) sugerem a seguinte correlação com o índice de resistência a penetração (N) do SPT: S u = 10N (KPa) (26) 26

40 B) Peso específico Se não houver ensaios de laboratórios, pode-se adotar o peso especifico efetivo do solo a partir dos valores aproximados da Tabela 8 (Godoy, 1972), em função da consistência da argila. Os estados de consistência de solos finos e de compacidade de solos grossos, por sua vez, são dados em função do índice de resistência à penetração (N) do SPT. Tabela 8 Peso especifico de solos argilosos (Godoy, 1972). C) Módulo de Elasticidade Na prática de Engenharia de Fundações, é comum estimar o Módulo de Elasticidade do solo a partir de expressões empíricas, que procuram relacionar este parâmetro à resistência de ponta do ensaio de penetração continua (CPT), ou ao índice de resistência à penetração (SPT), ou ainda, determiná-lo a partir de resultados de provas de carga sobre placas. No campo experimental da USP São Carlos, uma prova de carga sobre placa, apoiada a 0,5 m de profundidade, forneceu um valor de Módulo de Elasticidade igual a 8,7 MPa (Giacheti et al, 1994). Não se dispondo de ensaios de laboratórios, nem de prova de carga sobre placa para a determinação do Módulo de Elasticidade do solo (E s ), podem ser utilizadas correlações com o índice à penetração (N) da sondagem SPT, apresentadas por Teixeira e Godoy (1996): (27) em que α e K são coeficientes empíricos dados pela Tabela 9 e pela Tabela 10, respectivamente, em função do tipo de solo. Esse coeficiente α não deve ser confundido com o coeficiente α de Aoki e Velloso (1995), já o coeficiente K tem o mesmo significado para Aoki e Velloso, e por isso, têm a mesma ordem de grandeza. 27

41 Tabela 9 Coeficiente α (Teixeira e Godoy, 1996) Tabela 10 Coeficiente K (Teixeira e Godoy, 1996) D) Coeficiente de Poisson Teixeira e Godoy (1996) também apresentam valores típicos para o Coeficiente de Poisson do solo (ν), reproduzidos na Tabela 11: Tabela 11 Coeficiente de Poisson (Teixeira e Godoy, 1996) Simons e Menzies (1981) observam que ν não é constante, variando desde o valor nãodrenado no momento do carregamento (ν u 0,5 para o caso ideal não-drenado) até valores drenados no fim da dissipação do excesso de poro-pressões. De acordo com Mayne e Poulos (1999), pesquisas mais recente mostram que os valores drenados de ν são bem menores do que se acreditava. Para carregamento drenado em todos os tipos de solo, incluindo areias e argilas, têm-se: 28

42 (28) E) Ângulo de atrito Para a estimativa do ângulo de atrito (Ø) na condição não drenada, apresentam-se duas correlações empíricas com o índice de resistência à penetração do SPT: De Godoy (1983): De Teixeira (1996) Por fim, apresenta-se a Tabela 12 com os valores utilizados nas simulações numéricas: Tabela 12 Parâmetros geotécnicos adotados Parâmetros geotécnicos N SPT - Consistência Prof. c' E' ν γ Ø' Condição < 2 - Muito mole 1-2 m , Drenado 3 a 5 - Mole 3-4 m , Drenado 6 a 10 - Média 5-7 m , Drenado Rija 8-13 m , Não Drenado > 19 - Dura m , Não Drenado Modelo constitutivo de Mohr-Coulomb O modelo de Mohr-Coulomb é um modelo elástico perfeitamente plástico, utilizado para representar as tensões x deformações de solos e rochas. Este modelo considera a hipótese de que o material se comporta de maneira linear-elástica até sua ruptura (Figura 13). O modelo de Mohr-Coulomb integra a categoria de modelos elasto-plásticos. O principio básico da elasto-plasticidade define que as deformações e razões de deformação são decompostas em duas frações, uma elástica e outra plástica. No comportamento elástico o corpo recupera todas as deformações, enquanto que a plasticidade está associada com o desenvolvimento de deformações irreversíveis. Três princípios básicos regem os problemas que envolvem deformações plásticas, a saber, função de plastificação, lei de endurecimento e lei de fluxo (Costa, 2005). 29

43 Figura 13 Relação tensão x deformação para o modelo de Mohr-Coulomb A condição de Mohr-Coulomb é uma extensão da lei de atrito de Coulomb. Esta condição assegura que a lei de atrito de Coulomb é obedecida em qualquer plano dentro de um elemento do material. A condição de Mohr-Coulomb pode ser definida por seis funções formuladas em termos de tensões principais σ 1, σ 2, σ 3 (Smith e Griffith, 1982): (29) Os parâmetros plásticos da Equação 29 são ângulo de atrito (Ø) e coesão (c). De acordo com Costa (2005), o uso de uma lei de fluxo associada no critério de Mohr- Coulomb leva a uma superestimativa da dilatância. Por isso, as funções potenciais plásticas contêm um terceiro parâmetro de plasticidade, o ângulo de dilatância ψ. Este parâmetro é requerido para modelar incrementos de deformação volumétrica plástica (dilatância). As funções de potencial plástico incluindo este parâmetro são as seguintes: 30

44 (30) PROVAS DE CARGA ESTÁTICAS Conforme estabelecido pela norma NBR 12131/1992 (Estacas Prova de Carga Estática: Método de Ensaio), uma prova de carga consiste em aplicar esforços estáticos crescentes à estaca, com registro dos deslocamentos correspondentes. Esta norma prescreve o método de prova de carga em estacas, visando fornecer elementos para avaliar o comportamento carga x deslocamento. Podem-se obter (após a devida interpretação) recalques e a capacidade de carga da estaca. A prova de carga estática é a técnica mais aceita para determinação da capacidade de carga de estacas. As provas de carga por vezes são realizadas com intuito de refinar o cálculo das fundações, além de conferir se as capacidades de carga previstas no pré-projeto são, de fato, as encontradas em campo. Velloso e Lopes (2010) complementam: provas de carga estática são realizadas em estacas (e tubulões) com um dos seguintes objetivos: Verificar o comportamento previsto em projeto (capacidade de carga e recalques); Definir a carga de serviço em casos em que não se consegue fazer uma previsão de comportamento. 31

45 Atualmente, há uma boa previsão de comportamento de fundações para os mais diversos tipos de solos e estacas, assim, as provas de carga no Brasil são feitas principalmente para conferência do que já foi dimensionado em projeto. A norma de fundações NBR 6122/2010 prevê uma redução nos fatores de segurança das obras de fundação quando do uso provas de carga, assim, a execução de provas de carga estática podem gerar redução nos custos com fundações. A norma de fundações sugere que, numa obra com mais de 100 estacas, seja feita uma prova de carga estática a cada 100 estacas ou fração. As metodologias de carregamento das estacas nos ensaios podem ser separadas em quatro grupos (Fellenius, 1975): Carregamento lento com carga mantida SM ou SML ( Slow Maintained Load Test ): o carregamento é feito em incrementos iguais até determinado nível de carga, maior do que a carga de trabalho. Cada estágio é mantido até se atingir a estabilização dos deslocamentos, de acordo com certo critério de estabilização; Carregamento rápido com carga mantida QM ou QML ( Quick Maintained Load Test ): são aplicados incrementos iguais de carga, até determinado nível de carregamento, maior do que a carga de trabalho prevista para a estaca. Cada estágio de carga é mantido por um intervalo de tempo fixo pré-determinado, independentemente da estabilização dos deslocamentos; Carregamento sob velocidade constante de penetração - CRP ( Constant Rate of Penetration ): a carga é ajustada para manter constante a velocidade de recalque do topo da estaca. A prova de carga é levada até certo nível de deslocamento; Carregamento cíclico - CLT ou SCT ( Cyclic Load Test ou Swedish Cyclic Test ): a estaca é carregada até 1/3 da carga de trabalho e descarregada para a metade desta carga, repetindo-se esse ciclo 20 vezes. Posteriormente a carga superior do ciclo é aumentada 50% e repete-se o procedimento. Continua-se até atingir a ruptura. Na Figura 14, Fellenius (1975) mostra uma comparação na diferença de tempo para execução de cada prova de carga. 32

46 Figura 14 - Comparação dos tempos de execução do ensaio (Fellenius, 1975) A escolha do tipo de ensaio a ser adotado leva em conta fatores como: tipo do solo, padrão de carregamento, magnitude de recalques, etc. Neste trabalho será utilizado o ensaio de carregamento lento com carga mantida. De acordo com a NBR /1992, o sistema estaca-solo é submetido à aplicação de carga estática em estágios crescentes, de incrementos iguais, onde a cada estágio é mantida a carga até ocorrer a estabilização dos recalques. É feita a medição dos recalques no topo da estaca ou do bloco para estabelecer assim diversos pontos da curva carga-recalque. Cada incremento de carga deve ser de, no máximo 20% da carga de trabalho prevista para a estaca, e deve ser mantido até a estabilização dos recalques, ou por 30 minutos. A estaca é carregada até a ruptura ou duas vezes o valor da carga de trabalho. O critério de estabilização dos recalques ocorre quando a diferença entre leituras nos instantes t e t/2 corresponder a até 5% do deslocamento ocorrido no estágio Realização das provas de carga Para a montagem do sistema de prova de carga, Pousada (2004) cita que, para que a resistência atingida seja compatível com as solicitações da prova de carga, devem ser tomados certos cuidados, tais como: centralização e alinhamento dos macacos e células de carga utilizadas, distância mínima dos tirantes ou estacas de reação em relação ao elemento a ensaiar, excesso de capacidade de carga do sistema em relação à carga máxima prevista no ensaio e tempo de cura de elementos de concreto moldados in situ. Além disso, é importante tomar cuidado com a fixação e calibração prévia do sistema de referência. Todo o sistema deve estar calibrado; bombas, macacos e, para medidas de recalque, deflectômetros ou extensômetros mecânicos. 33

47 As Figura 15 e 16 ilustram um sistema de prova de carga a compressão: Figura 15 Sistema de prova de carga Figura 16 - Detalhe do esquema de medição e conjunto macaco-bomba Os resultados das provas de carga são dados na forma de curvas carga x recalque, e sua interpretação deve respeitar alguns critérios estabelecidos por alguns autores como Vesic (1975), Fellenius (1975) e Godoy (1983). Foa (2001) ressalta que, quando um pequeno acréscimo de carga provoca um grande recalque, define-se na curva um trecho assintótico vertical, cuja carga correspondente é denominada carga estática última. Como a maioria das curvas não apresenta uma assíntota vertical, a determinação da carga de ruptura é uma questão polêmica na 34

48 engenharia de fundações, embora a metodologia de Van der Veen (1953) e a previsão da curva dada pela NBR 6122/2010 tenham uma grande aceitação nacional. Nas provas de carga, dificilmente chega-se à ruptura estrutural das estacas e sim a uma ruptura geotécnica Interpretação da curva carga x recalque Vários especialistas demonstraram alguns métodos de extrapolação da curva carga x recalque, algumas funções utilizadas são; Função exponencial, proposta por Van der Veen (1953); Função parabólica, proposta por Hansen (1963); Função hiperbólica, proposta por Chin (1970); Função polinomial, proposta por Massad (1996). As previsões das provas de carga são apresentadas em curvas carga-recalque, e segundo Van der Veen (1953), se esta curva for plotada em escalas diferentes, uma decisão com base no exame visual pode ser ilusória. A Figura 17 mostra o resultado de uma prova de carga apresentada em escalas diferentes. Existem diversas maneiras de se interpretar a curva carga x recalque, e os resultados nos levam a identificar a carga de ruptura da estaca, ou carga limite. Gonçalves (2008) cita que esta carga é raramente bem definida na curva carga x recalque, e normalmente, a carga de colapso não fica claramente definida, sendo que, na literatura técnica, há uma diversidade de propostas disponíveis, as principais utilizadas para interpretação dos resultados em estacas escavadas serão apresentadas a seguir. 35

49 Figura 17 Resultados de provas de Carga em escalas diferentes (Van der Veen, 1953) Método de Van der Veen (1953) O método de Van der Veen (1953) supõe que a curva carga x recalque seja representada por uma função exponencial. Neste método a carga última é definida por tentativas, através de uma equação matemática ajustada como função do trecho que se dispõe da curva carga-recalque. Aoki (1979) propõe uma metodologia para esta previsão da curva carga x recalque de um elemento de fundação por estaca: conhecido um ponto dessa curva e considerando aplicável a expressão de Van der Veen (1953): (31) Em que o parâmetro a define a forma da curva. Assim, calculada a capacidade de carga (R) e feita a estimativa do recalque ( ), para uma carga (P), compreendida entre R L e R/2, determina-se o valor de a: (32) 36

50 Método da norma brasileira NBR 6122 A norma brasileira de fundações, NBR 6122/2010, recomenda nos casos em que não há uma clara identificação da ruptura durante a execução da prova de carga, o procedimento a seguir, no qual a carga de ruptura pode ser convencionada como aquela que corresponde, na curva carga x deslocamento, mostrada na Figura 18 ao recalque obtido pela seguinte expressão: (33) onde: Δ r = Recalque de ruptura convencional; P = Carga de ruptura convencional; L = Comprimento da estaca; A = Área da seção transversal da estaca (estrutural); E = Módulo de Elasticidade do material da estaca; D = Diâmetro do círculo circunscrito à estaca ou, no caso de barretes, o diâmetro do círculo de área equivalente ao da seção transversal desta. Figura 18 Curva Carga x Deslocamento segundo NBR

51 Método da interseção das tangentes O método da interseção das tangentes relaciona a carga através da transição entre o trecho inicial linear e o trecho final linear da curva carga x recalque (Figura 19), sendo que a carga de ruptura da estaca é definida na interseção das tangentes ao trecho inicial e final da curva. Novas (2002) observa que o método é bastante sensível à inclinação do trecho linear final da curva carga x recalque; a carga de ruptura determinada na curva B da Figura 19 resulta menor valor do que o determinada na curva A, embora a curva B tenha atingido valores claramente superiores de carga. O efeito observado torna-se mais pronunciado quanto menor o valor da declividade final da curva A ou quando a curva B apresenta declividades próximas entre os segmentos elástico e plástico. Figura 19 Curva Carga x Recalque segundo método da interseção das tangentes 38

52 CAPÍTULO 3 - PROVAS DE CARGA ESTÁTICA EM ESTACAS ESCAVADAS CARACTERISTICAS DA ÁREA ESTUDADA Destaca-se, inicialmente, que a escolha da cidade aonde foram realizadas as provas de carga foi feita por se tratar da região de maior interesse profissional do autor desta pesquisa, além do local se tratar de uma área particular, dentro do depósito de equipamentos da empresa Fungeo. Foi escolhido um espaço com 25 m² (5 m x 5 m), o terreno foi limpo, e nele foi projetada uma cobertura para proteção contra intempéries. Após isso, foram realizadas as sondagens SPT. Numa primeira sondagem foi constatado que o local era adequado para a pesquisa, assim, executaram-se outras três sondagens. Como houve pequena variabilidade nos resultados, ficou constatado que não haveria necessidade de realizar mais sondagens. Assim, prosseguiu-se com a execução das estacas, e posteriormente, a execução das provas de carga. É importante destacar que a área do campo experimental foi protegida por uma cobertura, desde o inicio das sondagens até a execução das provas de carga, o que, de certa forma, garantiu o controle de umidade do terreno. SONDAGEM SPT A sondagem geológica à percussão do tipo SPT (Standard Penetration Test), executada pela empresa Fungeo Fundações e Geologia Ltda., foi realizada segundo a NBR 6484/2001: Solo - Sondagens de simples reconhecimento com SPT, sendo realizados quatro furos. As perfurações foram executadas pelo processo de percussão e lavagem com circulação de água, revestidas com tubo de aço com 2½ de diâmetro. Foram feitas extrações de amostras deformadas (do interior do amostrador) do subsolo (Figura 20 e Figura 21), com diâmetro interno e externo iguais a 1,3/8 e 2, respectivamente. A penetração do amostrador no subsolo é medida pela queda de um peso de 65 kg a uma altura constante de 75 cm. 39

53 Para avaliação dessa resistência, o amostrador é cravado 45 cm, constatando-se o número de golpes necessários à cravação contínua e sucessiva a cada parcela de 15 cm, sendo nos perfis individuais a soma de golpes da 2ª e 3ª parcelas de 15 cm cada. O acompanhamento das sondagens foi feito do início ao fim, controlando a altura de queda de martelo, lavagem adequada do furo, retirada das amostras, etc. O laudo de sondagem completo, com perfis e localização dos furos está no Anexo 1. Figura 20 Amostras de solo recolhidas durante a sondagem SPT. Figura 21 detalhe do solo no barrilete 40

54 3.2 - EXECUÇÃO DAS ESTACAS O processo de execução das estacas escavadas com alargamento é bastante simples, são executadas as mesmas etapas que a estaca convencional, sendo que, posteriormente é realizado o alargamento do fuste através de ponteira instalada no trado. Para melhor compreensão, a sequência resume a execução deste tipo de estaca: Perfuração tradicional da estaca escavada com trado (Figura 22); Retirada do trado e instalação da ponteira (Figura 23); Descida do trado no furo já perfurado, posicionando-o até a cota desejada (Figura 24); Faz-se a rotação do trado para confecção do alargamento; Descida do trado até a próxima cota onde o próximo alargamento está previsto e conseguinte rotação; Terminada a execução dos alargamentos, há a elevação do trado e retirada (manual) da ponteira; Posiciona-se o trado, já sem a ponteira, novamente no furo, e se realiza a limpeza do material que ficou no fundo da estaca devido à execução do alargamento; Após a limpeza do furo a estaca está pronta para posicionamento de ferragem (se existir) e posterior concretagem (Figura 25). 41

55 Figura 22 Equipamento utilizado para execução das estacas Figura 23 - Ponteira instalada no trado de perfuração 42

56 Figura 24 Posicionamento do trado com a ponteira no fuste já perfurado Um detalhe muito importante diz respeito à profundidade máxima que pode ser feito o alargamento. A certa profundidade, o solo que é retirado dos alargamentos cai até a base da estaca e pode entupir os alargamentos inferiores, assim estes ficariam comprometidos. Portanto, convencionou-se que o último alargamento do fuste deve estar no mínimo a 1,0 m acima da base da estaca. Figura 25 Concretagem das estacas com posicionamento dos tirantes do sistema de reação 43

57 No Anexo 2 é feito o detalhamento das estacas executadas, tanto as estacas escavadas lisas, quanto as estacas escavadas com alargamento, além disso é apresentada a planta baixa do campo experimental. É importante destacar o tempo necessário para execução do alargamento. Em cerca de cinco minutos são feitos: a instalação manual da ponteira, a perfuração dos alargamentos, a retirada manual da ponteira e a limpeza final da base. Ou seja, é um processo que pouco compromete a produtividade deste tipo de estaca, explica-se: O processo de execução de estacas escavadas é um processo simples, e o tempo de execução de cada estaca está atrelado ao diâmetro e a profundidade da mesma. Quanto maior diâmetro e profundidade, maior é o tempo da perfuração. Diz-se que o tempo total de execução de uma estaca escavada é o tempo que é gasto para: posicionamento do equipamento em cima da marcação, execução da perfuração e retirada do equipamento para outro ponto do estaqueamento. Em estacas de pequenos diâmetros e pequenas profundidades o tempo de movimentação do equipamento, por muitas vezes, é superior ao tempo gasto na escavação da estaca. Nas estacas alargadas realizadas neste trabalho, o tempo total, em média, de perfuração das estacas, foi de 20 minutos, divididos em: 5 minutos para movimentação do equipamento até o ponto indicado e nivelamento da haste de perfuração; 5 minutos para escavação do fuste; 5 minutos para perfuração do alargamento e limpeza final da base; 5 minutos para retirada do equipamento e posicionamento do mesmo no conseguinte ponto de marcação. Ou seja, o processo total de movimentação do equipamento foi de cerca de 10 minutos, o mesmo tempo utilizado para execução da estaca alargada. Observando sobre outra perspectiva, vê-se que foi gasto, aproximadamente, o mesmo tempo na execução da estaca escavada quanto na execução do alargamento. Neste caso, poderia ser dito que o processo compromete a produtividade, pois dobraria o tempo de execução da estaca. Esta seria uma conclusão errônea, pois, quando é feita uma comparação com uma estaca de 15 m de profundidade (caso mais usual), onde o tempo necessário para execução do 44

58 fuste é de 30 min, enquanto para o alargamento é de apenas 5 min, nota-se que o processo é ágil e não compromete a produtividade DESCRIÇÃO DAS PROVAS DE CARGA As provas de carga estáticas foram realizadas de acordo com a NBR /1991. Foram realizadas quatro prova de carga à compressão, do tipo lenta (SML). SISTEMA DE PROVA DE CARGA O sistema de provas de carga à compressão é composto por: Macaco hidráulico; Bomba hidráulica; Relógio comparador (extensômetros analógicos); Viga e tirantes de reação, bem como porcas, contra-porcas e chapas de aço de travamento; Vigas de referência; Estaca de compressão; Estacas de tração. Foram executadas as seguintes estacas escavadas no campo experimental: Estaca Tipo Tabela 13 Dados das estacas executadas D f (mm) D a (mm) Num. bulbos L e (m) E1 Compressão E2 Compressão E3 Compressão E4 Compressão sendo: D f = diâmetro do fuste D a = diâmetro final do fuste (para estacas com alargamentos) L e = comprimento final da estaca 45

59 Além destas quatro estacas de compressão, foram, ainda, executadas 4 estacas de reação, com diâmetro de 400 mm, comprimento de 6 m, com 3 alargamentos no fuste, como pode ser visto no Anexo 2 deste trabalho. Foram executadas estacas com 400 mm de diâmetro para aumentar a segurança do ensaio. Nas estacas testadas à compressão, foram aplicadas cargas por macaco hidráulico apoiado sobre o bloco de coroamento da estaca (Figura 26), sendo que o sistema bomba/macaco hidráulico estava devidamente calibrado. As cargas aplicadas no macaco reagiram tracionando as barras de aço posicionadas nas estacas de reação e comprimindo o sistema de vigas metálicas apoiadas sobre o bloco da estaca central. Foi realizado o Ensaio de Carregamento Lento com carga mantida SM ou SML (Slow Maintained Load Test), com carregamento realizado em incrementos iguais (de 20 % da carga de trabalho prevista). Cada estágio foi mantido até se atingir a estabilização dos deslocamentos. Em todos os incrementos de carga foi respeitado o tempo de 30 minutos para estabilização dos recalques. Os carregamentos eram verticais, centrados, praticamente estáticos (considerando o tempo total do ensaio), sendo feitos registro dos deslocamentos verticais correspondentes, conforme prescrito na norma brasileira citada anteriormente. Figura 26 Prova de carga estática 46

60 Os deslocamentos verticais provocados durante os carregamentos foram medidos, simultaneamente, no topo do bloco de coroamento, através de quatro extensômetros analógicos, com leituras diretas, com precisão de até 0,01mm, e leitura máxima de 50 mm. Estes instrumentos foram instalados em vigas de madeira de referência, no eixo ortogonal ao da estaca (Figura 27). Os extensômetros foram posicionados um em cada extremidade do bloco. As vigas de referência de madeira foram fixadas, independentes da estrutura de reação, em locais isentos de movimentação. A escolha da viga de referência de madeira foi feita, por esta apresentar dilatações térmicas reduzidas, o que não ocorre em vigas metálicas, que, quando expostas ao sol, podem sofrer deslocamentos que interfeririam nos resultados das provas de carga. O sistema de carregamento foi composto por um macaco hidráulico com capacidade de 100 ton./f, ligado a uma unidade hidráulica com bombeamento de óleo hidráulico de 1l/min, motor de 5cv e pressão máxima de 310 bar (Figura 26). Este conjunto foi aferido previamente à execução do ensaio. Figura 27 Detalhe prova de carga O sistema de reação, com capacidade de 100 toneladas, com segurança satisfatória para a execução do ensaio, foi composto por uma barra de tirante de 20 mm inseridas em cada estaca de tração. A viga de reação era constituída por dois perfis de aço Gerdau HP 310 x 125, reforçados por enrijecedores, unidos nas mesas por chapas de aço. O projeto 47

61 do sistema de reação foi calculado com muita cautela. Foi feita uma parceria com engenheiros da Gerdau, para que o dimensionamento fosse realizado da maneira mais segura, assim, obteve-se esta configuração de perfil de aço, que pode ser verificada no Anexo 4 deste trabalho. Foram levados em conta os seguintes dados técnicos no cálculo: Viga bi-apoiada calculada para um vão livre de 3,0 m; Aplicação de uma carga concentrada no centro do vão de 100 tf; Viga sem contenção lateral; Para a carga em questão, a viga de reação sofrerá uma deformação máxima de 5 mm. Foram executados, ainda, enrijecedores para evitar esmagamento da alma dos perfis, e foi feita a soldagem entre os perfis com penetração devido à espessura da aba dos mesmos. Para garantir a deformação máxima que foi estipulada em projeto para estes perfis, foi realizada a leitura, através dos relógios comparadores, no centro da viga. Com essa leitura pôde-se garantir a segurança durante a realização do ensaio. Além disso, havia dois relógios comparadores posicionados nas extremidades da viga de reação, como pode ser observado na Figura 28. Essa leitura foi extremamente importante, evidenciando que o sistema de reação esteve imóvel durante a realização do ensaio. Para garantir a imobilidade das vigas de reação, foram posicionadas porcas na parte superior e inferior da viga, apoiadas sobre placas de aço. Figura 28 Controle de deslocamentos da vida de reação 48

62 No final de cada ensaio foram verificadas as ondulações transversais em forma de hélice das barras do tirante, havia a preocupação destas terem sido desgastadas, o que poderia indicar deslocamentos não medidos, porém as barras estavam íntegras, sem desgaste nas ondulações, indicando correto dimensionamento. O peso total do sistema: viga metálica e macaco hidráulico, de 1,2 ton, teve sua carga adicionada nas tabelas apresentadas no Anexo 3. Os ensaios foram realizados tomando cuidado com todo tipo de detalhe, verificando possíveis interferências, tais quais: tirantes mal posicionados, excentricidade dos macacos, incorreta instalação dos extensômetros, conferência de vazamento de óleo na bomba e no macaco, etc. Tomou-se o cuidado com a calibração, tanto das bombas, quanto dos macacos e extensômetros, pois a má calibração poderia trazer resultados mascarados. Assim, a calibração de todo sistema foi realizada por uma empresa especializada na cidade de Cascavel - Paraná. A seguir, uma vista completa do local aonde foram ensaiadas as estacas, com a cobertura contra intempéries e drenagem lateral (Figura 29) Figura 29 Vista geral do local de realização dos ensaios 49

63 3.4 - ESTACA EXTRAÍDA Foi realizada a extração (exumação) de uma das estacas ensaiadas, com a finalidade de verificar a integridade do fuste e dos alargamentos. Para isso, foi escavado ao redor da mesma com uma perfuratriz hidráulica para desconfinar a região periférica da estaca (Figura 30) e facilitar a retirada posterior com guincho. A estaca extraída foi a estaca E1, isto se deu pelo fato desta estaca estar melhor posicionada no campo experimental, para que fosse realizada sua extração. Depois de retirar parte do solo da região periférica da estaca, foi feita a verificação dos alargamentos. Essa medida foi tomada, pois havia a preocupação da quebra dos mesmos durante a extração, assim, se isto ocorresse, perder-se-ia a avaliação da integridade dos bulbos (Figura 31) Figura 30 Processo de extração da estaca 50

64 Figura 31 Inspeção da estaca dentro do poço. A Figura 32 mostra o guincho retirando a estaca para posterior análise, e a Figura 33 apresenta a estaca já posicionada na superfície, ainda com solo agregado a estaca. Podese perceber que na região do alargamento há um acúmulo maior de solo. A estaca foi então lavada para realização das posteriores análises. 51

65 Figura 32 Guincho para extração da estaca Figura 33 Estaca extraída para inspeção 52

66 CAPÍTULO 4 - MODELAGENS NUMÉRICAS DE ESTACAS Neste Capítulo serão apresentadas as simulações pelo Método dos Elementos Finitos (MEF) realizadas com o programa PLAXIS 2D. As simulações foram realizadas com dois propósitos: encontrar uma validação das provas de carga realizadas em campo e descobrir melhores soluções para o método. As características das provas de carga no campo foram mantidas, como geometria da estaca e carregamento. Os parâmetros geotécnicos foram obtidos através de diversas pesquisas a trabalhos anteriores (apresentadas no Capítulo 2.4.1), que melhor se ajustaram aos resultados obtidos em campo nas provas de carga estáticas. As simulações que visam melhorar o uso dos alargamentos foram: aumento ou diminuição do número de alargamentos no fuste; uso de alargamentos em camadas intermediárias de alta resistência; e execução de alargamentos com maiores diâmetros. Justifica-se a escolha do programa PLAXIS 2D pelo mesmo ser uma importante ferramenta computacional de estruturas geotécnicas, cuja análise é feita em Elementos Finitos triangulares, obtendo resultados de deformação e estabilidade de estruturas geotécnicas, com precisão notável. SIMULAÇÕES PELO PLAXIS PLAXIS (Finite Element Code for Soil and Rock Analyses, Version 8.2) é um pacote de Elementos Finitos desenvolvido para aplicações a problemas geotécnicos 2D pela Technical University of Delft, Holanda, desde 1987, e sucedida a partir de 1993 pela empresa comercial Plaxis. O programa numérico foi elaborado visando constituir-se de uma ferramenta numérica amigável para uso de engenheiros geotécnicos com conhecimentos de procedimentos numéricos. Com isto, obteve-se um programa computacional de uso prático e fácil, pois a malha de elementos é gerada a partir da geometria do problema, sem necessidade de se fornecer os nós através de suas coordenadas cartesianas. 53

67 No software, é possível utilizar as seguintes leis constitutivas: Elasticidade Linear, modelo de Mohr-Coulomb (Comportamento elasto-perfeitamente plástico), Modelo Elasto-Plástico com endurecimento isotrópico (dependência hiperbólica da rigidez do solo em relação ao estado de tensão), Modelo de Amolecimento (Soft-Soil Model) e lei constitutiva para creep (comportamento dependente do tempo). O software funciona em sistema Windows e sua estrutura computacional está dividida em quatro sub-programas: o primeiro uma sub-rotina de entrada de dados (Input); o segundo de cálculo (Calculation); o terceiro de saída de resultados (Output); e por fim, um para edição de curvas obtidas em pontos selecionados na malha de Elementos Finitos (Curves). Cada uma dessas estruturas será descrita a seguir. A simulação com o PLAXIS versão 8.2 foi realizada no laboratório da COPPE/UFRJ Estrutura do PLAXIS ENTRADA DE DADOS (INPUT) Nesta etapa do programa são introduzidos dados como geometria do problema, propriedades dos materiais, modelo de comportamento do solo, condições de fronteira, ações atuantes, etc. Na Figura 34 apresenta-se a tela de entrada de dados. Na tela de trabalho do programa podem ser observadas as cinco camadas no qual foi dividido o solo em estudo. A determinação das camadas do solo, bem como as espessuras destas foi definida de acordo com a sondagem SPT (Anexo 1) realizada em campo. Pode-se observar também na Figura 34, a ação de uma carga que está atuando verticalmente na estaca. Esta carga é acionada em diversos estágios de carga, correspondentes aos incrementos de carga da prova de carga estática. Trabalhou-se com uma geometria do problema com 20 m x 20 m. 54

68 Figura 34 Entrada de Dados (Input) Legenda de cores Verde: Argila muito mole; Amarelo: Argila mole; Cinza: Argila média; Rosa: Argila rija; Vermelho: Argila dura; Marrom: Estaca escavada de concreto; Azul: Carga vertical. Destaca-se que o modelo adotado é do tipo Axissimétrico (Figura 35). Este tipo de modelo é utilizado quando a seção radial estudada é uniforme. Após a inserção de todos os dados do problema, é feito o processo de geração da malha de elementos, neste caso, a geometria foi dividida em elementos triangulares isoparamétricos de quinze nós (Figura 36), sendo que o processo de geração da malha de elementos é feito automaticamente, sendo apenas necessário definir qual refinamento deverá ser utilizado no problema. A precisão dos resultados depende deste refinamento, 55

69 malhas mais refinadas tendem a resultados mais acurados, assim, o programa permite que seja feito um maior refinamento em locais de maior interesse. Neste caso, a região onde a estaca está posicionada recebeu refinamento maior, enquanto as demais áreas, refinamentos menores. Figura 35 Elementos triangulares em um problema do tipo axissimétrico Figura 36 - Pontos de tensão e posição dos nós 56

70 CÁLCULOS (CALCULATION) Nesta etapa são feitos os cálculos por Elementos Finitos. Há a opção de trabalhar em etapas, caso muito comum em cortinas atirantadas onde o processo de execução da cortina é feito em diversas partes, como por exemplo, corte do terreno, atirantagem, novo corte do terreno, etc. Neste caso, as etapas de trabalho foram os acréscimos de carga a que foi submetida a estaca, portanto, 10 incrementos de carga originaram 10 etapas de cálculo. Podem ser feitos quatro tipos de cálculo nesta etapa: Análise Plástica (Plastic); de Adensamento; (Consolidation), Redução de Parâmetros de Resistência (Phi/c Reduction); e Análise Dinâmica (Dynamic Analysis). Neste projeto a Análise Plástica (Plastic) foi utilizada para obtenção das curvas carga x recalque (Figura 37). Figura 37 Tela do programa no modo de cálculo SAÍDA DE RESULTADOS (OUTPUT) Na saída de resultados é possível observar os deslocamentos e deformações nos nós, além das tensões nos pontos. As deformações nos nós são visualizadas através da malha deformada, deslocamentos verticais e horizontais, deformações totais e cartesianas 57

71 (axial, radial e de cisalhamento). As tensões também são visualizadas em termos de tensões totais, efetivas e cartesianas. A apresentação dos resultados das deformações e das tensões é dada tanto em forma gráfica, quanto em tabelas, dessa forma é possível obter tanto uma visão global do resultado quanto analisar especificamente um ponto desejado. CURVAS (CURVES) Nesta última etapa do PLAXIS é possível criar curvas do tipo tensão x deformação, carga x deslocamento, tempo x deslocamento, etc. Além disso, pode-se analisar trajetórias de tensão ou deformação em pontos pré-determinados na malha de elementos. Esta etapa do programa não foi utilizada, visto que, na etapa de cálculo foram feitas variações das cargas atuantes na estaca e lidas as deformações, assim, montou-se gráficos com os dados obtidos nas tabelas carga x deslocamento Simulações das provas de carga Para as simulações comparativas das provas de carga, trabalhou-se com os dados de campo das provas de carga das estacas E3 (lisa) e E4 (alargada). Os fatores que foram levados em conta para escolha destas estacas devem ser aqui explanados. Inicialmente destaca-se que os resultados das provas de carga foram muito próximos para as estacas de mesma geometria, ou seja, os pares de estacas E1 - E4, e E2 - E3, tiveram resultados próximos, assim, garantiram que qualquer estaca que fosse utilizada na modelagem teria bons resultados quando comparado ao campo. Essas estacas (E3 e E4) foram as que apresentaram melhores resultados nos gráficos carga x recalque, isso ficou demonstrado durante o ensaio destas, em que se notou melhor comportamento dos recalques durante a aplicação das cargas. Explicam-se assim a utilização das mesmas nas modelagens numéricas. Tomou-se como base para a escolha dos parâmetros geotécnicos adotados, os resultados do ensaio SPT

72 Inicialmente, modelou-se a geometria do problema definindo número de nós e gerando a malha de elementos (Figura 38), posteriormente, trabalhou-se com a modelagem das estacas lisas e alargadas (Figura 39). Figura 38 Geometria do problema e malha de Elementos Finitos triangulares quadráticos (15 nós). (a) (b) Figura 39 Malha de elementos (a) estaca lisa, (b) estaca alargada 59

73 No detalhe da figura acima, são mostradas as malhas geradas para a estaca lisa (Figura 39a) e para a estaca com alargamento (Figura 39b). Observa-se que nas proximidades do alargamento foi feito uma análise mais refinada, melhorando assim a acurácia dos resultados Simulações para melhoramento do método de alargamento Foram realizadas algumas simulações com o PLAXIS para aperfeiçoar o uso das estacas escavadas com alargamento de fuste. Foram feitas as simulações com 2, 4 e 5 alargamentos, além de uma simulação com camada melhorada de solo e outra com aumento no tamanho do alargamento. SIMULAÇÃO COM 4 BULBOS A distribuição dos bulbos foi feita nas profundidades relativas a 2 vezes o diâmetro da estaca (0,6 m). Não foram alteradas as propriedades do solo nem a distribuição das camadas. Na Figura 40 é mostrado o detalhe da geometria com 4 alargamentos utilizada com o PLAXIS. Figura 40 Simulação com 4 alargamentos 60

74 SIMULAÇÃO COM 5 BULBOS A distribuição dos bulbos foi feita nas mesmas camadas das simulações anteriores, não sendo também alteradas as propriedades do solo nem a distribuição das camadas. Os alargamentos ficaram a uma distância de 0,5 m. SIMULAÇÃO COM 2 BULBOS Manteve-se a posição dos alargamentos conforme as simulações anteriores, retirando-se o alargamento intermediário, não sendo também alteradas as propriedades do solo nem a distribuição das camadas. Os alargamentos ficaram a uma distância de 2 m. SIMULAÇÃO COM ALARGAMENTOS MAIORES Avaliou-se um aumento de tamanho no alargamento, conforme pode ser observado nas figuras abaixo. O diâmetro da estaca, que antes passava de 30 cm no fuste para 44 com alargamento, agora passou de 30 cm para 60 cm com o alargamento (duas vezes o diâmetro do fuste). Não foram alteradas as propriedades do solo nem a distribuição das camadas. (a) (b) Figura 41 (a) Alargamento maior (b) Alargamento normal 61