ANÁLISE DO CONTROLE DE ENERGIA EM ESTACAS HÉLICE CONTÍNUA PELA METODOLOGIA SCCAP

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1 ANÁLISE DO CONTROLE DE ENERGIA EM ESTACAS HÉLICE CONTÍNUA PELA METODOLOGIA SCCAP ALEXANDRE DUARTE LEITE DA SILVA Projeto de Graduação apresentado ao Curso de Engenharia Civil da Escola Politécnica, Universidade Federal do Rio de Janeiro, como parte dos requisitos necessários à obtenção do título de Engenheiro. Orientador: Fernando Artur Brasil Danziger RIO DE JANEIRO MARÇO de 2014

2 ANÁLISE DO CONTROLE DE ENERGIA EM ESTACAS HÉLICE CONTÍNUA PELA METODOLOGIA SCCAP Alexandre Duarte Leite da Silva PROJETO DE GRADUAÇÃO SUBMETIDO AO CORPO DOCENTE DO CURSO DE ENGENHARIA CIVIL DA ESCOLA POLITÉCNICA DA UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO DE JANEIRO COMO PARTE DOS REQUISITOS NECESSÁRIOS PARA A OBTENÇÃO DO GRAU DE ENGENHEIRO CIVIL. Examinado por: Prof. Fernando Artur Brasil Danziger, D.Sc. Prof. Francisco de Rezende Lopes, Ph.D. Prof. Gustavo Vaz de Mello Guimarães, M.Sc. RIO DE JANEIRO, RJ - BRASIL MARÇO DE 2014 ii

3 Duarte Leite, Alexandre Análise do controle de energia em estacas hélice contínua pela metodologia SCCAP/ Alexandre Duarte Leite da Silva. - Rio de Janeiro: UFRJ/ Escola Politécnica, ix, 140 p.: il.; 29,7 cm. Orientador: Fernando Artur Brasil Danziger Projeto de Graduação - UFRJ/ Escola Politécnica/ Curso de Engenharia Civil, Referências Bibliográficas: p Controle de qualidade. 2. Estaca hélice contínua. 3. Energia de perfuração. 4. Metodologia SCCAP I. Danziger, F.A.B. II. Universidade Federal do Rio de Janeiro, UFRJ, Escola Politécnica, Curso de Engenharia Civil. III. Título. iii

4 Ao amor, dedicação e apoio durante todos esses anos, de minha noiva Nicole. Aos meus sogros, Marco e Márcia, sua mãe Célia e minha cunhada, Aline, por todo amor e compreensão que tiveram comigo durante todos esses anos. À minha mãe, Rosangela e à minha tia, Rosamaria, pelo apoio em meus estudos e dedicação em minha criação. Ao meu pai, eng. Leite, por todos os conselhos e por despertar em mim a vontade de ser engenheiro e sua esposa, Norma, por todo o carinho que tem comigo. Ao meu irmão, Pedro, pelos momentos de alegria e companheirismo. À minha tia, Elza, e meus primos, Anita e Gustavo, pela ajuda e compreensão nos momentos bons e ruins. Em memória de minha bisavó, Albertina Duarte e de meu tio, José Antônio Duarte. iv

5 AGRADECIMENTOS Aos integrantes da banca avaliadora, prof. Francisco de Rezende Lopes, prof. Gustavo Vaz de Mello Guimarães e prof. Fernando Artur Brasil Danziger, pela presença na defesa do presente trabalho, permitindo a conclusão deste projeto de graduação. Agradeço especialmente ao meu orientador, prof. Fernando Artur Brasil Danziger, pela indicação do tema, revisão do texto, pela atenção com que me atendeu em todas as vezes em que o procurei e principalmente, por despertar em mim o interesse pela área geotécnica. A todos os professores pelo valioso conhecimento transmitido. Em especial aos professores Ricardo Antonini, Cláudia Eboli, Fernando Danziger, Gustavo Vaz, Marcos Barreto, Leonardo Becker, Aloísio Pina, André Avelar, Michèle Pfeil, Sergio Hampshire, Martinho, Ian Schumann, Maria Cristina, Couto, Batista, Laura Motta e Gilberto Fialho. Agradeço a toda a minha família pelo apoio e por ter proporcionado minha continuidade nos estudos. Agradeço também à família da minha noiva, que considero como minha família também, por toda a ajuda, compreensão e amor que deles recebi. Em especial, agradeço à minha noiva, Nicole, por estar sempre ao meu lado, ajudando de todas as maneiras possíveis, dando força, incentivando, aconselhando e me mantendo firme nos momentos mais difíceis. Muito do que sou hoje devo a ela. Aos meus amigos (Matheus, Igor, Luís Fernando, Nelson, Vitor, Bernardo e Erlon), e todos os que estiveram comigo ao longo da graduação, pelas conversas, pelos estudos, pela troca de experiências e principalmente pela amizade que levarei comigo em minha vida. v

6 Resumo do Projeto de Graduação apresentado à Escola Politécnica/UFRJ como parte dos requisitos necessários para a obtenção do grau de Engenheiro Civil. Análise do controle de energia em estacas hélice contínua pela metodologia SCCAP Orientador: Fernando Artur Brasil Danziger Curso: Engenharia Civil Alexandre Duarte Leite da Silva Março/2014 O controle de execução de estacas hélice contínua é crucial, pois o desempenho é afetado pelos procedimentos executivos adotados, e os efeitos causados são de difícil mensuração. A metodologia para o controle de qualidade abordado nesse trabalho tem o objetivo de possibilitar a verificação in situ das estacas hélice contínua quanto à capacidade de carga e deformabilidade, ainda na etapa de perfuração das estacas. A metodologia aplicada permite que tomadas de decisão sejam feitas, durante a execução das estacas, baseando-se em dados de energia medidos e correlações com provas de carga. O trabalho apresenta a metodologia SCCAP e suas bases teóricas, exaltando as vantagens e desvantagens de seu uso para o controle de estaqueamentos. A influência na capacidade de carga e na deformabilidade das estacas em função das atividades de perfuração e concretagem é analisada. Utilizaram dos dados experimentais obtidos na tese de doutorado de Silva (2011) e os conceitos adquiridos ao longo do curso, com a preocupação de estimular a realização de controle de qualidade nas estacas hélice contínua. Palavras-chave: SCCAP, Controle executivo, estacas tipo hélice contínua, energia. vi

7 Abstract of Undergraduate Project presented to POLI/UFRJ as a partial fulfillment of the requirements for the degree of Engineer. Analysis on the control of energy of continuous flight auger piles by SCCAP s methodology Alexandre Duarte Leite da Silva March/2014 Advisor: Fernando Artur Brasil Danziger Course: Civil Engineering The control of the execution of CFA piles is crucial, because the performances of the piles are affected by the executive procedures adopted, and the effects caused are hard to be measured. The adressed methodology for the quality control in this paper has the objective to enable the in situ verification of the boring piles, in special for continuous flight auger piles, concerning the bearing capacity and deformability. The applied methodology permits that decisions can be made, during the drilling step of the piles, based in energy data measured and correlations with load tests. The paper presents the SCCAP s methodology and it s theorical bases, remarking the advantages and disadvantages of it s use on the control of the piles. The influence in the bearing capacity and in deformability according the drilling step and concreting step is analysed. It was used the experimental data obtained in Silva (2011) and concepts acquired along of this course, worried in stimulate the performing of quality control in CFA piles. Keywords: SCCAP, Executive control, continuous flight auger, energy. vii

8 SUMÁRIO 1 Introdução Generalidades Objetivos Apresentação do trabalho Revisão bibliográfica Controle de qualidade dos estaqueamentos Método probabilístico (análise de confiabilidade) Estacas tipo hélice contínua Estaqueamentos escavados controlados através da energia Influência da Variabilidade Geotécnica Incertezas em obras geotécnicas Ensaios de Campo Capacidade de carga e carga admissível Desempenho das fundações Efeitos causados pela presença da tensão residual em provas de carga Análise de provas de carga (curvas carga x recalque) Descrições e Análises Descrição simplificada da metodologia SCCAP e região de realização da pesquisa Aspectos geológicos, geotécnicos e pedológicos Caracterização física e mineralógica Energia e Trabalho Processo de escavação e aquisição de dados Rotinas básicas aplicadas ao monitoramento de estacas escavadas Definição e importância da velocidade crítica de perfuração Definição e importância da velocidade crítica de concretagem Importância do tratamento estatístico Conceito de confiabilidade dos estaqueamentos As rotinas utilizadas pela metodologia SCCAP Índice de confiabilidade Relação capacidade de carga x energia Provas de carga Métodos de interpretação e de extrapolação de curvas carga-recalque obtidas em provas de carga estática Método de Van der Veen (1953) Conceito de Rigidez, Décourt (1996) Camapum de Carvalho et al. (2008 e 2010) Metodologia da NBR 6122 (ABNT, 2010): Desempenho aplicado às estacas tipo hélice contínua Análise DOS Resultados Procedimentos seguidos Caracterização geotécnica e mineralógica Fatores que influem nas análises de provas de carga instrumentadas viii

9 4.4 Resultados e análises das provas de carga instrumentadas Sítio Sítio Sítios 11 e Influência da pressão de injeção no desempenho das estacas hélice contínua Controle de estaqueamentos pela medição de energia requerida para execução de estacas Metodologia SCCAP Conclusões E SUGESTÕES PARA FUTURAS PESQUISAS Conclusões Sugestões para futuras pesquisas Referências bibliográficas ix

10 x

11 1 INTRODUÇÃO 1.1 Generalidades Os atuais métodos existentes e aplicados na prática quanto ao controle de qualidade das fundações escavadas em geral são escassos e têm pouca base teórica (Silva, 2011). A previsão de comportamentos e os controles de execução são baseados fortemente no empirismo, a isto se somam as incertezas inerentes aos solos, falta de estudos preliminares mais completos sobre os subsolos e desvios entre projeto e execução. Silva (2011) defende um controle mais rigoroso na etapa de execução dos estaqueamentos escavados, usando para isso a metodologia SCCAP (anagrama para Silva, Camapum de Carvalho, Araújo e Paolucci). Mesmo com as evoluções nos métodos de previsão de comportamento e nas modelagens computacionais e matemáticas, aquele autor enfatiza a necessidade do desenvolvimento de novos métodos que possam orientar e corrigir procedimentos durante a etapa de execução em campo, esta preocupação quanto à etapa construtiva é compartilhada por diversos autores, entre eles Mandolini (2002). As análises de segurança em fundações são feitas, geralmente, apenas na etapa de projeto, com métodos carregados de determinismos, assumindo alguns parâmetros envolvidos como sendo verdadeiros para todo o perfil de solo (como se o maciço fosse homogêneo), e os métodos de cálculo como absolutamente corretos, mesmo sendo realizados para um modelo que tenta retratar a realidade. Um controle de qualidade mais efetivo permitiria a tomada de decisão no ato da execução, caso houvesse algum problema, conferindo maior confiabilidade à obra, certificando o estaqueamento conforme o projeto e atestando seu desempenho usando bases mais confiáveis. A metodologia SCCAP, analisada no presente trabalho, baseia-se na correlação da capacidade de carga da estaca, sua deformabilidade e os resultados obtidos no ensaio SPT com a energia medida para executar um furo para execução de uma estaca escavada. Além disso, o método usa um tratamento probabilístico associado, objetivando controlar a variação de energias demandadas para escavar estacas semelhantes de um mesmo estaqueamento, criando critérios de aceitação baseados em 1

12 parâmetros probabilísticos que limitam a energia mínima que deve ser superada, para que o comportamento das estacas seja semelhante ao comportamento das estacas da amostra. Para aferir os resultados obtidos pelo SCCAP, Silva (2011) usou um banco de dados dos resultados obtidos em diversas provas de carga estática e previsões baseadas nos métodos semiempíricos baseados no ensaio SPT. Segundo Silva (2011) é possível a extensão da mesma ideia para o controle executivo de estacas escavadas em geral, havendo também a possibilidade de expansão para furos de túneis (executados com tuneladoras do tipo TBM), desde que se entendam as forças atuantes no processo de escavação e seja possível a mensuração dessas forças, bem como os deslocamentos associados à elas, possibilitando o cálculo da energia necessária para execução dos furos. Atrelada a uma melhoria na campanha de reconhecimento dos subsolos, para melhor conhecer seu comportamento geotécnico, esse método visa controlar a execução da estaca hélice contínua, certificando a execução em relação ao projeto, conferindo melhor desempenho da fundação nos quesitos segurança e economia. Adicionalmente, deve-se levar em consideração o comportamento da superestrutura e do sistema solofundação, que são essenciais para o desempenho da fundação. Entender e medir o consumo de energia durante o processo de escavação de uma estaca é muito importante para o controle, em tempo real, do estaqueamento como um todo. O ponto de partida é utilizar características estatísticas de uma amostra de um estaqueamento ou de um banco de dados aferido e a partir dessa amostra energética comparar com, as já consagradas, formas de estimativa da capacidade de carga e, assim estabelecer uma relação que se mostre aceitável e que possa ser usada para interpretar os dados sobre a energia gasta para a execução da estaca tipo hélice contínua. Por ser um método baseado na correlação entre energia necessária para executar a escavação para execução da estaca tipo hélice contínua e a capacidade de carga real que esta fundação terá, a energia medida deve ser tratada como variável aleatória, sofrendo tratamentos probabilísticos para melhor calibrar a relação. 2

13 1.2 Objetivos São os seguintes os objetivos do presente trabalho: i. Entender e discutir essa nova metodologia (SCCAP) para controle executivo de estacas escavadas (focando em estacas tipo hélice contínua), baseada em conceitos físicos bem conhecidos e tratamentos estatísticos. Entender as vantagens do uso do método que pode ser usado in loco para acompanhar e controlar em tempo real a execução do estaqueamento e certificar cada estaca, atestando sua adequação ao projeto. O método baseia-se, como já comentado, na medição da energia necessária para a escavação de uma estaca e posterior comparação com critérios de aceitação para verificar se a energia gasta para executar a estaca é aceitável ou não e, consequentemente, se a capacidade de carga real da estaca executada está de acordo com o requerido pelo projeto. ii. Entender como se procede à escavação por estaca hélice contínua e a partir desse entendimento (processo executivo, etapas operacionais e funcionamento do maquinário), conhecer as forças que atuam durante a escavação, para assim poder quantificar a energia empenhada na execução das estacas hélice. iii. Entender como alguns tipos de solo influem no comportamento mecânico das estacas e na transferência de carga ao solo, na importância da pressão de concretagem, na interação solo-fundação e no entendimento dos resultados obtidos em provas de carga. 3

14 1.3 Apresentação do trabalho O presente trabalho ficou dividido em cinco capítulos, cujos conteúdos são: Capítulo 1 Apresentação da introdução ao tema, objetivo do trabalho, importância e motivação do controle de execução analisado. Capítulo 2 - Apresenta a revisão bibliográfica, onde são mostradas as teorias, classificações e principais conceitos utilizados nas discussões presentes em todo o trabalho. Aborda também um breve histórico sobre as estacas tipo hélice contínua. Capítulo 3 - Descreve o método SCCAP e analisa criticamente os conceitos introduzidos nele e os procedimentos utilizados pelo software. Capítulo 4 - Concentra-se em mostrar os resultados obtidos por Silva (2011) e as análises efetuadas, fazendo observações adicionais e discutindo algumas partes com base em diversos outros autores. Capítulo 5 Conclusões do trabalho e sugestões para futuras pesquisas. Ao final deste trabalho são apresentadas as referências bibliográficas. 4

15 2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA 2.1 Controle de qualidade dos estaqueamentos Sabe-se que, simplificadamente, as provas de carga podem ser divididas entre provas de carga estática ou dinâmica e, a realização de provas de carga para todas as estacas do estaqueamento consome muito tempo e é economicamente inviável. Alguns ensaios usados como controle de qualidade em estacas (PDA, gráfico RMX/DMX, PIT) podem ser utilizados, mas também é inviável economicamente fazê-los em todas as estacas de um estaqueamento. Segundo Silva (2011), o ensaio de PIT seria uma opção mais viável para ensaiar os estaqueamentos das obras, já que dentre os métodos de ensaio de integridade disponíveis, o PIT é o mais rápido e o que exige menor preparo prévio da estaca, porém com uso mais voltado para a verificação da integridade das estacas, o ensaio de PIT é controvertido, sendo mais útil na detecção de grandes defeitos na concretagem das estacas do que na detecção de todos os possíveis defeitos. Mandolini (2002) afirma que tanto a capacidade de carga quanto a deformabilidade de estacas tipo hélice contínua são fortemente influenciadas pelo tipo de equipamento usado durante a etapa executiva da estaca e pelo operador da máquina. Logo, o acompanhamento da execução de estacas hélice contínuas, por engenheiro geotécnico capacitado, deveria ser mais comum, pois é um ponto crucial para o desempenho futuro de cada estaca e, consequentemente, do estaqueamento como um todo. As estacas tipo hélice contínua estão mais próximas de serem controladas de maneira mais técnica, isso porque já existem sistemas computacionais de monitoramento executivo das estacas. Ainda segundo Mandolini (2002), a importância dada à etapa executiva é subestimada na etapa de projeto, porém tem papel fundamental no desempenho da estaca e, segundo ele, o uso de sistemas confiáveis para monitorar e armazenar os dados executivos das estacas tipo hélice contínua, gerados durante a execução das mesmas, é altamente recomendado. 5

16 Os equipamentos de monitoramento eletrônico das estacas hélice permitem monitorar, conforme a fabricante do sistema de monitoramento (Geodigitus, site), os seguintes parâmetros: Profundidade da base da estaca em relação ao nível do terreno / Tempo transcorrido durante a penetração da hélice no solo / Inclinação da torre / Velocidade de penetração da hélice / Velocidade de extração da hélice / Pressão da injeção do concreto / Volume gasto de concreto / Sobreconsumo de concreto. Por serem medidas experimentais, um cuidado que se deve ter (e é negligenciado) é a aferição e constante calibração do aparato usado para realização das medições destes parâmetros, objetivando o aumento na confiabilidade das medidas. Segundo Silva (2011), esses dados podem ser acompanhados em tempo real na cabine do equipamento de execução das estacas tipo hélice contínua, ou podem ser recebidas em um escritório através da transmissão dos dados (via GSM, tecnologia de telefonia móvel). Os dados medidos geram gráficos que podem ser analisados e interpretados para a avaliação e o controle de qualidade de cada estaca componente do estaqueamento. Segundo Almeida Neto (2002), apesar do monitoramento das estacas hélice já medir o valor do sobreconsumo de concreto e a variação da seção transversal ao longo da profundidade, a acurácia dessas medidas é discutível. Imprecisões e erros nos dados fornecidos pela monitoração podem ocorrer por diversos motivos, destacando-se o sistema de monitoração mal calibrado, danos nos sensores, bomba de concreto não calibrada, etc. Segundo Velloso (1990), apenas a partir do controle executivo e do controle de qualidade efetivo de uma obra é que se pode avaliar e, consequentemente, aprovar ou não a mesma, resguardando até mesmo o profissional/empresa responsável pela obra. 2.2 Método probabilístico (análise de confiabilidade) Este método visa garantir a segurança do projeto baseando-se nas teorias de probabilidade e estatística, aplicando os conceitos diretamente nos projetos e quantificando as incertezas. Segundo Silva (2011), geralmente, os projetos geotécnicos, em especial os de fundações, não consideram a variabilidade de maneira adequada. Por exemplo, a capacidade de carga, quando estimada por meio analítico, usa parâmetros de resistência do solo que são obtidos a partir de valores característicos ou minorados. 6

17 Esses valores, por sua vez, se forem obtidos por uma quantidade reduzida de ensaios de campo e de laboratório, comprometem a representatividade dos parâmetros. Esta prática aumenta a necessidade do uso de uma ferramenta com bases confiáveis, que possa medir o trabalho que está sendo executado, possibilitando ao executor saber se a estaca escavada em execução atende ou não as especificações de projeto, com base em critérios de aceitação. Em engenharia tem-se a necessidade de quantificar os parâmetros para, por meio de modelos matemáticos confiáveis, fazer previsões de comportamento, para assim poder pensar e agir em prol da resolução dos problemas futuros, que podem ou não vir a acontecer. Especialmente no ramo de Geotecnia, a quantificação da maioria dos parâmetros é dificultada, pois o meio de trabalho (solo) é formado pela natureza, logo, possui diversas variáveis e incertezas. A segurança das fundações, por exemplo, tem diversas fontes de incertezas, tanto do lado das resistências quanto do lado das solicitações atuantes nos elementos de fundação e, por esses motivos, a abordagem probabilística proporcionada pela análise de confiabilidade é muito útil. Ang e Tang (1984) salientam que um dos objetivos da engenharia é garantir a segurança e o desempenho satisfatório das estruturas, durante sua vida útil de projeto, com o máximo de economia possível, sem impactar a qualidade do projeto. Entretanto, atingir esse objetivo geralmente não é um problema simples, devido às inúmeras incertezas e variabilidades presentes (como já exposto). Portanto, sempre existirá alguma probabilidade de ruína ou de mau desempenho por parte do objeto alvo de um projeto. O que a abordagem probabilística procura é a quantificação desta segurança, levando em consideração as incertezas inerentes a todo e qualquer projeto de engenharia. Ainda segundo Ang e Tang (1984), a segurança só pode ser atingida em termos da probabilidade de que a capacidade resistiva será suficiente para resistir à máxima ação ou à combinação de ações que acontecerão durante a vida útil da estrutura. Segundo Silva (2003), a análise de confiabilidade ainda é pouco usual no Brasil. A autora, propõe inclusive, uma formulação para cálculo de carga admissível de estaqueamentos utilizando conceitos da teoria da confiabilidade, o que permitiria o projeto da fundação levando em conta a probabilidade de ruína tolerada. 7

18 A maioria dos autores que estudam tal abordagem concorda que a segurança também deve ser garantida na etapa executiva das fundações e que as condições de projeto sejam verificadas. 2.3 Estacas tipo hélice contínua Segundo a NBR 6122 (ABNT, 2010), estacas tipo hélice contínua são estacas moldadas in loco, executadas mediante a introdução no terreno, por rotação, de um trado helicoidal contínuo e de injeção de concreto pela própria haste central do trado, simultaneamente à sua retirada, sendo a armadura colocada após a concretagem. Mandolini et al. (2005) apresentam um esquema (figura 2.1) do processo executivo de estacas tipo hélice contínua, originadas na Holanda na década de 60. Figura Sequenciamento de atividades para execução de estacas hélice contínua (Mandolini et al., 2005) Segundo Velloso e Lopes (2010), as estacas tipo hélice contínua são executadas na Europa e nos Estados Unidos desde a década de 70 e foram introduzidas no Brasil a partir da década de 80. Pelo baixo nível de vibração e elevada produtividade, tem grande aceitação no meio Geotécnico mundial. Os equipamentos mais comuns permitem a execução de estacas com diâmetros compreendidos entre 30 e 100 cm e comprimentos entre 15 e 30 m. Segundo a NBR 6122 (ABNT, 2010), os equipamentos 8

19 devem possuir as características mínimas mencionadas na tabela abaixo, além de torque compatível com o diâmetro da estaca e com a resistência do solo a ser perfurado, objetivando a mitigação do desconfinamento durante a etapa de perfuração. Tabela Características mínimas dos equipamentos de perfuração - NBR 6122 (ABNT, 2010) A etapa de perfuração consiste na introdução da hélice no terreno, por meio de rotação transmitida por motores hidráulicos, até a cota de projeto, sem que a hélice seja retirada da perfuração em momento algum. Alcançada a profundidade desejada (de projeto ou corrigida), o concreto é bombeado continuamente, sem interrupção, através da haste central do helicoide. Segundo a NBR 6122 (ABNT, 2010), o equipamento de perfuração deve ser posicionado e nivelado, assegurando a centralização e verticalidade da estaca (salvo em caso de estaca inclinada). Aconselha-se também a verificação do diâmetro do trado, para certificar que as premissas de projeto estão sendo seguidas. Ao mesmo tempo em que a hélice é retirada sem girar (ou girando, em sentido igual ao da perfuração, lentamente), o concreto é bombeado. Segundo Velloso e Lopes (2010), a velocidade de extração da hélice de dentro do furo deve permitir que a pressão no concreto seja mantida positiva. A pressão do concreto deve garantir o preenchimento total de todos os vazios deixados pela hélice. Deve-se verificar também se a tampa do fundo da haste central está funcionando dentro do esperado, pois é ela quem evita entrada de água na haste (mantendo o fator água/cimento especificado) e evita a contaminação do concreto pelo solo. Ainda segundo Velloso e Lopes (2010), a concretagem segue até uma cota um pouco acima da cota da superfície do terreno (diferentemente do que recomenda a NBR 6122 (ABNT, 2010)), pois se a cota de arrasamento ficar abaixo do nível do terreno, é preciso cuidar da estabilidade do furo no trecho não concretado, atrasando a execução. A NBR 6122 (ABNT, 2010) recomenda ainda que, em torno de 1% das estacas da obra, 9

20 sejam expostas até cota inferior à cota de arrasamento e, se possível, até o nível d água, para verificação da integridade e qualidade do fuste. O processo executivo da estaca tipo hélice contínua impõe que a colocação da armadura seja feita após o término da concretagem. A "gaiola" de armadura é empurrada através do furo com concreto fresco manualmente pelos operários ou com o auxílio de pesos e/ou vibradores. De acordo com Velloso e Lopes (2010), as estacas submetidas apenas a esforços compressivos têm apenas a chamada armadura de topo que consiste em armadura no trecho superior (cerca de 3 ou 4 m a partir da cota de arrasamento). Quanto ao traço de concreto utilizado normalmente, a NBR 6122 (ABNT, 2010) recomenda: Consumo de cimento > 400 kg/m³; Abatimento no slump test = 22 ± 3 cm; Fator água/cimento < 0,6; Agregados formados por areia e pedrisco; % de argamassa em massa > 55%; Traço bombeável; f ck maior ou igual à 20 MPa; No caso de estacas submetidas também a esforços transversais ou de tração, introduz-se armadura de maior comprimento (de 12 a 18 m). Na extremidade inferior, a gaiola de armadura deve ter as barras ligeiramente curvadas, formando um cone, de tal modo que facilite a introdução da armadura no concreto fresco. Cuidado adicional deve ser tomado quanto aos espaçadores, de preferência plásticos do tipo rolete, pois os solos são, naturalmente, um meio muito corrosivo e agressivo à armadura e a forma em rolete não atrapalha a colocação da armadura. A execução de estacas hélice envolve controles mais sofisticados e por isso necessita de mais atenção de profissional capacitado (engenheiro geotécnico treinado) no decorrer de sua execução. Tanto para controle de execução como para interpretação das informações obtidas no processo, esta prática não é feita com frequência e pode comprometer o desempenho das estacas, e consequentemente, do estaqueamento todo. 10

21 Através de diversos estudos, sabe-se que o equipamento usado na execução da estaca e seu respectivo operador influenciam muito o comportamento da estaca. Por exemplo, usar equipamento de baixa velocidade de penetração, mas com velocidade angular alta, tende a gerar aumentos desnecessários na seção do fuste da estaca, afetando a interação solo-fuste. E essa velocidade no avanço depende do maquinário, do passo da hélice, do ângulo de corte da lâmina, do metal constituinte da lâmina, do estado de conservação da lâmina, etc. Os principais métodos de capacidade de carga de estacas hélice contínua foram comparados, por diversos autores, dentre eles, Magalhães (2005), com provas de carga, estatisticamente. Foram analisados os desempenhos dos mesmos para verificar a acurácia dos diversos métodos existentes. As análises mostraram que os métodos de Décourt e Quaresma (Décourt, 1996), Antunes e Cabral (1996) e Gotlieb et al. (2000) apresentaram as melhores estimativas de capacidade de carga para estacas tipo hélice contínua. Compararam-se também os recalques obtidos pela prova de carga com os obtidos pelos métodos elásticos de Randolph e Wroth e Poulos e Davis, obtendo-se boa aproximação. Segundo Anjos (2006), que executou provas de carga em grupos de fundação do tipo estaca hélice contínua em verdadeira grandeza assentes num campo experimental (localizado na UnB), chegou-se à conclusão que a qualidade da execução das estacas hélice influi tanto na capacidade de carga da estaca quanto no seu recalque e deformabilidade, gerando reflexos no comportamento do estaqueamento como um todo. Diversos estudos apontam que a etapa executiva de uma fundação ditará, geralmente, a interação da fundação com o solo. A interação solo-fundação pode sofrer alterações dependendo do concreto injetado no furo (relação água/cimento, sucção mátrica do solo ao redor, segregação do concreto, porosidade dos agregados graúdos, etc.). O tempo decorrido entre a abertura do furo e a concretagem também influi na capacidade de carga da estaca hélice contínua, como avaliado por Perez (1997). Com base em ensaios de campo, observou-se que a configuração da hélice exerce grande influência no valor do torque necessário para escavar os solos e consequentemente influi na energia necessária para escavar a estaca até a cota de projeto (influi na capacidade de carga da estaca). Logo, o helicoide do maquinário deve 11

22 manter-se o mesmo ao longo da execução das estacas, para que a comparação entre energias possa ser feita efetivamente. O desempenho das estacas helicoidais durante a etapa de instalação é influenciado por diversos fatores, como: passo da hélice, diâmetro da hélice, ângulo de corte da hélice, diâmetro da haste interna, espessura da chapa da hélice, rugosidade da hélice, forma da superfície de corte da hélice e a forma da ponta da hélice. Com base nesses estudos, percebe-se que uma preocupação que se deve ter é procurar usar sempre o mesmo modelo de equipamento de perfuração, tendo sempre alguma hélice bastante semelhante (já que idêntica é impossível) como peça de reposição imediata. É importante também contar com um plano de manutenção e reparos eficiente, que trabalhe no intuito de minimizar atrasos à execução das estacas. Caso isto não seja possível, deve-se contar com a ajuda de profissionais mais experientes, comunicando o fato ao projetista e ao consultor e, se for o caso, considerar essa mudança no equipamento para avaliar qualitativamente a alteração que possa ocorrer devido à quebra da sistematização do processo executivo ou, até mesmo, aguardar a solução do problema e refazer a calibração antes de retomar a execução das demais estacas. Segundo Poulos (2005), a própria limpeza do furo também altera o comportamento da estaca (curva carga x recalque), uma vez que a mobilização da resistência de ponta demandaria um recalque muito maior, devido ao solo estar mais compressível na base (devido à deposição de solo solto gerado no processo de escavação para a execução da estaca tipo hélice contínua). Outros fatores, como: alívio de tensão durante a escavação (inevitável) / qualidade na concretagem da estaca / diâmetro máximo de agregados do concreto / pressão de injeção do concreto / velocidade de preenchimento do furo, alteram o comportamento das estacas. Segundo Araújo et al. (2009), em uma máquina de escavação de estacas tipo hélice contínua, o torque disponibilizado é dependente da potência dos motores mecânicos, da bomba hidráulica, das cilindradas dos motores hidráulicos, das relações das engrenagens desde o pinhão até a coroa, entre outros fatores. Segundo Almeida Neto (2002), talvez o fator mais importante no desempenho da estaca hélice seja a concretagem, principalmente quanto à pressão de injeção. A 12

23 pressão de injeção, por outro lado, é uma das características menos controladas em campo, pois são facilmente modificadas e raramente é feita calibração antes das concretagens. Segundo Silva (2011), fatores como: alívio de tensões durante a escavação, diâmetro do tubo de concretagem, trabalhabilidade do concreto, diâmetros dos agregados constituintes do concreto, pressão de injeção do concreto, velocidade de extração da hélice, ascendência do concreto pelo helicoide e ruptura lateral do fuste por excesso de pressão de injeção na concretagem afetam a qualidade e o desempenho da estaca. Como indicam os estudos citados, diversos fatores influenciam o comportamento das estacas tipo hélice contínua (observado pela análise de curvas carga x recalque), por isso mesmo é que a etapa de execução das estacas escavadas (em especial a estaca tipo hélice contínua) deve ser mais controlada, gerando a demanda por uma metodologia de controle de execução em tempo real, que dê suporte para que o engenheiro possa tomar decisões acertadas e em curto intervalo de tempo. Segundo Silva (2011), com o controle de todo o processo, iniciando pelo projeto e suas premissas, passando pela execução e concretagem, pode-se obter uma estaca tipo hélice contínua que constitua uma fundação segura, econômica, confiável e tecnicamente certificada em relação ao projeto. Ainda segundo Silva (2011), o monitoramento das estacas tipo hélice contínua capta e indica aspectos construtivos adotados, possibilitando a correção de procedimentos equivocados adotados durante a execução, antes mesmo de finalizar a etapa de perfuração. 2.4 Estaqueamentos escavados controlados através da energia Uma das primeiras atividades em um projeto de fundações é obter uma expectativa de profundidade de assentamento e correspondente capacidade de carga da fundação, baseando-se em projetos semelhantes ou nos resultados de ensaios de campo. A atual situação brasileira, de economizar em investigações geotécnicas e ensaios de laboratório ou de campo, reduz drasticamente a confiabilidade do projeto, pois não há uma confirmação adequada dos parâmetros adotados. A dita "economia" muitas vezes 13

24 contribui para o acontecimento de situações que demandem grande aporte econômico para serem solucionadas conduzindo, em diversos casos, a prejuízos importantes. Segundo Aoki (1997, 2000), a energia de deformação é uma variável de grande valia na definição da carga de ruptura do sistema solo-fundação usando uma curva carga x recalque (obtida de provas de carga), pois quando a taxa de variação da energia tende à zero, isto significa que o conjunto solo-estaca está se aproximando da carga de ruptura, a análise de sua variação com o carregamento permite saber quão próximo se encontra a ruptura, a área sob a curva carga x recalque é numericamente igual à energia de deformação acumulada pelo sistema estaca-solo. Alguns estudiosos propõem o uso da forma da curva carga-recalque como parâmetro auxiliar no entendimento do comportamento da estaca, numa tentativa de melhorar o conhecimento dos subsolos, aumentando assim a confiabilidade nos dados obtidos e usados nos projetos. Com a metodologia (SCCAP) proposta, Silva (2011) afirma que o controle executivo de elementos de fundação passa a ser em tempo real, se for utilizado o software acoplado ao sistema de monitoramento presente no maquinário de execução das estacas tipo hélice contínua e, como benefício, alcança-se a uniformização do estaqueamento quanto à energia, e, portanto, quanto à capacidade de carga. Gerando-se assim uma espécie de superfície de iguais capacidades de carga (certificando a execução em relação ao projeto), e isto agrega segurança e confiabilidade ao estaqueamento e em alguns casos economia na execução das estacas, ao mesmo tempo em que assegura ao projetista que o comportamento esperado é atingido. Segundo Silva (2011), a lei de conservação de energia é especialmente valiosa no caso de sistemas com muitas variáveis, tal como a escavação de uma estaca. Van Impe (1998), partindo desse princípio propôs a equação (2.1) para calcular a energia consumida para escavar uma estaca Atlas 1, sugerindo que esta energia poderia servir para controlar a capacidade de carga de estacas tipo hélice contínua. (2.1) 1 Segundo a NBR 6122, é uma estaca de deslocamento, de concreto moldado in loco, mediante a introdução no terreno, por rotação, de um trado que ocasiona o deslocamento do solo junto ao fuste e à ponta, não havendo retirada de solo. 14

25 onde: Es = Energia demandada para escavar uma estaca [J/m³]; Nd = Força de impulso vertical (Soma do peso próprio da perfuratriz com a força descendente) [N]; vi = Velocidade de penetração vertical do helicoide [m/s]; ni = Velocidade angular do helicoide [Hz]; Mi = Torque aplicado ao helicoide [N.m]; A = Área da projeção plana do trado [m²]; Um detalhe que vale a pena ser realçado é que a energia usada no deslocamento lateral do solo junto ao fuste, quando da execução da estaca Atlas, não é responsável pelo avanço vertical do furo e por isso a equação (2.1), obtida para estacas Atlas, pode ser usada também para estacas hélice contínua. Portanto, deve ficar claro que a equação (2.1) quantifica a energia dissipada na etapa de avanço vertical da escavação. Em seu trabalho, Silva (2011) mostrou que é possível associar ensaios de campo e capacidade de carga com a energia necessária para escavar uma estaca. Silva e Camapum de Carvalho (2010) observaram que, quando as estacas são executadas em uma obra por um mesmo conjunto operador/máquina, em que o processo de execução é repetitivo e sistematizado, a energia medida durante a execução é proporcional à capacidade de carga obtida por provas de carga ou estimada por métodos semiempíricos que utilizam o ensaio SPT. Na opinião do autor do presente trabalho, a desvantagem da metodologia SCCAP é que em obras grandes, mais longas, visto que podem ocorrer problemas com o maquinário e com o operador (e tais problemas são comuns) caso a máquina apresente algum defeito, a opção é esperar o reparo e a recalibração do monitoramento (gerando atrasos). Caso o operador falte por qualquer motivo, perde-se o controle e não se pode avaliar se o resultado será muito ou pouco diferente do obtido pelo outro operador, supondo treinamentos/experiências similares para os dois operadores (introduz-se 15

26 assim variação das energias obtidas, para mais ou para menos). As características das obras atuais, em geral, não comportam tal tipo de detalhe, muito em decorrência da falta de planejamento, falta de pensamento antecipado sobre as possíveis falhas e necessárias soluções. A obra deveria ser cada vez mais encarada como uma fábrica, e ter suas atividades planejadas (nas três escalas de tempo - curto, médio e longo prazo) para se obter maior eficiência, minimizando os atrasos. Segundo Silva (2011), para quantificar a energia necessária para escavar uma estaca, foram incorporadas ao software de monitoramento das estacas formulações e rotinas computacionais baseadas na conservação da energia e em conceitos estatísticos, o SCCAP. As rotinas quantificam e registram a energia gasta pelo conjunto de forças externas aplicadas ao helicoide durante a escavação de cada estaca de um estaqueamento e tratam a população de dados coletados estatisticamente, para controlar o estaqueamento por meio das características estatísticas (média e desvio padrão) de uma amostra de energia correlacionada com a capacidade de carga (por meio de ensaio ou por métodos semi-empíricos). A amostra é obtida durante a execução de algumas estacas previamente selecionadas, de tal maneira que, na área próxima às estacas da amostra, exista resultado prévio de prova de carga ou resultados de ensaio SPT, certificando que os elementos da amostra apresentem características conhecidas quanto à capacidade de carga. Esse processo possibilita o controle, em tempo real, de cada estaca do estaqueamento, através da conservação de energia. Permite então a correção de profundidade de assentamento das estacas, em busca de uma superfície resistente ótima, em termos de energia, e consequentemente, capacidade de carga e deformabilidade. O SCCAP é um conjunto de rotinas computacionais acopladas ao sistema de monitoramento dos equipamentos de escavação de estacas tipo hélice contínua, que gerenciam os dados obtidos pelo monitoramento do maquinário e a execução do estaqueamento, garantindo que todas as estacas atendam aos critérios de aceitação quanto à capacidade de carga, validando o estaqueamento Influência da Variabilidade Geotécnica Segundo Silva (2011), os principais ensaios realizados na região por ele investigada (Brasília, Distrito Federal) são SPT, SPT-T e CPT. Porém o SPT-T não foi 16

27 considerado acurado, pois depende muito do operador, o SPT também depende muito do operador, porém como é o ensaio mais realizado no país foi considerado. Silva (2011) descreve a realidade geotécnica-geológica do Distrito Federal, frisando a existência de uma espessa camada de solo não saturado em grande parte do território daquela cidade. Um outro tipo de solo, muito frequente em Brasília (argila porosa colapsível com concreções lateríticas), resulta em valores de N SPT pequenos (devido à destruição da estrutura original do solo), alta permeabilidade mesmo em se tratando de argila (devido à formação e preservação de macroporos) e elevado potencial de colapso quando saturado. Nesse tipo de solo, a deficiência na identificação da camada laterizada leva à equívocos quanto às previsões da real capacidade de carga das estacas escavadas (em especial, estacas tipo hélice contínua), pois calcula-se a capacidade de carga considerando os valores subestimados pelo ensaio SPT, que não serão tão baixos, pois o método executivo dessas estacas não tende a destruir a estrutura do solo. 2.6 Incertezas em obras geotécnicas A abordagem probabilística aplicada à geotecnia tem uso crescente, afirma Silva (2011), mas pouco uso é observado na prática. Geralmente, a confiabilidade nas obras geotécnicas é deixada de lado, muito provavelmente porque a grande maioria dos profissionais no assunto não dominam os conceitos de probabilidade e estatística, devido, em parte, à fraca base nos conceitos oferecidos nas faculdades brasileiras e à falta de aplicação em problemas de engenharia (principalmente em nível de graduação). O determinismo é o conceito mais utilizado para as previsões em geral, tais como deformações e capacidades de carga, principalmente em engenharia de fundações. Segundo Silva (2011), a engenharia de fundações depara-se, primeiramente, com as incertezas das condições de carregamento, que se entrelaçam com as incertezas intrínsecas ao solo e com a dificuldade de controle do processo executivo. O uso de métodos estatísticos deveria ser rotina para mitigar essas incertezas e reduzir os riscos inerentes a qualquer projeto. 17

28 Segundo Silva (2011), o engenheiro geotécnico, em geral, confia na experiência prévia e deixa de lado os conceitos probabilísticos, e isto só poderia ser feito caso o modelo pudesse ser modificado durante a execução, nos casos reais o comportamento crítico só é observado quando já é tarde demais. A heterogeneidade do solo gera um impacto significativo na confiabilidade e no desempenho das fundações, porém essa variabilidade dos parâmetros pode ser tratada mediante aplicação de métodos probabilísticos. As variáveis que influem na qualidade das estacas podem ser tratadas como variáveis aleatórias e sofrer tratamento estatístico para lidar com as incertezas, as características populacionais podem ser controladas e verificadas estatisticamente (comprimento, capacidade de carga, energia para escavação, deformabilidade, etc). Geralmente, as distribuições são do tipo normal ou Student, dependendo do tamanho da amostra (histogramas, curva sino, etc, são também usados como ferramentas auxiliares). Segundo Ribeiro (2008), as análises geotécnicas, previsões de deformações e estimativas de fatores de segurança são realizadas com base em métodos determinísticos, que admitem como fixos e conhecidos os parâmetros do solo ou da rocha. Entretanto tais previsões são afetadas por incertezas provenientes da impossibilidade de reprodução fiel das condições reais (naturais) de campo em laboratório. No trabalho de Christian et al. (1994), as incertezas dos solos são divididas em duas grandes categorias, a primeira consistindo na variabilidade espacial inerente aos solos e erros atrelados às medidas em si e a segunda consiste nos erros devido a processos de amostragem e erros humanos. Segundo Aoki (1997), a variabilidade geotécnica torna difícil a previsão da superfície de assentamento de um estaqueamento que atenda geotécnica e estruturalmente aos estados limites último e de utilização, pois a formação do maciço é algo natural e por consequência muito variada, além das perturbações impostas pelo método executivo das estacas. Aoki (1997) frisa a dificuldade de definir tal superfície por falta de métodos confiáveis (como a nega é para as estacas cravadas). Além da variabilidade de comportamentos, inerente aos maciços, há ainda o comportamento da estrutura de fundação em si, que também varia consideravelmente, e do sistema soloestaca, que induz perturbações que alteram as características do solo (pelo menos em regiões próximas à fundação). 18

29 O conceito de confiabilidade objetiva obter a situação onde Resistência > Solicitações, durante toda a vida útil da fundação, com garantia comprovada matematicamente. Pela dificuldade de quantificação de solicitações máximas (oriundas de diversas combinações de ações) e das resistências, estimativas e previsões são sempre necessárias para os problemas probabilísticos (incertezas são inevitáveis e devese lidar com elas). Segundo Silva (2011), a execução de estacas escavadas em geral, assistidas pelo software (SCCAP), permite aos interessados a verificação, em tempo real, da capacidade de carga de cada estaca, permitindo assim um ajuste fino da execução (estaca por estaca). Problemas como a variabilidade estratigráfica do solo podem então ser superados, conferindo maior economia, segurança, confiabilidade e agilidade à obra. 2.7 Ensaios de Campo Segundo Silva (2011), ensaios como SPT, CPT, DMT, PMT, etc, são cada vez mais usados para controle de qualidade das fundações. Os avanços dos ensaios, dos componentes eletrônicos e a evolução da informática tem permitido cada vez mais agilidade na obtenção de parâmetros de projeto (quando ensaios mais refinados são usados). O CPT/CPTU vem se consolidando mundialmente como um dos ensaios mais importantes de campo (especialmente para conhecer a estratigrafia do maciço, com maior detalhe). As dificuldades presentes nos métodos analíticos estimulam o uso de métodos diretos. Por métodos diretos, entendem-se métodos semiempíricos, alguns com fundamentações estatísticas, inclusive, a partir dos quais as medidas dos ensaios são correlacionadas diretamente aos parâmetros geotécnicos. Já os métodos indiretos usam os resultados dos ensaios para a previsão de propriedades, possibilitando a adoção de parâmetros. Como se sabe, o SPT é o ensaio mais usado na geotecnia brasileira para cálculos da estimativa da capacidade de carga das fundações. Segundo Mota (2003), nos últimos vinte anos introduziram-se novos equipamentos de investigação, visando ampliar o uso de diferentes tecnologias em diferentes condições de subsolo. Ensaios mais modernos, como CPT/CPTU, DMT, pressiômetro e outros, enriquecem a geotecnia brasileira, 19

30 somando-se à sondagem à percussão 2 e permitindo um conhecimento mais profundo e detalhado acerca dos subsolos, obtendo parâmetros mais fiéis à situação dos maciços e, consequentemente, os projetos de fundações são concebidos com maior acurácia e confiabilidade, permitindo projetos mais econômicos e com segurança satisfatória em relação aos diversos estados limites. Segundo Anjos (2006), as correlações existentes, baseadas no SPT, devem ser tratadas com cuidado, pois o SPT possui uma variabilidade ainda grande de energias aplicadas ao amostrador, devido ao caráter manual de sua execução no Brasil. Logo é muito dependente da equipe de execução e das condições do equipamento utilizado, por isso a correlação às cegas, com base apenas no SPT, deve ser repensada. Além disso, o ensaio SPT pode não representar de forma correta as resistências em alguns tipos específicos de solos (por exemplo, solos laterizados). Sabe-se que o ensaio SPT não tem sensibilidade para fornecer informações sobre a resistência de solos muito moles. Em muitos casos o sondador tem que limitar a penetração do conjunto e o significado do valor da penetração em termos quantitativos é muito pequeno. Danziger et al. (2008) consideram mais útil a restrição por parte do operador na penetração de 45 cm, juntamente com a obtenção de amostras para determinação do teor de umidade do solo nesses casos. Segundo Silva (2011), teoricamente o ensaio de campo ideal deveria impor um caminho de tensões e nível de deformações uniforme em toda a massa envolvida no processo, além de condição perfeitamente não drenada ou de total dissipação de poropressão, o que nem sempre é possível. 2.8 Capacidade de carga e carga admissível Segundo Van Impe (1994), a ruptura física do solo é definida como a situação em que há recalque muito grande para pequenos acréscimos de carga, ou seja, a ruptura física implica em recalque infinito. Para Cintra e Aoki (1999), a ruptura física é também caracterizada por recalques teoricamente infinitos, concordando com Van Impe (1994), 2 Vale ressaltar que a sondagem tem uma grande importância quanto a obtenção de amostras do solo (mesmo sendo uma amostra deformada). 20

31 já a ruptura convencional é caracterizada, por exemplo, quando se atinge certo deslocamento arbitrário, porém, existem outros critérios. Décourt (1996), baseado no conceito de rigidez, definiu a ruptura física como a carga que corresponde à rigidez nula, sendo a rigidez uma relação entre carga e recalque. Sendo assim a ruptura física corresponde à derivada nula no gráfico de carga x recalque, impondo que o recalque seja infinito para um crescimento muito pequeno de carga. Alguns autores, dentre eles Décourt (1996) consideram que a ruptura física não existe na realidade, sendo um conceito meramente teórico e, sendo necessária a definição da ruptura convencional, proposta diferentemente por diversos autores. O trabalho de King et al. (2000), segundo Silva (2011), obteve conclusões acerca de estacas tipo hélice contínua, com o apoio de 12 provas de carga, e observou-se entre outras coisas, que: 21

32 Atingiram-se cargas de pico no fuste para deslocamentos entre 7 e 14 mm, independentemente do diâmetro da estaca. As cargas últimas (do fuste e da base) foram alcançadas para deslocamentos da ordem 10 a 20 cm. Nas 12 estacas ensaiadas, menos de 10% da capacidade de pico foi atribuída à resistência da base. As resistências de pico no fuste foram dependentes da velocidade com que a prova de carga foi realizada, rápida ou lenta, mas a resistência última do fuste foi dependente somente da magnitude do deslocamento. Segundo Jamiolkowski (2003), geralmente é aceito que a resistência última da base de estacas hélice contínua seja mobilizada quando o deslocamento está entre 5 e 10% do diâmetro da base da estaca. Segundo Van Impe (1994), há grande influência do método executivo da fundação no comportamento das estacas. As modificações das características e do estado de tensão do solo ao redor das estacas são dependentes do tipo de instalação e influenciam sensivelmente o desempenho futuro das fundações. Segundo Velloso e Lopes (2010), uma fundação corretamente dimensionada apresenta, ao mesmo tempo, segurança em relação aos estados limite últimos e aos estados limite de serviço, necessitando-se assim verificar a segurança em relação à capacidade de carga e em relação aos deslocamentos para cargas de serviço. A carga admissível é determinada a partir da carga de ruptura obtida em provas de carga executadas de acordo com a NBR (ABNT, 2006). De acordo com a NBR 6122 (ABNT, 2010), para que se obtenha a carga admissível das estacas, a partir de uma prova de carga, é necessário que: a) A prova de carga seja estática; b) A prova de carga seja especificada na fase de projeto e executada no início da obra, possibilitando quaisquer adequações do projeto para as demais estacas; c) A prova de carga seja levada até uma carga no mínimo duas vezes a carga admissível prevista em projeto. 22

33 Há casos onde a prova de carga realizada na estaca pode não apresentar ruptura nítida. Isto ocorre, segundo a NBR 6122 (ABNT, 2010), quando a capacidade de carga da estaca é superior à carga máxima aplicada na prova de carga. Neste caso não é aconselhado o simples aumento do carregamento, pois todo o aparato usado foi concebido para a carga máxima aplicada. Caso haja esse aumento da carga, poderá haver condições inseguras durante a etapa executiva da prova de carga. Nessa circunstância ainda pode-se usar a extrapolação da curva carga x recalque para avaliação da carga de ruptura e a ruptura pode ser convencionada como a carga que corresponde ao recalque calculado pela seguinte expressão, segundo a NBR 6122 (ABNT, 2010): (2.2) onde: ρ = Recalque correspondente à carga de ruptura convencionada; P = Carga de ruptura convencionada; L = Comprimento total da estaca; A = Área da seção transversal da estaca; E = Módulo de Young do material constituinte da estaca; D = Diâmetro do círculo circunscrito à estaca ou, no caso de seção quadrada, o diâmetro do círculo de área equivalente à da seção transversal desta; A curva carga-recalque deve ser obtida pelo tipo de prova de carga que reflita o carregamento que irá atuar na estaca durante a sua vida útil. É aconselhada a realização de prova de carga dinâmica, por exemplo, para ter uma ideia mais acurada do comportamento do sistema solo-estaca em estacas que serão solicitadas por cargas dinâmicas importantes ao longo de sua vida útil. No caso presente, estacas tipo hélice contínua, a NBR 6122 (ABNT, 2010) ainda tem o cuidado de especificar que no máximo 20% da carga admissível seja suportada pela ponta da estaca, isto porque, neste tipo de estaca, a limpeza deficiente do furo gera uma camada de solo solto no contato base-solo, que influi severamente no comportamento da curva carga x recalque da estaca, apresentando maiores recalques. 23

34 2.9 Desempenho das fundações Segundo a NBR 6122 (ABNT, 2010), o desempenho das fundações deve ser verificado através de pelo menos o monitoramento dos recalques medidos na estrutura, sendo obrigatório nos seguintes casos: a) Estruturas nas quais a carga variável é significativa em relação à carga total, tais como silos e reservatórios; b) Estruturas com mais de 60 m de altura do nível do terreno até a cota mais alta; c) Elementos onde a relação altura/largura (menor largura) seja superior a quatro; d) Fundações e estruturas não convencionais; O monitoramento de outras grandezas tais como deslocamentos horizontais, desaprumos, integridade estrutural e tensões atuantes são bem vindos, devendo o resultado das medições ser comparado com as previsões de projeto. O projeto de fundações deve ainda estabelecer o programa de monitoramento, incluindo: referências de nível, especificação dos aparelhos de medida, especificação de atividades necessárias para a medição acurada das grandezas necessárias, indicação de frequência de leituras, enfim, tudo que se julgue necessário para proporcionar medições acuradas e auxiliar a programação da realização das medições [NBR 6122, (ABNT, 2010)]. A NBR 6122 (ABNT, 2010) torna obrigatória a execução de provas de carga estáticas em obras com um número de estacas superior a 100 unidades, no caso de estaqueamentos tipo hélice contínua, ou simplificadamente, deve-se fazer a prova de carga estática em 1% das estacas, arredondando este número para mais Efeitos causados pela presença da tensão residual em provas de carga Segundo Silva (2011), as cargas residuais são semelhantes às devidas ao atrito negativo e surgem devido a vários fatores, entre eles: perturbações durante a instalação, reconsolidação do solo após instalação, ciclos de carregamentos em provas de cargas e retração do concreto. O fator retração do concreto está sempre presente no caso de estacas moldadas in loco (como é o caso das estacas tipo hélice contínua). 24

35 Velloso e Lopes (2010) afirmam que as estacas sob influência de tensões residuais (de qualquer origem) apresentam em parte do fuste (trecho entre a cabeça da estaca e o ponto neutro) tensões distribuídas pelo fuste agindo como as tensões devidas a atrito negativo (força de cima para baixo, tendendo a aprofundar a estaca) e força compressiva na ponta. Ainda segundo Velloso e Lopes (2010), as tensões residuais alteram o comportamento da curva carga-recalque de uma estaca, porém não alteram a capacidade de carga da estaca. O mecanismo de transferência de carga para o solo é alterado, a consideração das tensões residuais pode conduzir a diferentes valores para as resistências lateral e de ponta, levando a uma previsão de comportamento mais rígido da estaca, como discutido em Massad (1992, 1993), Costa (1994) e Costa et al. (1994) para estacas cravadas. Falconio & Mandolini (2003) abordam a influência das tensões residuais em estacas escavadas e, segundo esses autores, o fenômeno ocorre principalmente após a concretagem de uma estaca moldada in loco, pois ocorre um processo químico exotérmico devido às reações de hidratação do cimento ao longo da cura do concreto, podendo haver contração ou expansão da estaca (deformação), porém, o solo circundante à estaca restringe a deformação e isso gera tensão de atrito (tensão induzida por restrição de deformações) na interface solo-estaca. Diversos autores afirmam que todo sistema composto por estaca e solo está sujeito à tensão residual e, portanto, sujeito à carga residual. Assim, forças distribuídas pelo fuste (como no atrito negativo) se contrapõem ou se somam, ao longo do fuste, o ponto onde ocorre inversão de sentido da tensão lateral no fuste, chama-se ponto neutro, assim como no atrito negativo. O fenômeno ocorre sempre e independe da magnitude do recalque do solo ao redor da estaca, com deslocamentos obtidos para a mobilização da tensão residual da ordem de 2 mm. Segundo Goudreault & Fellenius (1990), geralmente ignoram-se as cargas residuais em análises de provas de carga instrumentadas, levando a uma maior estimativa do atrito lateral e a uma consequente diminuição da resistência de base da fundação. 25

36 2.11 Análise de provas de carga (curvas carga x recalque) Ultimamente, tem-se feito mais provas de carga para a avaliação da capacidade de carga das fundações, segundo Camapum de Carvalho et al. (2008). Muitos projetistas e executores preferem os ensaios dinâmicos por serem mais baratos e mais rápidos, outros preferem a prova de carga estática por permitir a análise direta dos resultados. O importante mesmo é avaliar o melhor ensaio de acordo com a situação da fundação (tipos de fundação, de solo, tipo de vizinhança da obra e de carregamentos ao longo da vida útil). Exemplos disso são ensaios dinâmicos realizados, equivocadamente, em solos colapsíveis e pouco estáveis, aos quais não são adequados, pois destroem a estrutura desses solos e geram respostas muito piores do que a realidade, não representando de forma satisfatória o comportamento real que este solo seria capaz de apresentar. Segundo Silva (2011), diversos autores afirmam que a prova de carga estática é a melhor metodologia para análise do comportamento de fundações profundas, pois a maioria das cargas que atuarão sobre o elemento de fundação tem a característica de serem cargas aplicadas ao longo da execução da obra (carregamento em etapas) e serão mantidas no decorrer da vida útil do projeto. Segundo Albuquerque (2001), os principais motivos que levam à adoção das provas de carga estáticas são: a) A possibilidade de avaliação da segurança contra a ruptura condicionada; b) A possibilidade de análise de integridade estrutural do elemento de fundação, embora não tão eficiente; c) A possibilidade de definição da carga de ruptura; d) E principalmente a obtenção do comportamento global do elemento de fundação, através da curva carga-recalque. Ainda acerca dos tipos de provas de carga, Camapum de Carvalho et al. (2010) afirmam que, para provas de carga estáticas, a opção pela forma lenta ou rápida está condicionada a critérios técnicos, por exemplo, as provas de carga rápidas são indicadas quando se objetiva conhecer o comportamento do elemento de fundação sob situação não drenada e/ou para estacas em solos não saturados. Segundo Anjos (2006), o ensaio lento é o que melhor se aproxima às condições que o elemento de fundação irá experimentar na maior parte de sua vida útil de projeto. Um carregamento lento induz, devido à viscosidade dos solos, a maiores recalques e a 26

37 menores capacidades de carga, diferentemente da prova de carga rápida que implica em maiores capacidades de carga na grande maioria dos casos. Os ensaios de cargas cíclicas são pedidos em situações especiais em que o projetista, já prevendo certo tipo de carregamento, precisa saber o comportamento das estacas sob tais circunstâncias. Segundo Anjos (2006), a confiabilidade da extrapolação das curvas obtidas em provas de carga de estacas escavadas é discutível, extrapolações feitas com base em curvas carga-recalque que ainda estavam no trecho inicial (quase elástico), conduziram a valores de carga de ruptura absurdos. Velloso e Lopes (2010) indicam que se pode obter uma extrapolação de curvas carga-recalque, confiável, se o recalque máximo atinge cerca de 1% do diâmetro da estaca (deve haver certa evolução no ensaio, no que se refere ao recalque imposto durante a prova de carga, para que a curva carga-recalque obtida reflita de forma mais realista o comportamento das estacas). Provas de carga não fornecem respostas, apenas dados a interpretar. Segundo Aoki (1997), a interpretação de provas de carga ainda é controversa, vários critérios sobre ruptura são estudados e muitos são usados. Formas gráficas e matemáticas existem para extrapolar os resultados das provas de carga e tentar definir da melhor maneira a capacidade de carga última (convencional). Uma forma mais simples seria definir a capacidade de carga da estaca como o valor para recalque igual a certa porcentagem do diâmetro equivalente da estaca (10% tipicamente). Magalhães (2005), segundo Silva (2011), alerta que as provas de carga interrompidas prematuramente podem ser classificadas em três grupos: a) Provas de carga interrompidas muito cedo, ainda no trecho quase elástico, o que dificulta a extrapolação da curva, não obtendo uma curva carga x recalque condizente, o que dificulta a determinação da carga última; b) Provas de carga interrompidas no estágio ótimo, o início da plastificação do sistema solo-estaca, o que possibilita a boa interpretação da curva, de modo a obter um comportamento próximo do real, possibilitando a obtenção da carga última; c) Provas de carga interrompidas após grandes deformações, com as estacas já com deslocamentos residuais, as quais não necessitam de extrapolação, 27

38 porém inutilizam a estaca. A inutilização da estaca, mencionada é discutível segundo Lopes (2014). Segundo Aoki (1997), a energia de deformação (área sob a curva cargarecalque) é uma variável de grande valor para a definição da carga de ruptura do sistema solo-estaca. Fellenius (2001) afirmou que o recalque admissível deve levar em consideração também a estrutura que está apoiada sobre as fundações, pois na maioria dos casos é a estrutura apoiada sobre a fundação quem limita o recalque do elemento de fundação e, consequentemente, a carga admissível da estaca. Silva e Camapum de Carvalho (2010), afirmaram que o entendimento da forma da curva carga x recalque, obtida pela prova de carga axial, tem base na analogia feita por Terzaghi com a curva tensão x deformação do aço. O primeiro trecho representado pelo trecho linear elástico que obedece à Lei de Hooke (sob pequenas deformações), o segundo trecho representa o setor onde a deformação não é mais proporcional à tensão (trecho não-linear) e o terceiro trecho representa a região de ocorrência da ruptura do aço. Observando o comportamento da maioria das curvas carga x recalque, obtidas por provas de carga, Kondner (1963), segundo Silva (2011), observou que a curva para vários tipos de solo era sempre não linear, exceto na região de recalques muito pequenos. Segundo Velloso e Lopes (2010), a curva carga x recalque precisa ser interpretada para que se defina a carga admissível da estaca. A carga de ruptura ou capacidade de carga da estaca é obtida mediante a correta interpretação da curva carga x recalque obtida pela prova de carga. Segundo os autores supracitados, o exame visual da curva carga x recalque pode levar a enganos mesmo se a curva possuir assíntota vertical. Van der Veen (1953), mostrou que a simples mudança da escala do eixo dos recalques pode dar a impressão errada do comportamento da estaca. Devido às dificuldade expostas aqui, alguns critérios foram estabelecidos ao longo dos anos e são comentados a seguir, tendo sido obtidos de Velloso e Lopes (2010): 28

39 a) Critério com base num valor arbitrado de recalque total, plástico ou mesmo residual (observado após o descarregamento); b) Critérios com base na aplicação de uma regra geométrica à curva; c) Critérios que objetivam a convergência para a assíntota vertical; d) Critérios que caracterizam a ruptura pelo encurtamento elástico da estaca somado a uma certa porcentagem do diâmetro da base; Segundo Silva e Camapum de Carvalho (2010), os resultados de provas de carga podem trazer outras informações importantes para o projeto como, por exemplo, demonstrar a que nível de carga a ponta da estaca ou a base de um tubulão ensaiado começa a ser mobilizada e, principalmente, onde começam as deformações plásticas. Conhecer esta fronteira é relevante para que se defina a carga de trabalho a ser adotada, considerando-se a capacidade de carga, mas também as características de deformabilidade do conjunto solo-fundação. Camapum de Carvalho et al. (2008 e 2010), segundo Silva (2011), realizaram uma série de análises complementares à curva carga-recalque levando em consideração o comportamento característico de vários tipos de solo e os mecanismos de interação entre o elemento de fundação e o solo de suporte, para conhecer o comportamento de estacas tipo hélice contínua e auxiliar no desenvolvimento da metodologia SCCAP. Silva (2011) ressalva que as mobilizações de atrito, ponta e deformações plásticas podem ocorrer simultaneamente, entretanto as cargas definidas pelos pontos de inflexões (das curvas recalque imediato acumulado x carga, obtidos pela metodologia Camapum de Carvalho et al., 2008) delimitam as regiões onde o atrito, a ponta e as deformações plásticas comandam o comportamento da fundação em termos de capacidade de carga e deformabilidade. Segundo Silva (2011), outra metodologia que procura obter informações da curva carga x recalque é a proposta por Décourt (2008) que, analisando mais profundamente o método da rigidez (Décourt, 1996), observou que se poderia identificar a região de domínio de transferência de carga pela ponta e a de domínio de transferência pelo atrito lateral. Segundo Velloso e Lopes (2010), o método da rigidez consiste na apresentação dos resultados da prova de carga num gráfico de rigidez, 29

40 apresentando no eixo vertical a rigidez (razão carga/recalque) em cada estágio de carregamento e no eixo horizontal a carga atingida no estágio. Segundo Melo (2009), citado por Silva (2011), os limites de atrito lateral e de ponta, obtidos pela metodologia de Décourt (2008), são aproximados e podem ser aplicados tanto para verificar resultados de instrumentação como para fornecer informações em projetos através de provas de carga estáticas. 30

41 3 DESCRIÇÕES E ANÁLISES 3.1 Descrição simplificada da metodologia SCCAP e região de realização da pesquisa A rotina proposta por Silva e Camapum de Carvalho (2010) foi incorporada ao software de monitoramento de estacas tipo hélice contínua (podendo ser em outro tipo de estaca), partindo de amostras energéticas coletadas, através da medição da energia necessária para escavar algumas estacas do estaqueamento (conjunto amostral), agrupando os dados obtidos em distribuições de frequência, determinando sua média e desvio padrão (características estatísticas). Com isso, permite-se montar critérios de aceitação da estaca, possibilitando o controle de execução, em tempo real, do resto do estaqueamento, com base em medida de energia e comparação com os critérios de aceitação, validando ou não as estacas quanto à capacidade de carga e deformabilidade de cada uma. Segundo Silva e Camapum de Carvalho (2010), o projetista, o executor e o cliente podem observar o atendimento ou não ao projeto, permitindo o ajuste estaca a estaca em obra, conferindo economia, segurança e confiabilidade à obra. A pesquisa de Silva (2011) foi realizada, como já dito, no Distrito Federal. O relevo compõe-se de chapadas (superfícies planas e/ou suavemente onduladas) com cota média de 1100 m. Foram estudadas em sua tese 12 regiões, sendo que nas regiões 1, 2 e 3 foram feitas as caracterizações geotécnicas e mineralógicas, por isso serviram de referência: o sítio 1 às margens do lago Paranoá; Sítio 2 na cidade de Guará; Sítio 3 na cidade de Águas Claras. 3.2 Aspectos geológicos, geotécnicos e pedológicos Segundo Silva (2011), a geomorfologia da região de realização dos estudos para a sua tese possui características fortemente influenciadas pelo clima, pela geologia e por ações antrópicas. A geologia é marcada por dobramentos e diversos tipos diferentes de rochas-mãe, fazendo com que, em obras mais extensas, o projeto seja forçado a adaptarse de setor a setor, interferindo nas técnicas de execução das fundações. Existe sobre o manto rochoso uma camada variável de alteração (com graus de alteração também variáveis) responsável pela grande variabilidade do subsolo. A caracterização do 31

42 subsolo dos sítios 1, 2 e 3 favoreceu a interpretação das relações existentes entre propriedades físicas e mineralógicas com o comportamento das fundações (capacidade de carga, deformabilidade e energia necessária durante a execução). Os aspectos geológico-geotécnicos (propriedades físicas dos solos, propriedades químicas, constituição mineralógica, presença de estruturas nos solos, etc) auxiliam sobremaneira a reunião de informações sobre o subsolo a ser trabalhado, auxiliando a adoção de soluções mais coerentes e adequadas. Nas áreas estudadas foram confirmadas as presenças de perfis típicos da região, com solo laterítico argiloso (constituído por argila porosa) em camadas pouco profundas, tendo como consequência baixos valores de N SPT (pois a ação do ensaio destrói as concreções antes existentes e reduz a resistência original do solo), levando a subestimação da resistência existente. Os levantamentos geotécnicos foram feitos com base no ensaio SPT, mapas e cartas geológicas e geotécnicas da região do Distrito Federal, Brasil. A figura 3.1 obtida do trabalho de Silva (2011) mostra a localização dos sítios estudados na elaboração da metodologia SCCAP Figura Mapa de localização dos sítios estudados para a validação da metodologia SCCAP (Silva, 2011) 32

43 3.3 Caracterização física e mineralógica O objetivo da realização da caracterização é a possibilidade de relacionar as propriedades físicas e mineralógicas com o comportamento das estacas em termos de capacidade de carga, deformabilidade e gasto energético durante a execução de uma estaca. 1º) Sítio I Lago Paranoá (Brasília): Obra de construção de um conjunto de edifícios na orla do lago Paranoá. Esta obra apresentou lençol freático superficial devido à proximidade com o lago e a presença de espessa camada de argila mole. A obra formou um banco de dados com 45 sondagens à percussão distribuídas em m² (malha densa de sondagens à percussão). A descrição do sítio por Silva (2011) ressalta a presença de latossolos e colúvios de pequena espessura, com ocorrência de quartzo fragmentado estando sobreposto a ardósias, quartzitos e metassiltitos do grupo Paranoá, no escudo Estrutural de Brasília. 2º) Sítio II cidade de Guará: O perfil é composto por, aproximadamente: 7m de argila porosa, de 1 m a 2m de solo laterizado e concrecionado, 10 m a 12 m de solo saprolítico impenetrável ao ensaio SPT. Nesta obra contou-se com um banco de dados de 24 sondagens à percussão. As propriedades físicas foram obtidas por ensaios padronizados, executados pela UnB, e por isso tidos como bem executados. 3º) Sítio III cidade de Águas Claras: Caracterização obtida do trabalho de Cardoso (1995 e 2002), citado em Silva (2011). Os levantamentos dos aspectos geológico-geotécnicos dos locais estudados pelo trabalho de Silva (2011) (sítios de 1 a 12) foram baseados no ensaio SPT (normalizado pela NBR 6484) através de relatórios, obtenção de amostras de solo e N SPT. Para a caracterização dos solos dos sítios 1 e 2, amostras obtidas pelo amostrador padrão do ensaio SPT e por poços de amostragem foram ensaiadas em laboratório para obtenção dos seguintes parâmetros geotécnicos: 33

44 a) Umidade natural e umidade higroscópica, obedecendo a NBR 6457 (ABNT, 1986); b) Peso específico natural, obedecendo a NBR (ABNT, 1988), usando amostras indeformadas retiradas de poços de amostragem; c) Peso específico aparente seco; d) Peso específico dos sólidos, obedecendo a NBR 6508 (ABNT, 1984 b); e) Limite de liquidez NBR 6459 (ABNT, 1984 a) pelo método de Casagrande; f) Limite de plasticidade NBR 7180 (ABNT, 1984 c); g) Granulometria NBR 7181 (ABNT, 1984 d) com e sem o uso de defloculante; h) Metodologia Miniatura Compactada Tropical MCT, utilizando as modificações introduzidas por Fortes & Nogami (1991), visando a classificação dos solos lateríticos; i) Difratometria por raios-x, usada para a análise mineralógica, analisando todo o perfil amostrado e coletado durante a execução de uma estaca tipo hélice contínua nos sítios 1 e 2; No Brasil, quase todas as obras geotécnicas usam o SPT para obter os parâmetros geotécnicos e parâmetros do solo mediante o uso de correlações e, infelizmente, a prática da adoção de um maior leque de ensaios de campo e/ou de laboratório, a fim de contribuir para o melhor conhecimento geotécnico da obra, não fazem parte da realidade. É sabido que o custo médio de campanhas de ensaios são muito pequenos se comparado com o custo do empreendimento, atrelado a isso, a necessidade de planejamento das etapas de estudos geotécnicos e das etapas executivas dos ensaios em si influi nessa tendência em usar poucos recursos técnicos para a melhor caracterização dos subsolos das obras (Silva, 2011). 34

45 3.4 Energia e Trabalho Silva (2011) estabelece a hipótese de que o controle da escavação da estaca serve como elemento de controle tecnológico, capaz de oferecer maior segurança e mais confiabilidade às obras. Restringe-se aqui à execução de estacas tipo hélice contínua, porém, em tese, o procedimento pode ser aplicado a qualquer escavação rotativa (incluindo túneis), bastando conhecer as forças externas atuantes durante o processo de escavação e obter metodologias e aparatos de medição de parâmetros para medir essas forças de forma mais acurada. O conceito de trabalho, realizado para executar uma estaca, é um conceito básico definido como a área sob o gráfico força x deslocamento que represente esta relação para um determinado corpo que sofra a ação de uma força externa ao longo de um percurso determinável. Pode ser considerado também o trabalho realizado por parcelas não conservativas (atrito e adesão), porém essas forças são mais difíceis de serem medidas. Tipler (1985) demonstra a existência de uma relação entre o trabalho realizado pela força resultante atuante num sistema e a velocidade escalar do sistema nas posições inicial e final, para o caso de forças constantes no tempo. Esta relação é a base para a afirmação clássica de que o trabalho realizado pela força resultante é igual à variação de energia cinética no sistema. A demonstração do fato, apresentada em Tipler (1985) é mostrada a seguir: W = (3.1) (3.2) (3.3) Das equações 3.1, 3.2 e 3.3, vem: (3.4) onde: W = Trabalho [J]; F = Força externa [N]; Δx = Componente de deslocamento na direção da força externa [m]; (3.5) 35

46 a = aceleração [m/s²]; vf e vi = Velocidades final e inicial, respectivamente [m/s]; Ec = Energia Cinética [J]; Segundo Tipler (1985), o resultado mostrado acima vale também nos casos mais gerais, em que a força varia com a posição e nos casos de movimento geral nas três direções. Imagina-se uma curva qualquer (desde que contínua) e sobre a curva imaginase que uma partícula é deslocada de um ponto para outro (pontos 1 e 2, por exemplo) por uma força que varia com a posição. Em um deslocamento infinitesimal da partícula sobre a curva, pelo efeito da força, realiza-se trabalho (W = Fs.Δs, sendo Fs a componente de força com a direção do deslocamento), no limite, quando Δs tende à zero. O trabalho pode ser calculado por: W =. No caso mais geral o trabalho realizado pela força resultante ainda é igual à variação de energia cinética, como demonstrado abaixo. Da segunda lei de Newton: (3.6) Como a velocidade escalar é função das distâncias percorridas na curva geral, aplicando a regra da cadeia: Então: (3.7) (3.8) Obtém-se então, novamente, o teorema da energia cinética: "O trabalho devido à força resultante é igual à variação da energia cinética da partícula" (Tipler, 1985). Segundo Silva (2011), a variação ocorrida dentro do sistema de energia cinética e potencial (geradas pela máquina de escavadora), somada à variação do trabalho efetuado pelas forças não conservativas (atrito, adesão, calor, etc) atuantes em um determinado intervalo de tempo é, teoricamente, igual à zero. 36

47 Uma força é dita conservativa se o trabalho que ela efetua sobre uma partícula é nulo quando a partícula se desloca em qualquer trajetória fechada, ou seja, retornando à sua posição inicial; sob este conceito, um exemplo de força conservativa é a força peso. O princípio da conservação da energia, aplicado ao caso de execução de estacas tipo hélice contínua (considerando o sistema solo-estaca), pode ser usado como controle tecnológico. Basta então quantificar estas grandezas, o que é mostrado em Silva (2011) para os dois tipos existentes de máquinas executoras de estacas hélice contínuas. O princípio de Hamilton, quando aplicado a um sistema qualquer em equilíbrio, estabelece que a variação de energia (energia que a máquina gera durante a execução da estaca) ocorrida dentro do sistema, somada à variação de energia devido às forças não conservativas (atrito, adesão e calor) é igual à zero. Sendo assim, Silva (2011) afirma que, quando o sistema é complexo, a variação de energia interna ao sistema pode ser medida através do trabalho total externo realizado sobre o sistema. A aplicação de forças externas gera trabalho, alterando a energia cinética e potencial (a energia mecânica se conserva, caso atuem apenas forças conservativas), que serão dissipadas como energias térmica e sonora. A energia fornecida para escavar uma estaca é dividida, entre outras coisas, em: energia gasta para escavar realmente; energia gasta para vencer o atrito e/ou adesão; perda por calor. Para quantificar essas energias Silva (2011) afirma que seria necessário saber as tensões atuantes em diversos pontos do helicoide, o que é de difícil obtenção. Entretanto, sabe-se que a variação de energia cinética do sistema é igual à variação de energia interna que, por sua vez, é igual ao trabalho total realizado pelas forças externas, possibilitando a medida de energia necessária à escavação das estacas. Segundo Silva (2011), a energia mecânica produzida pela máquina é traduzida em parcelas de energia cinética e energia potencial, que variam dentro do sistema por meio do trabalho realizado pelas forças externas (conservando a energia mecânica). A energia mecânica é dissipada pelo trabalho das forças não conservativas, o que significa que, ao final do processo de escavação, parte da energia mecânica do sistema foi transformada em energia térmica e sonora. Analisando fisicamente o fenômeno, é possível modelar o problema como a transferência de calor da hélice para o solo, desprezando o som (descrito em Rabin et al. 1991) segundo Silva (2011). 37

48 O modelo teórico é baseado nos seguintes pressupostos: a) O modelo considera o solo como um material multifásico (sólido, ar e água); b) Considera os efeitos de calor e transferência de massa em solos; c) Isotropia do solo e propriedades térmicas constantes, simplificadamente; d) O gradiente de temperatura na direção tangencial é ignorado, simplificadamente; e) O modelo é assumido como transiente, 2D e axissimétrico. Foi demonstrado que, para as limitações impostas ao modelo da transferência de energia (calor), o modelo retrata o fenômeno da mesma maneira que Van Impe o fez para estacas Atlas. Segundo Silva (2011), a lei de conservação da energia assegura que a variação de energia interna do sistema durante a escavação da estaca é igual à somatória do trabalho externo realizado pelas forças aplicadas ao sistema, sendo possível então quantificar, de maneira mais fácil, a energia necessária para escavar a estaca. Segundo Silva (2011), para quantificar o trabalho é necessário conhecer as forças externas aplicadas ao sistema e, em geral, elas são conhecidas. Logo, conhecendo o torque aplicado ao helicoide e o braço de alavanca, determina-se a força tangencial aplicada ao helicoide e, conhecendo-se a velocidade angular e de avanço da perfuração do helicoide, o percurso da força pode ser determinado, e consequentemente, o trabalho da força tangencial é determinado. O trabalho total realizado pelas forças externas é a soma do trabalho realizado pela força tangencial ao helicoide, mais o trabalho realizado pela força gravitacional e o trabalho realizado pela força descendente, que é igual à energia mecânica aplicada ao helicoide. Matematicamente, de acordo com Silva (2011): (3.9) onde: W R = Trabalho realizado para escavar uma estaca; Fi = Força que está sendo aplicada ao helicoide; m hc = Massa do sistema de escavação; r = Raio da estaca hélice; g = Aceleração da gravidade; Zb = Comprimento final da estaca; 38

49 F di = Força descendente aplicada ao helicoide; m = Número de voltas do helicoide durante a escavação; N di = Força de impulso = (m hc x g) + (F di ); Assumindo a simplificação para Ndi: (3.10) Visando facilitar a etapa de aquisição de dados, é licito não medir o peso da perfuratriz e nem a força descendente, medindo na realidade, parcelas da energia gasta para escavar cada estaca. Isto pode ser feito apenas se o processo executivo for sistematizado e este procedimento for adotado para todas as demais medidas quanto ao gasto energético. Ainda segundo Silva (2011), o termo m i 2πrF i que aparece na equação (3.11), pode ser reescrito, em termos de velocidade angular (n i ), velocidade vertical de penetração do trado (v i ) e do torque aplicado (M i ), durante um período (t i ) e um deslocamento (z i ). Esta alteração transforma a equação (3.10) acima na equação (3.15): (3.11) (3.12) (3.13) (3.14) (3.15) Segundo Silva (2011), dividindo-se a nova equação para W R (3.15) pelo volume escavado da estaca, e considerando a força de impulso (N di ) constante, tem-se que a energia de execução por unidade de volume é dada por: (3.16) 39

50 Esse resultado está coerente com o que foi encontrado por Van Impe (1998) para avaliar a energia gasta por unidade de volume para escavar uma estaca de deslocamento tipo Atlas. 3.5 Processo de escavação e aquisição de dados Os passos para aquisição de dados durante a escavação de qualquer estaca escavada por rotação são semelhantes, basta conhecer o sistema de forças externas atuante no processo e como ele se aplica na frente de escavação. A metodologia e os procedimentos de aquisição de dados, bem como o tratamento dos dados obtidos, podem ser aplicados também em escavação de túneis (por tuneladora TBM), desde que sejam conhecidos o sistema de forças externas atuante, através de procedimentos de mensuração. No caso das estacas tipo hélice contínua, aproveitou-se que já existia o sistema de monitoramento e aquisição de dados para medir a energia que está sendo aplicada à escavação para execução da estaca. É necessário entender o processo de escavação das estacas hélice contínua, focando principalmente no mecanismo de transferência de torque e na aquisição dos dados realizada pelo sistema de monitoramento, durante as etapas de escavação e concretagem das estacas. No trabalho de Silva (2011), para a aquisição de dados, foi usado o equipamento CFAI (Continuous Flight Auger Instrumentation, SACI em português) desenvolvido pela Geodigitus. O equipamento SACI é um instrumento de medição computadorizada que obtém dados da perfuração do solo através de vários sensores instalados na perfuratriz. Dessa forma o operador da máquina é informado sobre a rotação, profundidade, inclinação do helicoide, pressão de concreto, velocidade de perfuração, velocidade de extração da hélice e sobreconsumo que são fundamentais para o controle de execução das estacas hélice contínua. A maioria dos sensores é ligada ao SACI por cabos elétricos, entretanto, a conexão do sensor de pressão de concreto é feita através de link de rádio, eliminando a possibilidade de ruptura de cabos durante a operação. A instalação do SACI na perfuratriz é rápida e não requer grandes alterações na perfuratriz, sendo realizada pelos próprios fabricantes. O sistema de monitoramento foi descrito mais profundamente em diversos trabalhos, entre eles, Costa et al. (2008). O 40

51 SACI consiste basicamente em um computador adaptado a realizar leituras de sensores, para logo depois tratar os dados obtidos e, com base nos dados obtidos e em rotinas embutidas pelo software SCCAP, controlar a etapa de execução do furo. Esse sistema permite a obtenção gráfica das medidas, podendo fornecer os seguintes parâmetros de perfuração: profundidade de ponta da estaca; tempo de execução do furo; inclinação da torre; velocidade de penetração da hélice; velocidade de rotação da hélice; velocidade de extração da hélice do solo; volume realmente gasto de concreto; sobreconsumo de concreto; pressão de injeção de concreto; pressão de óleo do sistema (indicador do torque). Silva (2011) fez adaptações no sistema de aquisição de dados convertendo a pressão de óleo medida (em bar) para unidade usual de torque (N.m), evitando o uso de ábacos. O sistema de transferência de torque foi estudado e entendido e, a partir desse conhecimento, trataram-se os dados e foi introduzida rotina para automatizar a conversão. Segundo Silva (2011), foi usado o CFA Bottom Drive, com as vantagens de: a) Melhor estabilidade da máquina, devido à posição do centro de gravidade em um nível mais baixo; b) Maior segurança de operação; c) Força de impulso e de extração aplicadas mais eficientemente; Segundo Silva (2011), sabendo as relações entre todas as engrenagens mecânicas, o tipo do circuito hidráulico e os motores hidráulicos, sempre é possível determinar o torque aplicado ao helicoide. Silva (2011) faz uma análise mais aprofundada acerca dos constituintes da caixa do equipamento, detalhamento este que será mostrado mais adiante neste trabalho. Em obras executadas por um mesmo conjunto composto por máquina e operador, os procedimentos e ferramentas tornam-se mais sistematizados, ou seja, as ferramentas e suas eficiências estão definidas, e o processo adotado pelo operador (sendo sempre o mesmo funcionário) tende a ser constante, garantindo que as estacas sejam executadas sempre com o mesmo procedimento, não se esperando grande variabilidade nas medidas de gasto energético para execução das estacas tipo hélice 41

52 contínua, desde que possuam características semelhantes entre si (diâmetro, profundidade de assentamento da base, perfil de solo). 3.6 Rotinas básicas aplicadas ao monitoramento de estacas escavadas Silva (2011) utilizou-se somente dos dados já medidos normalmente pela maioria dos sistemas de monitoramento de estacas hélice contínua, bem como os dados de entrada já conhecidos. Mandolini (2002) indica a execução de 10 estacas tipo hélice contínua de pequena profundidade (0,5 m em média) e posterior remoção da mesma, após um tempo considerável, para medir a profundidade efetiva e o diâmetro real das estacas, para saber se o sistema está ou não calibrado para obter tais medidas. Sabe-se que a variação do diâmetro do fuste das estacas é fator crítico para o comportamento da estaca, pois alterações localizadas induzem redistribuições de tensões que alteram a interpretação de resultados de provas de carga. Silva (2011) propõe a seguinte equação para o cálculo do diâmetro real do fuste das estacas: (3.17) onde: d r = diâmetro real da estaca; Ve = Velocidade instantânea de extração do helicoide; Ω = Área da projeção plana do trado; Qc = Vazão da injeção de concreto; Mandolini (2002) propõe uma maneira diferente de estimar o diâmetro médio ao longo da estaca como: 42

53 (3.18) onde: = Diâmetro médio da estaca ao longo de sua profundidade; Qc = Vazão de concretagem; Ve = Velocidade de extração da hélice; Silva (2011) implementou em seu trabalho algumas rotinas para tratamento de dados obtidos pelo software de monitoramento das estacas hélice, esses dados foram armazenados em um banco de dados para posterior uso na rotina computacional. Nota-se que, basicamente, as seguintes equações foram consideradas para a formulação da rotina computacional (SCCAP), visando a melhoria dos atuais sistemas de monitoramento: (3.19) (3.20) (3.21) (3.22) onde: W r = Energia para escavar uma estaca [J]; m hc = massa do sistema de escavação [kg]; g = Aceleração da gravidade [m/s 2 ]; z i = profundidade instantânea da estaca [m]; F di = Força descendente aplicada ao helicoide [N]; 43

54 F i = Força instantânea aplicada ao helicoide [N]; r = raio da estaca hélice [m]; T motor = Torque do motor hidráulico instalado no cabeçote [N.m]; Δ pressão = Variação da pressão de óleo na entrada do sistema hidráulico [1bar = 100 kpa]; V cilindrada = Volume de óleo do motor hidráulico ou cilindrada [cm 3 ]; n = rendimento do sistema; n2 = Número de rotações por minuto da engrenagem 2 [rpm]; n1 = Número de rotações por minuto da engrenagem 1 [rpm]; z1 = Número de dentes da engrenagem 1; z2 = Número de dentes da engrenagem 2; T hélice = Torque aplicado ao helicoide [N.m]; Segundo Silva (2011), a energia gasta durante a operação de alívio foi desconsiderada, visto que não é aplicada diretamente no aprofundamento da estaca executada. A operação de alívio consiste na manutenção do helicoide girando sem avanço vertical na perfuração, removendo o solo solto do furo, aliviando as tensões e reduzindo a adesão entre o helicoide preenchido com solo e o solo circundante. 44

55 Silva (2011), mediante o uso de um gráfico expõe, esquematicamente, as bases de funcionamento da rotina SCCAP implantada no sistema de monitoramento das estacas hélice contínua,conforme mostrado na figura (3.2): Figura Esquema de funcionamento da metodologia SCCAP (Silva, 2011) Dele depreende-se que para o uso da metodologia SCCAP para controle do estaqueamento, duas categorias principais devem ser entendidas, o funcionamento do sistema de monitoramento e as especificações do equipamento de perfuração. Foram introduzidas, ao software de monitoramento das estacas, rotinas com o objetivo de orientar a escavação e a concretagem das estacas tipo hélice contínua. 45

56 3.7 Definição e importância da velocidade crítica de perfuração O conceito de velocidade crítica de perfuração, definido por Viggiani (1989, 1993), segundo Mandolini et al. (2005), como a velocidade mínima de avanço do trado, abaixo da qual o volume de solo transportado até a superfície é maior que o volume previsto para a execução da estaca, indicando descompressão do solo vizinho. A velocidade crítica de perfuração é função da velocidade de avanço vertical da hélice, das dimensões do trado e da rotação do helicoide. Assim, na execução da perfuração para execução da estaca tipo hélice contínua a velocidade de perfuração deve ser observada e controlada, objetivando a obtenção do melhor desempenho possível da estaca hélice contínua. A importância da velocidade crítica de perfuração reside no fato de que, se a quantidade de solo transportado até a superfície for maior do que o volume previsto, isto aponta para um desconfinamento do solo circundante ao fuste da estaca, induzindo alívio de tensão e aumento no sobreconsumo de concreto. Cuidado maior deve-se ter quando o solo for resistente, pois o avanço do helicoide será naturalmente freado, favorecendo o maior transporte de solo para a superfície. Em situações críticas, o solo circunvizinho ao fuste da estaca pode desmoronar sobre o fundo do furo, construindo ali uma camada de solo solto, o que induzirá a recalques pela compactação da camada solta, maiores do que o esperado pelo projeto, e isto poderá causar tensões não previstas na estrutura apoiada, o que pode criar sérios problemas. Viggiani (1989, 1993), citado por Mandolini et al. (2005), define a velocidade crítica de penetração ( ) do trado da seguinte forma: (3.23) onde: = Velocidade angular da hélice (Hz); = Passo da hélice (m); d0 = Diâmetro externo do tubo de concretagem (m); dn = Diâmetro da hélice (m); 46

57 3.8 Definição e importância da velocidade crítica de concretagem A velocidade crítica de concretagem ou de extração da hélice é definida em Mandolini (2002) como o limite máximo da velocidade de extração do helicoide para que não ocorram vazios grandes, ou até mesmo descontinuidades no fuste, na etapa de concretagem das estacas. A velocidade crítica de concretagem é função do volume escavado de projeto, da pressão de concretagem e do volume de concreto disponível durante a etapa de concretagem. A velocidade da extração do helicoide, como mencionado anteriormente, é um parâmetro de controle de qualidade utilizado pelo sistema de monitoramento de execução de estacas tipo hélice contínua. Silva (2011) propõe que a velocidade de extração do helicoide seja sempre mantida abaixo da velocidade crítica de concretagem matematicamente definida como: (3.24) onde: = Velocidade máxima de extração da hélice [m/s]; A = Área em planta do trado [m²]; Q c = Vazão de concreto [m³/s]; = Sobreconsumo de concreto [adimensional] Na visão do autor do presente trabalho, seria mais interessante fazer o controle estatístico do sobreconsumo de concreto e construir um banco de dados baseado na experiência de campo, pois na atualidade das obras este parâmetro é adotado, tendo como base o sobreconsumo de projeto que é definido empiricamente com base em tabelas que correlacionam o sobreconsumo adotado com o tipo de solo e esse procedimento não leva em consideração a pressão de injeção adotada em campo. O procedimento seria análogo ao usado para o tratamento estatístico da energia gasta na etapa de perfuração das estacas hélice contínua, escolhendo estacas para formar a 47

58 amostra, criar um banco de dados com as medidas do sobreconsumo e relacionar com o perfil de solo e com a pressão de injeção de concreto. Seria então criada uma distribuição de frequências e a média do sobreconsumo da amostra seria então usada na equação que calcula a velocidade crítica de extração da hélice. Os elementos da amostra seriam de tal forma que apresentassem perfis de solo semelhantes e pressões de concretagem também semelhantes. Silva (2011) aplicou rotinas no sistema de monitoramento de estacas hélice contínua, para que, juntamente com os gráficos normalmente gerados, fossem exibidos graficamente os limites adicionados por ele e as informações sobre o torque aplicado ao helicoide já em unidade de medida usual, com o objetivo de agilizar e facilitar a análise das medidas e tomar decisões durante a etapa de perfuração. 3.9 Importância do tratamento estatístico Sabe-se que em engenharia não se possuem todos os dados com a exatidão desejada para o uso de métodos determinísticos. Em engenharia geotécnica o fato de trabalhar-se com um material tão variável acentua a diferença de comportamentos entre o previsto via cálculos determinísticos e o apresentado na realidade. Para lidar com esse problema de variabilidade, torna-se bastante útil fazer uma abordagem estatística para obter estimativas mais confiáveis considerando as incertezas atreladas ao projeto e com base nas características medidas em campo (Silva, 2011). Em engenharia geotécnica, diversas são as fontes de incertezas, tais como: a) Incerteza quanto à real intensidade da carga solicitante atuante; b) Incerteza quanto à combinação de ações que seja a mais crítica; c) Incerteza quanto à variabilidade na intensidade das ações ao longo da vida útil de projeto; d) Incertezas quanto às reais resistências que serão atingidas; e) Incertezas devidas às diferenças entre o que foi projetado e o que foi construído; f) Incertezas sobre o comportamento mecânico dos solos ao longo do tempo de vida do projeto; g) Incertezas devido à variabilidade dos solos; 48

59 h) Erros executivos que não puderam ser previstos em projeto. O risco presente em qualquer projeto pode ser controlado e quantificado com o uso dos conceitos de probabilidade e estatística. Partindo desses conceitos, Silva (2011) afirma que a capacidade de carga e a deformabilidade das estacas executadas podem ser controladas através da comparação das características energéticas de cada estaca executada com as características estatísticas da amostra. Resultados de provas de carga, realizadas na região, bancos de dados regionais e cálculos de capacidade de carga via métodos semiempíricos baseados no perfil de sondagem ou até mesmo em ensaios CPT, são usado como referência inicial. Segundo Silva (2011), se a amostra de fato representar o estaqueamento, suas características estatísticas também serão representativas do estaqueamento e, a partir destas características, pode-se controlar a execução do estaqueamento, adotando critérios de aceitação para garantir a uniformidade em termos de capacidade de carga e deformabilidade do estaqueamento. Apesar da grande diversidade de equipamentos e de ferramentas de perfuração existentes é possível afirmar que: se as estacas tiverem mesmo diâmetro e semelhante gasto energético durante a perfuração, se forem estacas executadas em perfis de solo semelhantes e se forem executadas por mesma equipe (composta por operador e máquina), então terão capacidades de carga e deformabilidades semelhantes (Silva, 2011). Ainda assim, os cuidados durante as etapas de escavação e concretagem deverão ser seguidos, para que a sistematização do processo não se perca. Segundo Silva (2011), durante sua pesquisa foram usadas amostras intencionais, já que se desejava obter amostras que representassem as características da região com características geotécnicas (perfil de solo e ensaio SPT) já conhecidas e/ou relacionadas com provas de carga. As medidas de energias gastas nas etapas de perfuração de estacas semelhantes foram organizadas graficamente em gráficos de distribuição de frequência do tipo histograma, objetivando obter a distribuição de frequências absolutas. O histograma foi utilizado para representar as informações da distribuição de frequência, representada pela média, variância e desvio padrão, que matematicamente equivalem a: (3.25) 49

60 (3.26) (3.27) (3.28) (3.29) (3.30) (3.31) onde: xi = Valor medido (energia gasta para escavar a estaca i); n = Número de observações; µ = Média da população; = Média aritmética amostral das energias gastas para escavar cada estaca; σ² = Variância da população; σ = Desvio padrão da população; Sd² = Variância na distribuição de Student para a amostra; Sd = Desvio padrão na distribuição de Student para a amostra; Z = Variável aleatória normal padronizada da distribuição Normal; T = Variável aleatória normalizada da distribuição Student; Segundo Silva (2011), ainda nesta fase inicial é possível apresentar algumas generalizações, claramente com algum grau de incerteza, para o conjunto de dados 50

61 (amostra) da população, tendo então algumas indicações sobre a capacidade de carga e deformabilidade Conceito de confiabilidade dos estaqueamentos Segundo Silva (2011), o conceito de confiabilidade aplicado aos estaqueamentos procura garantir que a superfície resistente, definida pelas cotas de assentamento das bases das estacas, assegurem as premissas de projeto em termos de capacidade de carga, deformabilidade da fundação e recalque da estrutura associada à fundação. Introduzir o conceito de confiabilidade aos estaqueamentos é uma forma de conferir e assegurar qualidade aos estaqueamentos e diminuir riscos, com o emprego de ferramentas estatísticas. O conceito de confiabilidade deve ser utilizado quando não há maneira acurada de prever, através de modelos determinísticos, a falha. Por exemplo, se uma viga de aço for posta sob condições de esforço, em algum instante inicial, adotado t = 0s, e for observada até que ocorra a falha (de qualquer natureza), esse período de tempo, do instante inicial até o instante da ocorrência da falha, deve ser visto como uma variável aleatória. Isto é, vigas idênticas, sob idênticas condições de carregamento, falharão em diferentes e imprevisíveis instantes. O tratamento mais realista leva à necessidade de consideração das incertezas e da variabilidade dos parâmetros de interesse. Logo, define-se a confiabilidade de uma estaca como a probabilidade de que a estaca não falhe durante o intervalo compreendido entre o instante t = 0 e o instante t. Por exemplo, chamando a confiabilidade da estaca na época t de C(t), se C(t1) = 0,90, isso mostra que aproximadamente 90% das estacas não apresentarão falhas, ou seja, ainda funcionarão na época t As rotinas utilizadas pela metodologia SCCAP Em sua pesquisa, Silva (2011) introduz ao sistema de monitoramento da execução de estacas hélice contínua a possibilidade de fazer o controle de qualidade de cada estaca, ao conferir, ao processo executivo de um estaqueamento, condições para verificar e validar a capacidade de carga e deformabilidade de cada estaca com a 51

62 capacidade de carga e deformabilidade requerida em projeto. Como as energias medidas nas estacas estão diretamente relacionadas com as suas respectivas capacidades de carga, pode-se criar um banco de dados com base energética para controlar, estatisticamente, o estaqueamento, usando para isso critérios de aceitação que podem ser adotados pelo projetista. A amostra deve se situar próxima ao local onde foi feita a prova de carga, possibilitando a associação das energias medidas com a capacidade de carga obtida na prova de carga. Outra opção, caso a primeira não seja possível, é escolher a amostra tal que ela se situe em local com características geotécnicas bem conhecidas (por exemplo, locais onde os ensaios SPT apresentem baixa variabilidade entre furos). Segundo Guimarães (2014), cada correlação (entre energia e capacidade de carga ou entre energia e ensaio N SPT ) poderia ter um peso atrelado, mostrando a acurácia da correlação. Sendo o objetivo a ser atingido a obtenção de ensaios N SPT juntamente com a execução de provas de carga. A energia medida para controle do estaqueamento está ligada à capacidade de carga obtida da prova de carga (quando executada) ou de alguma metodologia semiempirica para cálculo de capacidade de carga (usando o perfil geotécnico conhecido através dos ensaios SPT ou CPT). Portanto, para a aplicação do controle de qualidade discutido nesse trabalho, é fundamental que a prova de carga seja executada da melhor maneira possível, pois dela se obterá a correlação entre capacidade de carga e gasto energético na etapa de escavação de uma estaca. Do mesmo modo, as sondagens com ensaios SPT deverão ser realizadas da melhor maneira possível, refletindo uma estimativa mais realista da capacidade de carga, baseada na metodologia de cálculo escolhida. A metodologia de controle de qualidade discutida confere maior segurança, economia e confiabilidade, certificando a obra em relação ao projeto, porém não resolve as deficiências que possam ter sido geradas desde as etapas de estudo geológico-geotécnico até a etapa construtiva em si, sendo esta última crucial para o bom desempenho das estacas. Segundo Silva (2011), escolhida a região a ser amostrada e o seu tamanho, agrupam-se os dados ajustando-os em distribuições de frequência (Normal ou Student) dependendo do tamanho da amostra. Pela dificuldade econômica de se conseguir fazer a amostragem com a utilização de mais de 30 amostras, a distribuição que melhor se 52

63 adapta é a distribuição de Student. Através do cálculo da média e do desvio padrão da amostra, critérios de confiabilidade e aceitação são adotados pelo projetista. Logo, escolhida uma amostra representativa e conhecendo-se as suas características estatísticas (média, variância e desvio padrão), podem ser adotados critérios de aceitação do estaqueamento, os quais devem ser determinados pelo projetista. Esses critérios devem levar em conta o grau de incerteza na etapa executiva, nos parâmetros geotécnicos levantados e na etapa de projeto. Silva (2011), em sua pesquisa, sugere o uso de três critérios, que podem ser adotados nas rotinas dos sistemas de monitoramento de execução de estacas escavadas (em especial estaca tipo hélice contínua): 1. Aceitar a estaca que, ao atingir a profundidade mínima de projeto, tenha gasto mais energia do que a média das energias gastas medidas na amostra, pois a média é representativa da população, (, este critério é o mínimo aceitável. 2. Aceitar a estaca que, ao atingir a profundidade mínima de projeto, tenha gasto mais energia do que a média acrescida do desvio padrão das energias medidas na amostra. (E Silva (2011) aconselha o uso deste critério em obras com alta variabilidade geotécnica ou nos casos de dúvidas quanto ao levantamento de parâmetros geotécnicos, aumentando a margem de segurança. 3. Aceitar a estaca que, ao atingir a profundidade mínima de projeto, tenha gasto mais energia que a média acrescida do dobro do desvio padrão das energias medidas na amostra (E Silva (2011) aconselha o uso deste critério em casos de alta variabilidade geotécnica, dúvidas quanto ao processo executivo e quanto aos parâmetros geotécnicos de cálculo. 53

64 onde: E = Gasto energético para fazer a perfuração da estaca; µ = Média do gasto energético para fazer as perfurações das estacas da amostra; σ = Desvio padrão do gasto energético para fazer as perfurações das estacas da amostra 3.12 Índice de confiabilidade Como já discutido anteriormente, o desempenho das fundações depende muito do processo executivo e das características geológico-geotécnicas do maciço. Foi dito também que a determinação da capacidade de carga através da execução de provas de carga de todas as estacas do estaqueamento é um processo caro e lento demais para poder ser aplicado na grande maioria das obras. Anteriormente, viu-se que em locais de grande variabilidade geotécnica a dificuldade na estimativa da capacidade de carga por métodos semiempíricos é grande, pois geralmente dispõe-se de investigações de campo insuficientes e/ou mal executadas. O engenheiro geotécnico lida com materiais com bastante variabilidade, sem ter certeza de valores exatos, tendo apenas as ordens de grandeza e, para estimar as propriedades necessárias para a execução do projeto dispõe geralmente de métodos determinísticos, considerando que os métodos utilizados são completamente corretos. Enfim, os projetos geotécnicos são impregnados de incertezas das mais diversas origens e mesmo assim devem atender aos princípios básicos de qualquer fundação (segurança quanto à ruptura geotécnica e recalques condizentes com as estruturas associadas à fundação). Por conta das incertezas existentes, são aplicados fatores de segurança, de maneira que a capacidade resistente exceda as solicitações com certa margem de segurança. Como já mencionado anteriormente, a segurança conferida ao projeto deve ser baseada em métodos probabilísticos, para considerar de maneira mais realista as incertezas inerentes às fundações. Em Silva (2011), procurou-se avaliar a confiabilidade dos estaqueamentos em estacas hélice contínua a partir de bancos de dados construídos através dos registros das energias gastas na etapa de perfuração das estacas. Baseou-se na proposta de Ang e 54

65 Tang (1984), que define como variáveis aleatórias as solicitações e resistências de um estaqueamento. A proposta visa assegurar que a resistência seja superior a todas as solicitações de projeto, durante a vida útil da fundação, com certa margem de segurança, atendendo aos estados limites últimos e de serviço (logo, Resistência > Solicitação atuante). Essa condição pode ser verificada em termos probabilísticos, representando a confiabilidade do estaqueamento. De acordo com Aoki (2008) citado por Silva (2011), a probabilidade de falha em um estaqueamento pode ser calculada a partir do índice de confiabilidade, trabalhandose com a distribuição de margem de segurança. Essa distribuição representa o distanciamento entre as funções de solicitações e as funções de resistências. Matematicamente; Zm = Rm-Sm (3.32) onde: Zm = Função da distribuição da margem de segurança média; Rm = Função da distribuição das resistências; Sm = Função da distribuição das solicitações; Segundo Silva (2011), conhecendo-se a forma das curvas de solicitação e de resistência, e conhecendo-se os coeficientes de variação e o fator de segurança global do estaqueamento, pode-se determinar o índice de confiabilidade e a probabilidade de falha do estaqueamento, deduzidos por Cardoso e Fernandes (2001), segundo Silva (2011), e expressos por: (3.33) (3.34) 55

66 onde: β = Índice de confiabilidade; FS = Fator de segurança global; Vr = Variância da distribuição das resistências; Vs = Variância da distribuição das solicitações; pf = Probabilidade de falha; Figura Curva de densidade de probabilidade de solicitação e resistência (Aoki, 2002) Portanto, o coeficiente de variação da curva de resistências é conhecido a partir do tratamento estatístico do banco de dados das energias medidas. Com a variação da curva de solicitações (fornecida pelo calculista estrutural) e o fator de segurança global, determina-se o índice de confiabilidade e, consequentemente, a probabilidade de falha. Observação é feita aqui quanto à equação (3.33), de onde nota-se que se a variância da curva que representa as resistências diminuir, o índice de confiabilidade aumenta e, consequentemente a probabilidade de falha diminui. Simplificadamente, é esse o efeito da aplicação da metodologia SCCAP ao controle de qualidade das estacas hélice contínua. De acordo com Sandroni e Sayão (1993), segundo Silva (2011), o índice de confiabilidade e a probabilidade de falha possuem relação inversamente proporcional, podendo utilizar-se de um ábaco para fazer tal conversão: 56

67 Figura Relação entre índice de confiabilidade (β) e probabilidade de falha do estaqueamento (pf) (Modificação por Sandroni e Sayão, 1993) 3.13 Relação capacidade de carga x energia Segundo Silva (2011), a energia gasta na etapa de perfuração de estacas hélice contínua, juntamente com os dados obtidos pela caracterização do solo, podem ser correlacionados tanto ao N SPT quanto à capacidade de carga da estaca, para perfis de solo semelhantes e um mesmo conjunto operador-máquina. Para validar esta hipótese, Silva (2011) considerou que em uma obra executada com um mesmo conjunto operador-máquina são adotados procedimentos semelhantes durante as escavações de todas as estacas, ou seja, a execução das estacas hélice contínua é um processo sistematizado para cada obra e cada equipe de escavação. Adotou-se a metodologia SCCAP para controle estatístico do estaqueamento através das medições de energia gasta nas etapas de perfuração de cada estaca, no intuito de uniformizar o estaqueamento energeticamente, ou seja, quanto à capacidade de carga e deformabilidade. Nos estaqueamentos controlados em seu trabalho, Silva (2011) executou provas de carga, ensaios de campo e medidas de energia, verificando: Possibilidade de correlação entre capacidade de carga obtida da prova de carga e a energia gasta na etapa de perfuração dessa mesma estaca. 57

68 Possibilidade de correlação entre a somatória do número de golpes do ensaio SPT (N SPT ) com a energia gasta para perfuração de uma estaca hélice contínua. Possibilidade de relação entre o torque aplicado e a capacidade de carga. A influência do impulso na relação torque aplicado x capacidade de carga. A influência do tipo de solo e seu grau de intemperismo sobre a energia gasta para escavar uma estaca. Como o processo executivo e as ferramentas usadas poderiam influenciar a medida da energia gasta para escavação da estaca e, consequentemente, a capacidade de carga da estaca. Araújo et al (2009) procuraram compreender o comportamento e a interação entre torque e solo. Eles analisaram resultados de provas de carga e as relações entre o torque aplicado durante a escavação de uma estaca, o N SPT e a capacidade de carga. Eles perceberam que sob condições controladas o torque acumulado, o N SPT médio ao longo da estaca e a capacidade de carga guardam certa proporção entre si Provas de carga Geralmente, são utilizadas provas de carga estáticas para determinar o comportamento de um elemento de fundação isolado, e ensaio de carregamento dinâmico em casos de solicitações dinâmicas importantes atuando na fundação durante a sua vida útil, não substituindo a execução de provas de carga estáticas. A extrapolação deste resultado para o restante das estacas que compõe o estaqueamento não é confiável, pois o solo é um material com grande variabilidade. Desse modo, necessita-se de algum artifício que possibilite a estimativa da capacidade de carga e da deformabilidade das estacas, como por exemplo, a metodologia SCCAP discutida neste trabalho, e as clássicas metodologias voltadas para o controle de qualidade de estacas cravadas, tais como controle por nega ou por repique da estaca. Na pesquisa de Silva (2011), as provas de carga são usadas como uma ligação direta entre a energia demandada (medida) na etapa de perfuração de estacas hélice 58

69 contínua e o resultado da prova de carga. Utilizam-se os resultados de provas de carga realizadas ou informações de bancos de dados, porém obrigatoriamente a prova de carga deve ser feita em estacas similares (profundidade de assentamento, diâmetro e perfil de solo) às estacas que se quer controlar, devendo ser executada em perfil de solo representativo do solo que se apresenta nas vizinhanças das estacas controladas e o conjunto operador-máquina que executou as estacas deve ser o mesmo tanto para a estaca ensaiada quanto para as estacas controladas, no intuito de comparar execuções sistematizadas. Resumindo, a prova de carga tem função primordial na metodologia analisada e procura verificar o comportamento do elemento de fundação, por isso, a aplicação da metodologia SCCAP demanda uma maior atenção na etapa de execução da prova de carga e na análise dos resultados. Para tanto, a NBR (ABNT, 2006) ressalva que se deve ter certeza da correta aferição dos manômetros dos macacos hidráulicos usados no ensaio, o sistema de reação deve ser projetado, montado e utilizado de forma que a carga aplicada atue na direção desejada, a realização do ensaio não deve permitir choques mecânicos e, em casos de aplicação de mais de um macaco hidráulico, devem ser tomadas medidas no intuito de garantir a direção e o ponto de aplicação da carga. Para viabilizar a análise das curvas carga x recalque obtidas, a NBR (ABNT, 2006) recomenda que os macacos utilizados tenham capacidade 20% maior que o máximo carregamento previsto para o ensaio e deve ter curso de êmbolo compatível com os deslocamentos máximos esperados. Na pesquisa desenvolvida por Silva (2011), foi usada a prova de carga de carregamento lento, com a aplicação (sempre que possível) de um único ciclo cargadescarga, conforme a NBR (ABNT, 2006). O sistema solo-estaca é submetido à aplicação de carga estática crescente, de incrementos iguais, em que cada um deles é mantido até a estabilização dos recalques (seguindo o critério da norma). Com os resultados gerados, foi possível comparar a capacidade de carga da estaca com a energia demandada para a sua perfuração e com características estatísticas da amostra e do estaqueamento. Com o objetivo de entender a transferência de carga e de energia ao longo das estacas, Silva (2011) realizou provas de carga instrumentadas com strain gages, para conhecer a distribuição de tensões e deformações ao longo do fuste e na ponta das 59

70 estacas. A instrumentação das estacas seguiu os procedimentos apresentados por Cintra e Toshiaki (1988), citado por Silva (2011), nos quais se encontra a sequencia de passos para a correta instrumentação. Em seu trabalho, Silva (2011) instrumentou sete estacas escavadas tipo hélice contínua, dos sítios 2 e 11, para determinar o real mecanismo de transferência de carga na interface solo-estaca, determinando o atrito lateral e a parcela de ponta. O entendimento do mecanismo de transferência de carga ao longo da estaca e a posterior comparação com a energia gasta para a escavação das estacas foi um dos meios usados para a validação da metodologia analisada (SCCAP). Além destas provas de carga instrumentadas, foram utilizadas outras quatro, apresentadas nos trabalhos de Guimarães (2002) apud Silva (2011), Silva et al. (2002) apud Silva (2011) e Soares (2004) apud Silva (2011), com o objetivo de entender o comportamento quanto às tensões residuais presentes nas instrumentações. Segundo Silva (2011), os strain gages usados nas sete estacas instrumentadas eram do tipo KFG2 120 D16 da Kyowa Electronic Instruments CO. Ltda., sendo colados em barras de aço CA-50, com 12,5 mm de diâmetro e comprimento de 0,40 m, sendo estes conjuntos instalados aos pares em posições diametralmente opostas. A ligação entre estes extensômetros foi do tipo ponte completa, seguindo o procedimento descrito em Albuquerque (2001), segundo Silva (2011). As barras instrumentadas foram calibradas para corrigir eventuais diferenças nas leituras de deformação e possíveis erros de instalação, garantindo que as tensões transferidas fossem obtidas de modo acurado (Silva, 2011). Como detalhado em Silva (2011), as barras instrumentadas foram conectadas a uma caixa seletora de canais (Transdutec), que estava ligada a uma leitora de deformações (P3500 da Vishay Micro Measurements Ltda.). A ligação entre as barras instrumentadas e a unidade de leituras foi executada por meio do uso de cabo elétrico (4x26 AWG), a proteção dos extensômetros elétricos contra a umidade e contra choques mecânicos foi concebida em resina de isolamento elétrico, adesivo de silicone e fita adesiva. As etapas seguidas para a obtenção dos dados podem ser encontradas em Silva (2011). Em dois locais onde foram feitas as medidas, as barras instrumentadas foram instaladas nas estacas mediante a introdução de um tubo de aço galvanizado de 1 ½ 60

71 com tampa nas duas extremidades, os quais foram posicionados no eixo do helicoide, dentro do tubo de concretagem, possibilitando a instalação da barra instrumentada. Após a escavação e a concretagem da estaca, o tubo ficou no eixo da estaca hélice contínua. Após a instalação da barra instrumentada no interior da estaca, foi feita a injeção do tubo de aço com calda de cimento, consolidando o sistema barra instrumentada-tubo-estaca e evitando danos por flexão ao tubo de aço, seguindo os procedimentos descritos em Albuquerque et al. (2001), citado em Silva (2011). Em outra localidade, onde foram realizadas medições para seu trabalho, Silva (2011) usou uma barra de aço CA-50 com 16 mm de diâmetro, onde foram instalados 6 pares de extensômetros ao longo da barra, esta instrumentação foi inserida no eixo das estacas sem a utilização de calda de cimento. Nas barras instrumentadas, utilizou-se de extensômetros elétricos (modelo KFG C11-11, da Kyowa Electronic Instruments) com configuração unidirecional, resistência de 120 ohms e constante k = 0,213 (calibração de fábrica). Utilizou-se ligação ¼ de ponte nos extensômetros elétricos, e realizando os ensaios no período noturno para minimizar o efeito térmico sobre o sistema Métodos de interpretação e de extrapolação de curvas carga-recalque obtidas em provas de carga estática Para analisar e interpretar os resultados obtidos nas provas de carga no Brasil, são usadas as metodologias propostas pela NBR 6122 (ABNT, 2010), por Décourt (2008), por Van der Veen (1953) e por Camapum de Carvalho et al. (2008 e 2010), cada método é brevemente descrito aqui Método de Van der Veen (1953) Método de extrapolação da curva carga-recalque usado normalmente quando a prova de carga é interrompida precocemente, por motivos quaisquer. Os pontos obtidos da realização da prova de carga (pontos da curva carga x recalque) são ajustados a uma função matemática de caráter exponencial e o critério adotado para consideração da 61

72 ruptura física é que o recalque se torna, teoricamente, infinito para certo valor de carga. Segundo Aoki (1989), essa curva mostra-se adequada para compor previsão do comportamento carga-recalque de estacas. Tem-se: (3.35) (3.36) A equação (3.35) fornece valores de recalque (w) correspondentes a quaisquer cargas Q, devendo ser conhecidas a carga última (Qu) e o coeficiente de forma (α). O valor de (α) é obtido a partir do recalque para a carga de trabalho por: (3.37) Sendo: Q = Carga atuante na estaca; Qu = Carga última da estaca; w = Recalque da estaca quando atua Q; α = Coeficiente de forma da curva carga x recalque; Na aplicação do método, Aoki (1976) observou que a reta obtida (correspondente à carga de ruptura) não passava pela origem do gráfico, mas apresentava um intercepto. Aoki (1976) propôs a inclusão do intercepto daquela reta (chamado β), modificando a equação de Van der Veen (1953) da curva carga x recalque: Q = Qu (1- (3.38) Porém esta proposição não foi observada no trabalho de Silva (2011). Segundo Velloso e Lopes (2010), a curva carga x recalque prevista pela equação proposta por Aoki (1976) se seguida a equação, não se inicia na origem. Ainda segundo Velloso e Lopes (2010), isto pode ser compreendido lembrando que o solo é um material viscoso, apresentando resistência viscosa associada a cada velocidade de 62

73 carregamento e que a prova de carga estática tem certa velocidade, mesmo sendo pequena. Segundo Velloso e Lopes (2010), há uma discussão quanto à confiabilidade da extrapolação, pelo método de Van der Veen (1953), das curvas carga x recalque obtidas em provas de carga. Extrapolações tentadas de curvas carga x recalque que ficaram em baixo nível de carregamento (no trecho inicial, quase elástico) conduzem a valores de carga de ruptura exagerados, beirando o absurdo. A prática geotécnica indica que se pode obter uma extrapolação confiável se o recalque máximo atingido for da ordem de 1% do diâmetro da estaca ensaiada (Velloso e Lopes, 2010) Conceito de Rigidez, Décourt (1996) Neste método, a carga de ruptura convencionada, para estacas de seção circular, é definida como a carga que corresponde a um recalque igual a 0,1 D (sendo D o diâmetro da estaca), para estacas de deslocamento e estacas escavadas em argila. Já para estacas escavadas em solos granulares, definiu-se que a carga de ruptura é a carga que corresponde a um recalque da ordem de 0,3 D. Porém, como alertado por Silva (2011), esta definição não considera a deformação elástica que ocorre no fuste da estaca quando em carga, questão que se torna importante no caso de estacas longas. Para aplicar a metodologia de Décourt, divide-se a carga pelo correspondente recalque (Q/ρ, obtido da curva carga-recalque), obtendo a rigidez (denominado RIG). Após isto, plota-se o gráfico Q x RIG (carga x rigidez). Segundo Décourt (1998), em Silva (2011), a estaca atinge sua carga última quando a rigidez se anula, logo, a partir da avaliação da regressão linear do gráfico Q x RIG, calcula-se a carga correspondente à rigidez nula. Ou seja, como a ruptura física é definida quando RIG = 0, e RIG = Q/ρ, isto implica que, para que haja ruptura física propriamente dita, é necessário que o recalque seja infinito, logo não existe a ruptura física. Décourt (2008), em Silva (2011), propõe que o gráfico de rigidez seja interpretado (i) com os pontos correspondentes aos primeiros estágios como indicadores do comportamento do atrito e (ii) com os pontos correspondentes aos últimos estágios como indicadores do comportamento da ponta. 63

74 Camapum de Carvalho et al. (2008 e 2010) Silva (2011) afirma que este método propõe três análises complementares à curva carga x recalque, levando em consideração o comportamento de cada solo e os mecanismos de interação solo-fundação. 1º) Análise da curva recalque x tempo obtida para cada estágio de carregamento constante, com o tempo em escala logarítmica. Em cada curva calcula-se o coeficiente de recalque no trecho final, região onde os recalques estariam estabilizados. Com os coeficientes de recalque calculados é gerado um gráfico carga x coeficiente de recalque e nesse gráfico o primeiro ponto de inflexão corresponderia à carga de início de contribuição de ponta. O segundo ponto de inflexão corresponderia ao início das deformações plásticas do conjunto fuste-base. Figura Lado esquerdo (curva recalque x tempo para cada estágio de carregamento) / Lado direito (curva coef. de recalque x carga aplicada) (Silva, 2011). 64

75 2º) Análise a partir do recalque imediato acumulado, verificando os recalques em cada estágio, até o tempo definido de 4 minutos. Com os pares recalques imediatos acumulados (ρia) e carga (Qi), gera-se um gráfico. Desse gráfico gerado, definem-se trechos de reta que podem ser usados para o entendimento do comportamento do elemento de fundação. 3º) A análise por diferença entre recalque imediato medido aos 4 minutos e o recalque total, teoricamente, corresponderia ao recalque por adensamento total (primário e secundário). Com os pares recalques acumulados por adensamento total (ρseci) e carga (Qi), gera-se um gráfico obtendo-se trechos de reta, a análise com o recalque por adensamento total deve ser feita considerando-se o recalque até o tempo final de estabilização Metodologia da NBR 6122 (ABNT, 2010): Pela NBR 6122 (ABNT, 2010), a carga de ruptura pode ser convencionada como sendo aquela que corresponde ao recalque obtido por: (3.39) onde: = Recalque da ruptura convencional; P = Carga de ruptura convencional; L = Comprimento da estaca; A = Área da seção transversal da estaca; E = Módulo de Young do material da estaca; D = Diâmetro do círculo circunscrito à estaca; 65

76 O método da NBR 6122 (ABNT, 2010) é baseado na norma canadense, que, por sua vez, é baseada no método de Davisson (1972). Pelo método da NBR 6122 (ABNT, 2010), a ruptura é caracterizada pelo recalque devido ao encurtamento elástico da estaca sob carga de compressão, somando-se D/30. Segundo Lopes (1979), citado em Velloso e Lopes (2010), o recalque correspondente à carga de ruptura deveria incluir uma estimativa mais realística do encurtamento elástico e adotar um deslocamento de ponta maior, podendo ser calculado pela seguinte equação: (3.40) onde: 5%; Qp = Carga de ponta; Qf = Carga de fuste; ν = Fator de modo de distribuição do atrito lateral (2 se constante; 1,5 se triangular no sentido crescente com a profundidade e 3 se no sentido decrescente com a profundidade); φ = Fator de mobilização da resistência de ponta, podendo ser adotado como L = Tamanho total da estaca; A = Área da seção transversal da estaca; Ep = Módulo de Young para a estaca; B = Diâmetro da ponta da estaca; 66

77 3.16 Desempenho aplicado às estacas tipo hélice contínua. Para avaliar a influência da pressão de injeção, Silva (2011) realizou variações de pressão de injeção no sítio 1, adotando o seguinte: a) Nas camadas onde se encontrou argila arenosa avermelhada, classificada como muito mole a partir do ensaio SPT, procurou-se manter a pressão positiva próximo de zero, para evitar a destruição da estrutura do solo e evitar o sobreconsumo de concreto e a descompressão do fuste; b) Nas camadas onde se encontrou argila arenosa avermelhada com pedregulhos, de consistência média a dura, procurou-se manter as pressões de injeções normais (por volta de 50 kpa), evitando sobreconsumo acima de 20%; c) No saprólito, silte argiloso, foram adotadas pressões médias de injeção de concreto (entre 50 e 100 kpa), para verificar a influência da pressão de injeção do concreto na capacidade de carga das estacas; Observação importante é feita no que se refere à pressão de injeção. A referida pressão é medida pelo sensor do sistema de monitoramento ou medidor de vazão de concreto, que é instalado na extremidade superior do trado, a uma altura considerável (por volta de 20 m). A pressão adicional, provocada pela coluna de concreto dentro do tubo de concretagem não é considerada. Segundo Silva (2011), medir a pressão ao nível de saída do concreto é tarefa complexa por depender de outras propriedades, tais como: diâmetro do tubo, rugosidade interna do tubo, viscosidade do concreto, etc. Silva (2011) afirma que não foi possível manter a pressão de injeção em nível pré-estabelecido, pois provavelmente a pressão adotada foi maior que a resistência lateral à compressão do fuste das estacas, provocando ruptura ou deslocamentos laterais importantes da parede da estaca. Segundo Silva (2011), sobre as estacas foram executados blocos de coroamento para nivelar e melhor distribuir as tensões. As estacas foram ensaiadas, como já mencionado anteriormente, por meio de prova de carga estática lenta, baseando-se na 67

78 NBR (ABNT, 2006), com sistema de reação e carregamento descritos em Azevedo & Silveira (2007), segundo Silva (2011). A tabela (3.1), obtida em Silva (2011), apresenta as características das estacas ensaiadas no sítio. Tabela Características das estacas ensaiadas com variação de pressão de injeção - sítio 1 (Silva, 2011) As estacas foram submetidas à provas de carga estática conforme o seguinte: EPCJC1: Paralisação aos 700 kn de carga devido a problemas de excentricidades detectadas no sistema de reação; EPCJC2 e EPCJC3 foram ensaiadas até as cargas de 800 e 950 kn, respectivamente. No sítio 4, Silva (2011) realizou os ensaios com variação de pressão de injeção, e provavelmente pela existência de pavimento de subsolo, as cotas das cabeças das estacas situam-se à 4 m do nível do terreno original, expondo solo saprolítico, que apresenta maiores valores de N SPT e maiores resistências à compressão lateral (suportando pressões acima de 100 kpa). Cinco estacas, de diâmetro 40 cm, foram analisadas quanto à capacidade de carga e deformabilidade. Duas estacas tinham comprimento de 6 m e três 9 m, todas executadas em horizonte saprolítico, classificado como silte argilo-arenoso. As três estacas de 9 m foram injetadas com pressões variando entre 50 e 600 kpa, já as duas estacas de 6 m foram injetadas (uma com baixa pressão e outra com alta) para averiguar a influência da pressão de concretagem na capacidade de carga e deformabilidade da estaca. As duas estacas de 6 m foram levadas à ruptura convencional, proporcionando uma melhor análise da curva carga x recalque. 68

79 Sobre as estacas foram executados blocos de coroamento para nivelar e melhor distribuir as tensões. As estacas foram ensaiadas por meio de provas de carga estáticas lentas. Nas três estacas de 9 m, durante a concretagem adotou-se: PCB 3L 9B, executada com baixa pressão de concretagem (entre 0 e 25 kpa; PCB 3L 9N, executada com pressão de concretagem que foi adotada na execução das estacas do empreendimento (entre 50 e 100 kpa); PCB 3L 9A, executada com alta pressão de concretagem (entre 300 e 500 kpa); A tabela (3.2) apresenta as principais características das estacas ensaiadas. Tabela Características das estacas ensaiadas com variação de pressão de injeção - sítio 4 (Silva, 2011) Nas provas de carga executadas para as duas estacas de 6 m, durante a concretagem adotou-se: PCB 9L 6B, executada sem pressão de concretagem (retirou-se a hélice e lançou-se concreto), procedimento semelhante ao adotado para outros tipos de estacas escavadas e não recomendado pela NBR 6122 (ABNT, 2010); PCB 9L 6N, executada com a pressão de concretagem adotada no restante do estaqueamento (50 kpa). 69

80 A tabela (3.3) apresenta as principais características das estacas ensaiadas. Tabela Características das estacas ensaiadas com variação de pressão de injeção - sítio 4 (Silva, 2011) As tabelas (3.4) e (3.5) apresentam as características dos estaqueamentos estudados em Silva (2011), nos sítios 3 e 5. Sítio 3: Tabela Características das estacas ensaiadas com variação de pressão de injeção - sítio 3 (Silva, 2011) Perfil geotécnico: estratificado, com presença de solo mole saturado, inclusive espessa camada de turfa. 70

81 Sítio 5: Tabela Características das estacas ensaiadas com variação de pressão de injeção - sítio 5 (Silva, 2011) Perfil geotécnico com base na sondagem a percussão: pouco estratificado, com presença de solo mole saturado. 71

82 4 ANÁLISE DOS RESULTADOS 4.1 Procedimentos seguidos Avaliou-se e validou-se a metodologia SCCAP mediante a execução de 44 provas de carga, sendo 11 instrumentadas. São mostrados aqui os resultados obtidos por Silva (2011), suas implicações e algumas análises com base em diversos autores. Inicialmente, como mencionado anteriormente, foi necessário situar-se no contexto geológico-geotécnico no qual a pesquisa foi desenvolvida. Depois, foram apresentadas as caracterizações geotécnicas e mineralógicas das três principais regiões estudadas por Silva (2011), sítios 1, 2 e 3. Os aspectos que interferem no gasto energético durante a etapa de perfuração de estacas hélice contínua foram analisados. Foi assumido por Silva (2011) que os perfis caracterizados nos sítios 1, 2 e 3 representavam, geotecnicamente e mineralogicamente, as demais regiões, cuja caracterização limitou-se aos ensaios SPT e CPT. As tensões residuais e a pressão de injeção do concreto, dois principais fatores que afetam a interpretação das provas de carga instrumentadas e a capacidade de carga das estacas, foram estudadas. Foram também verificadas as relações entre energia dissipada na perfuração das estacas, N SPT e a capacidade de carga das estacas, obtidas através de provas de carga estática. Foi confirmada a hipótese de que as energias necessárias para escavar as estacas hélice contínua de um estaqueamento seguem uma distribuição conhecida (distribuição normal), com isso, confirmou-se que a metodologia SCCAP possibilita uniformizar o estaqueamento em termos energéticos e que os riscos inerentes aos estaqueamentos são minorados. Fato comprovado através do uso dos conceitos de confiabilidade e probabilidade de falha (Silva, 2011). 72

83 4.2 Caracterização geotécnica e mineralógica Ensaios de caracterização geotécnica e mineralógica foram realizados em três localidades: Sítio 1 Brasília; Sítio 2 Guará e Sítio 3 Águas Claras. Quanto à caracterização mineralógica, foi realizada a difração de raios-x, com o objetivo de tentar observar possíveis influências que a variabilidade mineralógica pudesse provocar quanto à energia gasta para escavar uma estaca (mesmo com locais com classificações geotécnicas semelhantes) e tentar observar como era a influência das camadas laterizadas (que não são percebidas usando apenas SPT). O sítio 1 apresentou perfil geotécnico com grande variabilidade verificada em 45 sondagens a percussão acompanhadas de ensaios SPT. Em laboratório foram realizados os seguintes ensaios: Umidade higroscópica (wh) NBR 6457 (ABNT, 1986); Umidade natural (wn) NBR 6457 (ABNT, 1986); Densidade real dos grãos (Gs) NBR 6508 (ABNT, 1984 b); Granulometria NBR 7181 (ABNT, 1984 d); Limite de liquidez (LL) NBR 6459 (ABNT, 1984 a); Limite de plasticidade (LP) NBR 7180 (ABNT, 1984 c); Classificação MCT expedita, Fortes e Nogami (1991). O perfil de solo no sítio 1 apresenta uma espessa camada de solo poroso sendo classificado como solo mole pelo SPT, porém, apesar do baixo N SPT, é um solo laterizado e estruturado, por isso o N SPT resultou baixo devido à destruição da estrutura original do solo, pelo próprio andamento do ensaio. Silva (2011) optou então por descrevê-lo como uma argila arenosa com NSPT < 6. O lençol d água apresentou-se em pequena profundidade, devido à proximidade com o lago Paranoá. Em função do processo de intemperização, o solo é bastante rico em óxidos e hidróxidos de ferro e alumínio e, também, é um solo altamente colapsível e poroso, com presença de concreções lateríticas. Os perfis obtidos pelas sondagens a percussão e os respectivos resultados dos ensaios SPT feitos, para o sítio 1 podem ser consultados nas tabelas (4.1), (4.2), (4.3) e (4.4): 73

84 Tabela Ensaio SPT - sítio 1 (Silva, 2011) Tabela Ensaio SPT - sítio 1 (Silva, 2011) 74

85 Tabela Ensaio SPT - sítio 1 (continuação) (Silva, 2011) Tabela Ensaio SPT - sítio 1 (Silva, 2011) Dos resultados dos ensaios SPT acima pode ser percebido que até uma profundidade média de 6 m o N SPT no sítio 1 é baixo. Sabendo que o solo ali presente é laterizado, devido às presenças de óxidos e hidróxidos de alumínio e ferro, alguns autores, entre eles Silva (2011), alegam que tais valores de N SPT para aquelas profundidades de presença de solo laterítico não são representativas do real comportamento do solo. 75

86 A granulometria, obtida com o uso de defloculante, de acordo com a NBR 7181 (ABNT, 1984 d) mostrou um perfil de solo composto por camada de solo argilo-siltoso (entre 0 e 9 m), camada de solo silto-argiloso (entre 10 e 17 m) e camada de solo argilosiltoso (entre 18 e 20 m). Ver ainda tabela (4.5). Tabela Classificação granulométrica e caracterização do perfil de solo sítio 1 (Silva, 2011) Por tratar-se de solo laterítico, devido às concentrações de óxidos e hidróxidos de ferro e alumínio, a classificação MCT expedita foi realizada. Observou-se, como esperado que, do topo para a base, o solo laterítico foi gradativamente mudando para solo saprolítico. 76

87 Tabela Classificação MCT do perfil de solo do sítio 1 (adaptado de Silva, 2011) Prof. (m) Plasticidade Contração Expansão Capacidade de Suporte Grupo Resistência Seca Umidad e (%) 1 MD MD B A LG' MA 29,20 2 MD A B A LG' MA 26,34 3 A A B A LG' MA 33,35 4 A A B A LG' MA 41,76 5 A A B MD LG' MA 34,05 6 A A B MD LG' MA 25,37 7 A A MD MD LG' MA 33,90 8 A A A B NG' MA 33,28 9 A A A B NG' MA 34,63 10 A MD A B NG' A 25,27 11 A MD A B NS'-NG' B 19,89 12 A A A B NG' A 24,33 13 A MD A B NS'-NG' MD 25,27 14 A MD A B NS'-NG' B 24,24 15 A MD A B NS' B 24,98 16 A B A B NS' B 21,54 17 A MD A B NS' B 21,80 18 A MD A B NS'-NG' B 23,42 19 A A A B NG' B - 20 A A A B NG' B - Legenda: B = Baixa MD = Média A = Alta MA = Muito alta As siglas referentes à classificação MCT são as seguintes: LG : Argila laterítica ou argila laterítica arenosa; NG : Argilas, argilas siltosas e argilas arenosas não-lateríticas; NS : Siltes cauliníticos e micáceos, siltes arenosos e siltes argilosos nãolateríticos; 77

88 Silva (2011), mediante a realização de difratometria de raios-x, realizou a identificação dos argilo-minerais, para melhor entender o comportamento mecânico do perfil de solo, o resultado encontrado confirma o caráter laterítico do solo, devido à intemperização ocorrida ao longo do tempo. A análise mineralógica do perfil de solo auxilia na tomada de decisão e no entendimento mais aprofundado do comportamento mecânico do solo. Nos casos de solos lateríticos estruturados, é de senso comum que o solo classificado como mole (pelo N SPT ) pode oferecer alguma capacidade de carga, se não saturado e se o processo executivo for de tal maneira que não destrua a estrutura do solo. A utilização de elevadas pressões de injeção durante a concretagem, nesse tipo de solo, implicaria num maior sobreconsumo de concreto e no aumento nas dimensões transversais do furo, devido ao vencimento da resistência à compressão lateral do solo circunvizinho. Além de promover o desconfinamento do solo vizinho ao fuste, isto induz redução no atrito lateral, diminuindo a capacidade de carga. É possível que haja aumento da capacidade de carga, porém devido ao aumento da seção transversal da estaca às custas do maior consumo de concreto. A presença de ilita indica um menor nível de intemperização, e a ausência de agregações e, portanto, de grandes poros faz com que o solo (especialmente se submerso) tenha um aumento na capacidade de carga quando há um aumento na pressão de injeção do concreto, podendo gerar tensão residual (Silva, 2011). Porém, a tensão residual gerada tende a diminuir ao longo do tempo, pois a dissipação das poro-pressões induz deformação do solo e essa deformação implica em relaxação das tensões atuantes na interface solo-estaca, comprometendo a capacidade de carga. Ainda pior, essa diminuição das tensões residuais não é detectada mediante a execução de prova de carga em datas próximas à execução da estaca. Não se deve então usar pressões altas de injeção para solos coesivos, pois isto leva a crer que a capacidade de carga da estaca é suficiente, porém essa capacidade de carga diminui ao longo do tempo, colocando o estaqueamento em condição insegura. Como já abordado anteriormente, a tensão residual está presente em toda estaca escavada, independentemente do processo executivo. 78

89 No sítio 2, os resultados indicaram grande variabilidade geotécnica e, realizou-se 62 sondagens a percussão acompanhadas de ensaios SPT. Em laboratório, realizaram-se os seguintes ensaios: Umidade higroscópica (wh) NBR 6457 (ABNT, 1986); Granulometria NBR 7181 (ABNT, 1984d); Limite de liquidez (LL) NBR 6459 (ABNT, 1984a; Limite de plasticidade (LP) NBR 7180 (ABNT, 1984c); Um perfil geotécnico foi obtido e este apresentou uma espessa camada de argila arenosa mole (SPT < 6), a baixa resistência do solo coincidindo com a alta presença de óxidos de ferro e hidróxidos de alumínio, indicando alta intemperização e um comportamento típico de solo laterítico. Foi constatado que a camada era muito porosa e colapsível, apresentando concreções lateríticas. Avançando mais no perfil do solo encontrou-se solo saprolítico, classificado como silte argiloso ou arenoso, apresentando N SPT crescente até o impenetrável, encontrado entre 20 e 25 m de profundidade. No sítio 2, também foi realizada a difratometria de raios-x ao longo do perfil de solo. Com o mesmo objetivo, identificar os argilo-minerais presentes. Verificou-se que os argilo-minerais presentes no perfil de solo não continham materiais expansíveis. Foi observado que os argilo-minerais presentes, tanto no sítio 1, quanto no sítio 2, eram semelhantes. Óxidos e hidróxidos, típicos de solos lateríticos, são presentes até a profundidade de 9 m, indicando que a frente de intemperização atingiu esta faixa de profundidades. 79

90 4.3 Fatores que influem nas análises de provas de carga instrumentadas. Em Silva (2011), foram realizadas provas de carga instrumentadas nas estacas hélice contínua, como já mencionado anteriormente, e verificou-se a influência das tensões residuais nos resultados dos ensaios. Outros autores, como Fellenius (2004) e Briaud et al (2000), são citados em Silva (2011) por terem realizado provas de carga instrumentadas em estacas escavadas, com monitoramento das tensões residuais durante todo o processo de cura do concreto. Os gráficos carga-profundidade, que indicam a transferência da carga aplicada à estaca para o solo, originados das provas de carga instrumentadas, apresentam distribuições em forma de S, comuns em caso de atuação de tensões residuais, segundo Silva (2011). No caso de Fellenius (2004) citado em Silva (2011), a prova de carga instrumentada foi realizada 46 dias após a cravação da estaca, com o intuito de esperar a dissipação do excesso de poro-pressão induzida durante a cravação da estaca ensaiada, mas mesmo após esse tempo, havia a atuação de tensões residuais, como pode ser visto a seguir na figura 4.1. As cargas residuais são semelhantes ao atrito negativo e surgem devido a perturbações durante a instalação da estaca, retração do concreto, adensamento do solo ao redor da estaca recém-instalada e ciclagem dos carregamentos em provas de carga cíclicas. Segundo Fellenius (2004) citado por Silva (2011), o fenômeno sempre ocorre e independe da magnitude do recalque do solo ao redor da estaca pois deslocamentos da ordem dos 2 mm já são suficientes para a manifestação de tensões residuais. Da análise das curvas obtidas das provas de carga instrumentadas, percebeu-se que: (4.1) 80

91 onde: Qreal = Carga distribuída ao longo do fuste da estaca; Qres = Carga residual manifestada ao longo da estaca; Qinst = Carga medida pela instrumentação; (2011). Segue exemplo de curva, obtida no trabalho de Fellenius (2004), citado em Silva Figura Comportamento do gráfico carga-profundidade com tensões residuais atuantes (Fellenius 2004) Em estacas cravadas e/ou em provas de carga cíclicas, os mecanismos que geram tensões residuais foram amplamente discutidos e analisados, é consenso que durante a 81

92 cravação de estacas, o estado de tensões muda devido ao aumento na compacidade (para solos arenosos fofos) ou devido à alteração da estrutura dos solos (para solos argilosos) e, após a cravação, manifesta-se a carga residual, como sendo atrito negativo atuando ao longo do fuste. Poder-se-ia, entretanto, dizer que há muito ainda que estudar e compreender, mesmo para o caso de estacas cravadas à percussão (Danziger, 2014). Nas estacas escavadas (como é o caso das estacas hélice contínua), o mecanismo de atuação da carga residual também é de difícil compreensão. O que se sabe até o momento é que ao final da execução (após a concretagem) da estaca, o estado de tensões é diferente do inicial (Silva, 2011). O estado de tensões é influenciado pela cura do concreto que depende das condições de cura, das características físicas e químicas do cimento usado, dos agregados e dos aditivos. A tendência de retração ou expansão do concreto quando em cura influi fortemente no fenômeno de tensões residuais, devido às tensões induzidas pela restrição à deformação imposta pelo solo vizinho. Guimarães (2002), citado em Silva (2011), afirma que a sucção presente no solo afeta o atrito lateral das estacas concretadas in loco. No entender do autor do presente trabalho, é de se esperar que ocorra uma região de fraqueza, no limite solo-estaca, pois a sucção exercida pelo solo retira parte da água usada no processo de hidratação do cimento, prejudicando a formação de compostos importantes quanto ao ganho de resistência do concreto e, simultaneamente, aumenta a porosidade do concreto, reduzindo ainda mais sua resistência e durabilidade. Por mais rugoso que fique o fuste, os contatos concreto-solo tornam-se quebradiços, gerando impacto negativo no atrito lateral da estaca. Silva (2011) indica a necessidade de revisão dos métodos de instrumentação e a necessidade no avanço do entendimento dos mecanismos de transferência de carga do elemento de fundação para o solo e vice-versa. A ocorrência de tensões residuais é de difícil previsão e mensuração, influencia fortemente a transferência de carga entre a estaca e o solo e é um fenômeno inerente à execução das estacas. De forma simplificada, o fenômeno de tensões residuais, provocadas apenas por expansão ou retração do concreto no solo foi abordado de maneira gráfica em Silva (2011), como mostrado na figura (4.2). 82

93 Figura Tensões residuais provocadas por expansão ou retração do concreto (Silva, 2011) Considerou-se que: Há atrito solo-estaca e o atrito lateral foi mobilizado; devido às deformações longitudinais; As deformações radiais são desprezíveis; As tensões residuais geradas na ponta da estaca são desprezíveis; O peso da estaca não é considerado; O atrito gerado pelo movimento relativo estaca-solo é proporcional ao deslocamento, independendo do sentido do movimento. Da figura (4.2), observa-se que durante a retração do concreto (caso mais comum), a estaca sofrerá encurtamento radial (desprezível) e longitudinal, gerando atrito contrário à movimentação da estaca, ou seja: são gerados atritos positivos do topo da estaca até a linha neutra e atritos negativos da linha neutra até a ponta da estaca. Só obtém-se a real distribuição de carga ao longo da profundidade das estacas hélice contínua através de provas de carga instrumentadas, sendo necessário iniciar as 83

94 leituras da instrumentação imediatamente após a conclusão da concretagem, medindo as tensões residuais geradas pelo processo (exotérmico) de cura do concreto (Silva, 2011). 4.4 Resultados e análises das provas de carga instrumentadas São apresentados os resultados de provas de carga instrumentadas executadas por Silva (2011) nos sítios 2, 10, 11 e 12 localizados na figura 3.1. Considerou-se o efeito do processo executivo e das tensões residuais. e ensaiadas. Segue tabela (4.7) com as características geométricas das estacas instrumentadas Tabela Características geométricas das estacas instrumentadas e ensaiadas (modificado de Silva, 2011) Estaca Tipo Sítio Diâmetro (cm) Comprimento (m) E212G Hélice ,50 PCCA Hélice ,28 PCCI Hélice ,12 CGA-14 Hélice ,50 CG-14 Hélice ,20 COEN Hélice ,80 EINT Hélice ,60 CGPLAN Hélice ,50 PC 02 Escavada , Sítio 2 No sítio 2, foram realizadas duas provas de carga, sendo ambas localizadas próximas às sondagens correspondentes (vide tabela 4.8) e o nível d água foi encontrado na profundidade de 7 m. Seguem dados do ensaio SPT para essas duas estacas na tabela (4.8). 84

95 Tabela Boletim de ensaio SPT para as estacas PCCI e PCCA - sítio 2 (modificado de Silva, 2011) Profundidade PCCI PCCA SP 15 SP 01 Tipo de solo Aterro / / / / Argila Arenosa Silte Argiloso Observa-se da figura (4.4) que a estaca PCCI (linha preta) quase não apresentou recuperação elástica do recalque, indicando que sua capacidade resistiva foi esgotada, a estaca PCCA (linha vermelha) teve recuperação similar ao encurtamento elástico, indicando que a estaca poderia suportar mais carga, porém com elevação no recalque. 85

96 Figura Curva carga-recalque (PCCA em vermelho e PCCI em preto) - sítio 2 (Silva, 2011) Como o objetivo era obter informações quanto à transferência de carga ao longo da profundidade, as estacas foram instrumentadas em cinco níveis ao longo da profundidade. Foi verificado que os valores de transferência de atrito lateral para os fustes das duas estacas foram semelhantes, o que era esperado, devido à semelhança entre os perfis de solo de cada estaca, além da semelhança geométrica entre as mesmas. Foi também verificado que tensões residuais provocadas pela retração do concreto, pela sucção ou pelo processo executivo estavam presentes, mediante a análise das curvas carga x profundidade obtidas, sendo percebida a forma em S dos gráficos obtidos, como mostrado nas figuras (4.4) e (4.5). 86

97 Figura Transferência de carga ao longo do fuste da prova de estaca PCCI - sítio 2 (Silva, 2011) Figura Transferência de carga ao longo do fuste da estaca PCCA - sítio 2 (Silva, 2011) 87

98 Silva (2011) fez uso do software Unipile, desenvolvido por Goudreault & Fellenius (1990), conseguindo simular a curva hipotética de transferência de carga, para estimar o efeito das tensões residuais nas provas de carga instrumentadas, tendo que fazer ajustes para aproximá-la da obtida em campo, após serem comparadas. Suspeitouse que o processo de cura do concreto influenciou o funcionamento da instrumentação (sensível a calor), uma vez que a instrumentação foi instalada logo após a concretagem das estacas ensaiadas. A aproximação que foi feita entre os resultados obtidos em campo e os resultados obtidos no Unipile são dependentes dos parâmetros geotécnicos, do coeficiente de fuste (β) e do coeficiente de ponta (Nt) que foram igualados aos obtidos por Anjos (2006), citado em Silva (2011), na retroanálise feita. O peso específico e coesão foram os obtidos durante a caracterização do sítio 2, consequentemente, a aproximação contém maior grau de incerteza. Da figura (4.4) observa-se que para a prova de carga PCCI mais de 85% da carga total aplicada na cabeça da estaca foi transferida para o solo através do fuste. Analisando a figura (4.5), verifica-se que para a prova de carga PCCA mais de 50% da carga total aplicada foi transferida pelo fuste. Comparando as porcentagens não se pode perceber a semelhança obtida, porém se compararmos os valores de carga transferidos ao solo através do fuste verifica-se que guardam semelhança entre si. Este resultado era o esperado por Silva (2011) já que os resultados dos ensaios SPT para os furos de sondagem correspondentes às estacas ensaiadas são semelhantes. Adicionalmente observa-se a que devido aos maiores valores de N SPT para a estaca do ensaio PCCA, verifica-se maior capacidade de carga e menor deformabilidade para esta estaca, assim como uma maior participação da ponta da estaca na transmissão de esforço para o solo. 88

99 4.4.2 Sítio 10 No sítio 10 foi executada apenas uma prova de carga instrumentada, que foi realizada para a estaca E212G (vide tabela 4.7 para características geométricas). São mostrados a seguir, pela figura (4.7) os resultados obtidos nesta prova de carga. Figura Resultados dos ensaios SPT e CPT - sítio 10 (Silva et al., 2002) 89

100 Figura Curva carga-recalque - sítio 10 (Silva, 2010) Na prova de carga realizada no sítio 10, o ensaio foi interrompido na carga de 1100 kn por problemas com o sistema de reação (Silva, 2011). O gráfico carga x profundidade foi obtido e, a partir dele a transferência de carga ao longo do fuste da estaca pôde ser analisado (vide figura 4.8). 90

101 Figura Transferência de carga ao longo do fuste da estaca E212G - sítio 10 (Silva, 2011) Observa-se, da figura 4.8 que no último estágio de carregamento da prova de carga (curva em linha preta), a transferência de carga pelo fuste foi de cerca de 75% da carga total aplicada na cabeça da estaca. As tensões residuais na prova de carga realizada no sítio 10 foram obtidas por Anjos (2006) através do Unipile, o gráfico hipotético de carga x profundidade obtido pelo software e o obtido pela instrumentação foram comparados. Neste caso a comparação mostra que a estimativa via Unipile destoa da esperada, e novos coeficientes de fuste [β(z)] e de ponta [N(t)] foram obtidos por retroanálise com o auxílio do Unipile. Silva (2011) acredita que o tipo de concreto usado, combinado com as condições de cura, reduziu a retração do concreto e, consequentemente, minimizou a tensão residual, pois o comportamento mostrado na figura 4.9 demonstra influência mais fraca das tensões residuais. Adicionalmente, Silva (2011) realizou uma modelagem numérico-experimental da prova de carga realizada no sítio 10, para verificar a partir de retroanálises em programas computacionais (baseados no método dos elementos finitos) se seria possível obter curvas de transferência de carga com acurácia. Partiu-se do tratamento dos dados e da retroanálise dos parâmetros do solo, por meio de simulação numérica, usando o software PLAXIS 2D (análise axissimétrica). 91

102 Verificou-se que houve boa concordância entre as curvas reais e as simuladas para os parâmetros [β(z) e N(t)] de solo retroanalisado (Silva, 2011). A influência das tensões residuais não foi avaliada. Logo, o bom resultado obtido por meio da modelagem corrobora o obtido pelo Unipile, ou seja, existiu pouca influência das tensões residuais no ensaio. Fica evidente que, apesar das curvas modeladas apresentarem alguma dispersão em relação às curvas experimentais, a utilização de simulações numéricas, partindo de parâmetros e estados de tensões bem avaliados, pode ser importante ferramenta nas análises e na tomada de decisão. Silva (2011) verificou que nos sítios 2 e 10 as curvas carga-profundidade sofreram influência de tensões residuais (geradas devido à execução ou à cura do concreto). Por isso, foram tomados alguns cuidados nas análises de transferência de carga da estaca para o solo (obtidas via instrumentação). Silva (2011) enfatiza que a real distribuição de carga será mais acuradamente obtida quando as tensões residuais forem mais bem avaliadas, para isso ele recomenda que as leituras da instrumentação das provas de carga iniciem-se imediatamente após a concretagem da estaca e que somente após a estabilização das leituras o ensaios seja iniciado. Um comentário adicional que pode ser feito aqui é que a sensibilidade da instrumentação deve ser avaliada em laboratório, para saber como reage a instrumentação quando em ambiente com temperatura semelhante e condições semelhantes, pois alguns instrumentos são muito sensíveis ao calor Sítios 11 e 12 No sítio 11, Silva (2011) objetivou relacionar o perfil de energia gasta na etapa de perfuração de uma estaca hélice contínua com a transferência de carga obtida via instrumentação, executando cinco provas de carga instrumentadas. As estacas foram executadas dentro de cava com aproximadamente 4 m de profundidade. Porém, segundo Silva (2011), dois problemas do processo impossibilitaram a determinação dessa relação. O primeiro problema nos resultados obtidos na instrumentação foi que a influência das tensões residuais nos resultados obtidos estava sendo ignorada, e consequentemente, o início da instalação da instrumentação foi negligenciado, significando que a instrumentação não fora instalada e nem monitorada imediatamente 92

103 após a concretagem, impossibilitando o registro do efeito das tensões residuais geradas no processo da cura do concreto. O segundo problema inviabilizou o registro da energia gasta durante a perfuração devido a problemas no sistema de monitoramento das estacas hélice contínua. Na caracterização geotécnica executada no sítio 11, foram realizadas 21 sondagens a percussão com ensaios SPT, distribuídos pela área, os quais registraram grande variabilidade do perfil geotécnico. A amostragem realizada através de sondagens caracteriza o solo como argila porosa colapsível, tendo sido encontrados horizontes de silte e de areia. Foi possível observar que os valores para N SPT tiveram comportamento homogêneo por volta de 2 golpes para profundidades até 6 m, crescendo com a profundidade. Assumindo a superfície resistente de projeto com N SPT > 40 golpes em profundidades próximas a 25 m. O nível d água variou entre 12 m e 19 m de profundidade. Silva (2011) verificou que, das cinco provas de carga instrumentadas executadas no sítio 11, três apresentaram boa resposta de ponta, com transferências de carga no último estágio de carregamento variando entre 25% e 31% da carga aplicada e apresentaram o comportamento esperado quanto à forma da curva carga-profundidade, apresentando forma parabólica, portanto sem muita influência das tensões residuais. Foi observada variação importante entre as capacidades de carga das cinco estacas, mesmo tendo sido executadas por mesma equipe, em perfil de solo semelhante. Um fato que pode ter contribuído para a diferença notada por Silva (2011) é a eventual presença de camada de solo solto sob a base da estaca, fato que diminui drasticamente a capacidade de carga das estacas e aumenta perigosamente os recalques sofridos pela superestrutura apoiada. As provas de carga realizadas para o sítio 11 são mostradas a seguir nas figuras 4.9 e

104 Figura Curvas carga-recalque das provas de carga realizadas nas estacas CGA-14, EINST e CGPLAN - sítio 11 (Silva, 2011) Figura Curvas carga-recalque para as estacas CG-14 e COEN no sítio 11 e para a estaca PC 02 no sítio 12 (Silva, 2011) 94

105 Já para o sítio 12, foi apresentada por Soares (2004) a caracterização geotécnica do sítio, e é importante frisar que a ponta da estaca escavada executada foi assente sobre camada de quartzito. As estacas executadas no sítio 12 foram executadas dentro de uma cava com aproximadamente 8 m de profundidade. Silva (2011) verificou, analisando as curvas de prova de carga obtidas para o sítio 11 (figuras 4.9 e 4.10), que é possível dividir os ensaios em dois grupos: (i) com pequenas deformações, representado pela figura 4.9; (ii) com maiores deformações, representada pela figura Das curvas carga-recalque mostradas nas figuras 4.9 e 4.10, depreende-se também que para as estacas CGA-14, EINST e CGPLAN, do sítio 11, a recuperação elástica no descarregamento foi muito pequena, indicando que a estaca ensaiada atingiu a sua capacidade de carga máxima. Já para as estacas CG-14 e COEN (ambas do sítio 11) e para a estaca PC 02 do sítio 12, a recuperação elástica é mais pronunciada, indicando que a estaca ainda poderia receber carga, ou seja, não atingiu a sua capacidade de carga máxima. As figuras 4.11 e 4.12 mostram os gráficos carga-profundidade obtidos da instrumentação. (a) Figura Curvas carga-profundidade para : a) COEN; b) EINT - sítio 11 (Silva, 2011) (b) 95

106 Figura Curvas carga-profundidade para: a) CG-14 (sítio 11); b) PC 02 (sítio 12) apresentadas por Soares, 2008 Alguns problemas, como o tempo entre o levantamento da hélice e a abertura completa da tampa da haste de concretagem instalada na ponta do trado, o tipo de solo presente na cota de base da estaca, a susceptibilidade ao desmoronamento deste solo, a presença d água e a permeabilidade do solo na ponta da estaca são alguns problemas determinantes para o desempenho da ponta em termos de capacidade de carga e deformabilidade. Silva (2011), objetivando enriquecer o entendimento da real distribuição de carga ao longo da estaca, fez uso dos softwares Unipile e PLAXIS 2D. Foi comparada a distribuição de carga real (via instrumentação) com as distribuições obtidas com uso desses softwares. Dessas análises, Silva (2011) afirmou que as tensões residuais interferem nas análises das provas de carga instrumentadas, sendo necessário iniciar as leituras na instrumentação logo após a concretagem da estaca, abrangendo todo o tempo de cura e o tempo necessário para estabilização das leituras. Segundo Mandolini (2002), estas tensões se estabilizariam em até 45 dias, sendo a afirmação de Silva (2011) o caminho mais seguro para se verificar a existência das tensões residuais e a sua influência na distribuição de carga da estaca. 96

107 Ainda segundo Silva (2011), estimar as tensões residuais geradas pelo processo executivo e/ou pela retração do concreto apenas por meio de softwares não é razoável, pois o mecanismo que gera as tensões residuais ainda não é bem conhecido, e diversos fatores influem neste comportamento (tipo de cimento, tipo de agregados, traço, aditivos, condições de cura, etc). 4.5 Influência da pressão de injeção no desempenho das estacas hélice contínua. Como mencionado anteriormente neste trabalho, um dos fatores que influenciam o desempenho das estacas hélice contínua, em termos de capacidade de carga e deformabilidade, é a pressão de injeção utilizada na etapa de concretagem. Segundo Silva (2011), o fato foi comprovado por Brons & Kool (1988). Tais pesquisadores concluíram que a pressão medida no topo do sistema de injeção era diferente da pressão aplicada na ponta do helicoide e tal diferença era devida a alguns fatores, dentre os quais se destacam a variação da plasticidade do concreto, diâmetro do tubo de concretagem, rugosidade no interior do tubo, velocidade de extração do helicoide e fator água/cimento. Cabe lembrar aqui que dentre estes fatores, alguns são variáveis de difícil controle nas obras, mesmo com processos executivos sistematizados, incluindo-se aí a variação da plasticidade do concreto e o fator água-cimento do concreto. Observação é feita na questão da variabilidade dos parâmetros do concreto usado para execução de estacas hélice contínua. O autor do presente trabalho percebe que a existência de usina de concreto exclusiva, apoiada por equipe técnica responsável pela execução e análise dos ensaios pode vir a ser o caminho que melhor aborde a questão da variabilidade de desempenho das estacas hélice contínua devido à problemas com o concreto. Além disso, o fornecimento de concreto para a etapa de concretagem seria mais confiável. As pressões de injeção do concreto, dependendo da pressão aplicada e da duração da injeção, fará com que os solos nas vizinhanças da estaca sofram adensamento (dissipação de excesso de poro-pressão), provocando a diminuição do índice de vazios. A diminuição no índice de vazios dos solos vizinhos à estaca gera ganho de resistência ao cisalhamento e, por isso, melhora a resposta da interface estacasolo, em termos de tensões cisalhantes. 97

108 Em contrapartida, em casos de solos de baixa resistência à compressão lateral, a intensidade da pressão de injeção do concreto pode provocar a quebra da estrutura do solo e/ou geração de excesso de poro-pressão, reduzindo a resistência ao cisalhamento do solo circunvizinho à estaca. Casos onde se obtêm ganho na resistência são devidos ao aumento nas dimensões das estacas, por aumento de seção gerado pela remoção de solo e aumento do sobreconsumo devido à elevada pressão de injeção. Em resumo, não desconfinar a estaca e adotar pressões elevadas, porém abaixo da tensão de ruptura por compressão lateral do solo, são cuidados importantes para alcançar a melhoria no desempenho das estacas hélice contínua quanto à capacidade de carga e deformabilidade, tendo cuidados especiais em casos de solos muito moles, solos estruturados e solos colapsíveis. Os estudos de Perez (1997), segundo Silva (2011), determinaram os parâmetros de compressibilidade das estacas tipo raiz assentes em camada de argila porosa. Para isto, aquele autor executou quatro estacas raízes, cada qual executada com diferentes níveis de pressão de injeção, sendo utilizadas as pressões de 0, 200, 300 e 500 kpa, objetivando estudar o comportamento das estacas e do solo vizinho para essas faixas de pressão de injeção. Para cada estaca foi realizado uma prova de carga estática, e algumas observações foram baseadas no gráfico carga-recalque correspondente. Verificou-se que a pressão de injeção pode quebrar a estrutura do solo circunvizinho, pois foram obtidas capacidades de carga últimas cada vez menores, à medida que a pressão de injeção aumentava. Silva (2011) procurou entender como o acréscimo de pressão de injeção, medida no topo da hélice, influencia a capacidade de carga da estaca, independentemente das perdas geradas dentro do tubo de concretagem. Para isso foram executadas quatro campanhas de ensaios: 98

109 a) Campanha 01: Três provas de carga realizadas no sítio 1, com caracterização mineralógica descrita anteriormente; b) Campanha 02: Cinco provas de carga no sítio 4 (mesmo perfil geotécnico do sítio 1), todas localizadas em cava sobre camada saprolítica de silte argilo-arenoso que, por ter boas características mecânicas, pôde receber pressões de injeção mais elevadas (entre 50 e 500 kpa); c) Campanha 03: Três provas de carga no sítio 3, com caracterização mineralógica descrita em Martins (2000), segundo Silva (2011); d) Campanha 04: Quatro provas de carga no sítio 5 (com perfil semelhante ao do sítio 2, descrito no item 4.4.1), todas localizadas em cavas. Dos dados obtidos da campanha 01, Silva (2011) gerou o gráfico da figura Figura Curvas carga-recalque das provas de carga realizadas para as estacas EPCJC 1, 2 e 3 - sítio 1 (Silva, 2011) As cargas de ruptura das provas de carga, obtidas por diversos métodos, são mostradas na tabela (4.9). 99

110 Tabela Cargas de ruptura das provas de carga executadas no sítio 1 (Silva, 2011) Como pode ser observado, para o sítio 1 foram realizadas três provas de carga, sendo que para uma das estacas foi adotada a máxima pressão de injeção que o solo poderia suportar, por volta de 100 kpa. Observa-se também que a estaca concretada com a maior pressão de injeção (EPCJC2 em linha vermelha) teve melhor desempenho quanto à capacidade de carga, isto porque a pressão de injeção não ultrapassou a resistência à compressão lateral do solo e por sua vez atuou na diminuição do índice de vazios no solo vizinho à estaca. Esta variação no índice de vazios auxilia o aumento da resistência ao cisalhamento do solo, contribuindo para a melhora da capacidade de carga da estaca. A diferença de comportamentos observados entre as estacas EPCJC1 e EPCJC3 provavelmente foi devida ao fato da base da escavação parar em camada mais resistente, chegando ao limite de escavabilidade (Silva, 2011). Para o sítio 4 Silva (2011) obteve-se os dados mostrados a seguir pela tabela 4.10 e pelas figuras 4.14 e

111 Tabela Cargas de ruptura das provas de carga executadas no sítio 4 (Silva, 2011) Figura Curvas carga-recalque das provas de carga realizadas nas estacas PCB3L9B, PCB3L9N e PCB3L9A - sítio 4 (Silva, 2011) 101

112 Figura Curvas carga-recalque das provas de carga realizadas para as estacas PCB9L6B e PCB9L6N - sítio 4 (Silva, 2011) Observa-se dos dados que foram executadas, no sítio 4, cinco estacas hélice contínua com 0,40 m de diâmetro sendo que as estacas PCB3L9A, PCB3L9B e PCB3L9N foram concretadas com profundidade média de 9 m e as estacas PCB9L6B e PCB9L6N com profundidade média de 6 m. Nota-se da tabela 4.10 que não foi possível determinar a capacidade de carga para a estaca PCB3L9A, devido ao pequeno recalque atingido no ensaio, impossibilitando a extrapolação do gráfico (Silva, 2011). Da figura 4.14, juntamente com a tabela 4.10, verificou-se que com o aumento da pressão de injeção, melhora-se o comportamento da estaca quanto à deformabilidade. O mesmo pode ser dito para as estacas PCB9L6B e PCB9L6N (com 6 m), utilizando-se do gráfico 4.15 e da tabela 4.10 porém o comportamento quanto ao recalque não mudou tanto, possivelmente por ter ocorrido alívio de tensões ou deposição de solo solto na base da estaca. Fica evidente que a pressão de injeção adotada na etapa de concretagem exerce influência no comportamento futuro das estacas quanto à capacidade de carga e 102

113 deformabilidade. Van Impe et al. (1998), citados em Silva (2011), verificaram algo semelhante para estacas ômega, através da observação da alteração do comportamento da curva carga-recalque com a alteração de parâmetros de instalação e concretagem. Embora as pressões de injeção medidas tenham sido obtidas no topo do helicoide, diferindo das pressões que atuam na ponta do helicoide, como todas as estacas seguiram o mesmo procedimento, pode-se dizer que tal prática está sistematizada para o estaqueamento e com isso pode-se comparar tais medidas. Para o sítio 3 as três estacas das provas de carga foram instaladas em solo mole bastante plástico. Segundo Silva (2011), as três estacas tiveram desempenho abaixo do esperado em termos da capacidade de carga e deformabilidade. Esperava-se que a diferença nos diâmetros das estacas influenciasse no desempenho das estacas e, como isto não ocorreu, a hipótese levantada por Danziger (2014) é que, devido à velocidade do ensaio, houve geração de excesso de poro-pressão. Segundo Silva (2011), as pressões de injeção usadas na etapa de concretagem das estacas do sítio 3 são tais que não geram sobreconsumos altos. A variação de pressão de injeção ao longo da etapa de concretagem também explica a diferença de comportamentos das estacas, uma vez que o desempenho da estaca quanto a atrito lateral é diretamente relacionado com as pressões de injeção. Os resultados obtidos por Silva (2011) são mostrados a na figura

114 Figura Variação da pressão de injeção ao longo das estacas onde foram realizadas as provas de carga - sítio 3 (Silva, 2011) 104

115 Para o sítio 5, foram realizadas quatro provas de carga, das quais Silva (2011) obteve as curvas carga-recalque, apresentadas na figura4.17. Figura Curvas carga-recalque das provas de carga do sítio 5 (Silva, 2011) Segundo Silva (2011), os ensaios tiveram que ser interrompidos, pois os recalques atingidos foram tais que a ruptura convencional era iminente. Nas quatro estacas foram usadas pressões de injeção usuais (entre 50 e 100 kpa), como mostrado na figura Da figura 4.17 consegue-se perceber que as curvas de descarregamento para as quatro estacas apresentaram importante recuperação elástica parcial, evidenciando que as capacidades resistivas ainda não haviam sido esgotadas. 105

116 Figura Variação das pressões de injeção para as estacas do sítio 5 (Silva, 2011) As pressões adotadas objetivaram evitar a ruptura do solo circunvizinho por compressão lateral e ao mesmo tempo controlar o sobreconsumo de concreto. Fica, mais uma vez, evidente que o desempenho das estacas escavadas (em especial as do tipo hélice contínua) depende dos processos executivos e dos procedimentos adotados durante a concretagem, particularmente das pressões de injeção adotadas. Como consequência do exposto acima, a energia requerida para perfurar uma estaca também será influenciada pela execução da estaca. Logo, a relação entre a capacidade de carga e a energia gasta para executar a estaca tem como variáveis o 106

117 processo executivo das estacas e os procedimentos adotados durante a etapa de concretagem. Silva (2011) ressalta que a adoção de maiores pressões de injeção em camadas mais resistentes, desde que não aumentem o sobreconsumo, deve ser prática frequente, pois é um método eficaz de aumentar o desempenho quanto à capacidade de carga e deformabilidade das estacas. 4.6 Controle de estaqueamentos pela medição de energia requerida para execução de estacas Como mencionado anteriormente, o objetivo de medir a energia necessária para executar uma estaca tipo hélice contínua é controlar cada estaca, atestando em tempo real sua capacidade de carga e sua deformabilidade, gerando um salto na qualidade dos estaqueamentos controlados e até mesmo economia para a empresa executora. Para medir a energia demandada durante a etapa de perfuração para uma estaca hélice contínua, é preciso compreender o mecanismo de transferência de torque do motor até a hélice, para isso devem ser conhecidos alguns dados mecânicos do equipamento de execução de escavação, entre eles: potência dos motores, cilindradas dos motores hidráulicos, relações entre as engrenagens do sistema e principalmente a eficiência do sistema hidráulico e do maquinário. Para o entendimento do mecanismo por trás da escavação em si, Silva (2011) manteve em mente o esquema simplificado mostrado na figura 4.19, mostrando o esquema de forças externas atuantes durante a etapa de perfuração. 107

118 Figura Esquema de forças externas atuantes no sistema de perfuração - CFA Bottom Drive (Silva, 2011) Aplicando o princípio da conservação da energia, afirma-se que o trabalho realizado pelo conjunto de forças externas de um sistema (figura 4.19) é igual à dissipação de energia mecânica do sistema, ou seja, a energia gasta na etapa de perfuração da estaca. Assim as forças não-conservativas de atrito são responsáveis pela dissipação da energia mecânica. Para o sítio 1 foram realizados monitoramentos das estacas executadas com o uso do software SACI da GEODIGITUS (descrito em Costa et al., 2008), utilizando o maquinário CZM EM 600, cujas especificações são mostradas na tabela 4.11, conseguidas no Manual do Proprietário (CZM Foundation Equipment EM600). Tabela Relações de engrenagens do maquinário CZM EM 600 sítio 1 (Silva, 2011) 108

119 onde: Pelo princípio da conservação de energia: ΔEst Variação da energia mecânica do sistema [J]; W R - Trabalho realizado pelo conjunto de forças externas [J]; (4.2) Para estacas tipo hélice contínua, o trabalho exercido pelas forças externas pode ser calculado mediante a equação (4.3). (4.3) onde: W R = Trabalho realizado pelas forças externas para escavar uma estaca [J]; Fi = Força tangencial aplicada ao helicoide [N]; m hc = Massa do sistema de perfuração [kg]; r = Raio da estaca hélice contínua [m]; g = Aceleração da gravidade [m/s²]; Zb = Cota da base da estaca [m]; Fdi = Força descendente aplicada ao helicoide [N]; m = Número de rotações da hélice durante a etapa de escavação; Através de manobras matemáticas, é possível chegar à equação de Van Impe (1998), citada em Silva (2011), para o cálculo da energia demandada para escavar uma estaca tipo hélice contínua: (4.4) onde: Ev =Energia de instalação por volume de estaca [J/m³]; Nd = Força de impulso vertical [N] = m hc.g + Fd i ; v i = Velocidade de penetração da hélice [m/s]; n i = Velocidade angular da hélice [rad/s]; 109

120 Z i = Profundidade da ponta da estaca no instante i ; M i = Torque aplicado ao helicoide [N.m]; Ω = Área da projeção plana do trado [m²]; Também é necessário que se obtenham os dados através do software de monitoramento, como mostrado na figura (4.20). Figura Monitoramento das estacastc2bb e E84BC - sítio 1 (Silva, 2011) A figura 4.20 mostra os dados referentes à pressão hidráulica, rotação do helicoide, velocidade de penetração do helicoide e pressão de concretagem, para dois monitoramentos diferentes, realizados em estacas diferentes, porém todos os gráficos oriundos do sistema de monitoramento são úteis na fase de análise de comportamento das estacas. Os dados são obtidos pelo sistema de monitoramento SACI da Geodigitus, que é constituído por um computador localizado na cabine de comando do equipamento e sensores instalados na perfuratriz, que são conectados ao computador por cabeamento elétrico. O esquema mecânico da perfuratriz é semelhante ao mostrado na figura 4.21, que esquematiza os componentes mecânicos do equipamento. 110

121 Figura Detalhe do maquinário de uma perfuratriz (Manual do proprietário, CZM EM 800, 2010, adaptado de Silva, 2011)) Em Silva (2011) detalha-se o funcionamento do sistema mecânico da perfuratriz com maiores detalhes, segue abaixo o resumo deste detalhamento: Os motores (item 14 da figura 4.21) estão acoplados a redutores (item 11 da mesma figura); Dentro de cada redutor existe um sistema de engrenagens que majora o torque gerado pelo eixo do motor; No sistema de engrenagens, o pião transfere o torque para a coroa; A coroa está circunscrita ao transferidor que contém barras que transferem o torque ao helicoide, rotacionando-o; 111

122 Logo, o torque aplicado (força x braço de alavanca) sempre pode ser calculado conhecendo-se o sistema mecânico do equipamento. O braço de alavanca é o raio do transferidor e a força tangencial é calculada usando a equação proposta por Hatami (2007), citada em Silva (2011): (4.5) onde: Tmotor = Torque gerado por cada motor hidráulico [N.m]; Δpressão = Variação de pressão do óleo na entrada do sistema [bar]; Vcilindrada = Volume de óleo do motor hidráulico [cm³]; n = Rendimento do sistema; Para calcular o torque que é aplicado ao helicoide é preciso saber todas as relações entre engrenagens existentes no mecanismo desde o motor até o helicoide. Após verificar as relações, pode-se usar a relação mostrada abaixo para calcular o torque que chega ao helicoide: (4.6) onde: ni = Rotações da engrenagem "i" [rpm]; zi = Número de dentes da engrenagem "i"; O torque no helicoide pode então ser calculado pela equação (4.7) (4.7) 112

123 Indica-se que o procedimento de escavação para as obras em geral devem ser executados com o mesmo equipamento e de preferência com o mesmo operador de máquina (se não for possível, que o substituto tenha o mesmo treinamento e experiência semelhante). Seguindo essas indicações, tem-se um procedimento sistematizado, ou seja, não é esperado que haja grandes variabilidades nas medidas de energia das estacas executadas se estas tiverem geometria semelhante e profundidade da ponta, executadas em perfil de solo semelhante. A verificação do rendimento da perfuratriz torna-se desnecessária, pois o processo é sistematizado, e sendo assim, pode ser comparado. Em obras executadas com determinado conjunto máquina-operador, a eficiência, o processo de escavação e as eventuais ações executadas inapropriadamente ou não durante a execução das estacas estarão sistematizadas e, portanto, farão parte do processo executivo. Quanto aos dados obtidos pelo software de monitoramento das estacas, é de se esperar que o perfil de solo (modelado pelo resultado dos ensaios SPT) influencie o comportamento dos dados e corrobore uma correlação entre energia demandada na etapa de perfuração de estacas hélice contínua e os resultados do ensaio SPT. Como era esperado, Silva (2011) confirmou que a velocidade de penetração do helicoide e a velocidade de rotação são decrescentes à medida que o N SPT cresce ao longo da profundidade. Foi verificado também, que geralmente, a pressão de injeção é maior em horizontes mais resistentes, fato que contribui positivamente para a capacidade de carga da estaca, como já discutido anteriormente. Dos dados obtidos do sistema de monitoramento de execução das estacas hélice contínua, pode-se controlar, em tempo real, a execução da estaca, para garantir a eficiência da estaca e seu melhor desempenho. Por exemplo, a baixa velocidade de penetração do helicoide, atrelada à alta velocidade de rotação do mesmo pode indicar que está ocorrendo um desconfinamento do fuste da estaca, o que prejudicará a capacidade de carga da estaca e sua deformabilidade, prejudicando todo o estaqueamento. Por esse e outros motivos, o uso da metodologia SCCAP, atrelado a um sistema de monitoramento, torna-se bastante útil no controle, análise e tomadas de decisões quanto à execução das estacas (em especial estacas hélice contínua). Segundo Silva (2011), nos estudos realizados em sua pesquisa, verificou-se que a energia necessária para escavar uma estaca hélice contínua tem relação com o 113

124 resultado do ensaio SPT realizado para o perfil de solo onde será executada a estaca. Cabe aqui lembrar que para solos sensíveis (que perdem resistência quando amolgados sob umidade constante), a correlação entre N SPT e capacidade de carga não deve ser usada, pois segundo alguns autores, dentre eles Silva (2011), a execução do SPT destruiria a estrutura do solo e, com isso o ensaio SPT indicaria um solo de pior capacidade de suporte. Calculando-se a capacidade de carga de uma estaca escavada usando apenas os resultados do SPT estaremos subestimando a capacidade de carga da estaca, sendo contra a economia. No sítio 1 não foi medida a energia devida às parcelas do peso do maquinário e devida à força descendente, sendo considerada apenas a energia devida à força tangencial aplicada ao helicoide. Segundo Silva (2011) isto ocorreu, pois não havia ainda uma forma acurada para medir as parcelas devidas à força de impulso vertical e por considerar a parcela devida ao peso do maquinário como parte integrante do processo executivo. Admitiu-se então que as parcelas de energia, devida ao peso da máquina e devida à força descendente faziam parte do processo de execução e eram constantes, sendo sistematizadas. 114

125 A tabela 4.12 mostra as características geométricas das estacas e as respectivas energias dissipadas na escavação de cada estaca para o sítio 1. Tabela Características geométricas das estacas ensaiadas - sítio 1 (Silva, 2011) Das doze estacas executadas no sítio 1, sete foram ensaiadas por meio de provas de carga (sombreadas em cinza) e as outras oito tiveram suas capacidades de carga estimadas por métodos semiempíricos baseados no SPT. A energia medida é referente à força tangencial agindo na hélice ao longo da perfuração toda. Logo, os dados apresentados na tabela 4.12 são uma parcela das reais energias gastas na etapa de perfuração das estacas hélice contínua. Um exemplo de curva N SPT acumulado x Energia, para o sítio 1 é mostrada abaixo pela figura

126 Figura Gráfico N SPT acumulado x Energia - sítio 1 (Silva, 2011) A diferença de comportamento do gráfico no trecho inicial da figura 4.22 reflete a deficiência dos ensaios SPT quando utilizados para modelar o comportamento de perfis de solo estruturado e/ou intemperizados. A própria execução do ensaio SPT destrói a estrutura do solo, subestimando seu comportamento, logo, o N SPT é baixo por que o solo foi destruído e não por que o solo tem pouca capacidade de suporte. Por outro lado, Silva (2011) acredita que o processo de escavação das estacas hélice contínua amolga o solo circunvizinho, gerando adesão entre o helicoide, o solo amolgado e o maciço, criando uma resistência adicional, o que demanda mais energia para o avanço da hélice. A dispersão observada no segundo trecho de reta é, provavelmente, devida à camada superior de solo menos resistente que foi escavada. Observou-se que o comportamento se aproxima da reta limite superior quando a camada perfurada de solo menos resistente é maior. O perfil de solo levantado pela sondagem a percussão com ensaio SPT e usado para a construção da figura 4.22 é mostrado na tabela

127 Tabela Caracterização do perfil de solo pelas sondagens a percussão com ensaio SPT - sítio 1 (Silva, 2011) Silva (2011) comparou também a relação entre carga de ruptura e energia medida para execução de estacas. As cargas de ruptura foram medidas através de provas de carga estática. O comportamento obtido foi que a carga de ruptura aumenta com o aumento da energia gasta para a escavação da estaca (vide tabela 4.12 e figura 4.23). 117

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