PROVAS DE CARGA EM ESTACAS ESCAVADAS: DETERMINAÇÃO DA CARGA DE RUPTURA

PROVAS DE CARGA EM ESTACAS ESCAVADAS: DETERMINAÇÃO DA CARGA DE RUPTURA Darlan Amorim Pereira (Mestre Eng. Civil, Universidade Federal do Paraná); damorimpereira@gmail.com Larissa de Brum Passini (Doutora, Eng. Civil, Pós-Doutoranda, Universidade Federal do Paraná) Alessander C. Morales Kormann (Doutor, Eng. Civil, Professor, Universidade Federal do Paraná) Carolina Londero (Mestre Eng. Civil, Universidade Federal do Paraná); Resumo: A prova de carga estática consiste em uma importante ferramenta para se compreender o comportamento de uma estaca. O ensaio convencional, sem instrumentação em profundidade, fornece a curva carga-recalque no topo da estaca, necessitando de uma interpretação cuidadosa para a determinação de sua carga de ruptura. Diferentes métodos existem para essa determinação da ruptura, sendo o objetivo do presente artigo compilar alguns destes e apresentar os resultados da sua aplicação em três provas de carga à compressão estática, realizadas em duas estacas escavadas instrumentadas. As estacas em questão possuem 15,7 e 24,1 m de comprimento e,7 e 1, m de diâmetro, respectivamente, e estão instaladas em solo predominantemente arenoso. Os resultados, para cada estaca, mostraram grande variação na carga de ruptura obtida entre os diferentes métodos, sendo ao final estes resultados comparados com os valores de ruptura obtidos pela instrumentação. Palavras-chave: Estacas, Provas de Carga Estática, Instrumentação, Carga de Ruptura, Métodos de Interpretação. LOAD TESTS IN BORED PILES: DETERMINATION OF PILE CAPACITY Abstract: The static load test is an important tool for understanding the behavior of a pile. The conventional test without instrumentation in depth, provides the load-movement curve at the top of the pile, requiring a careful interpretation to determine its load capacity. There are different methods for this function, and the purpose of this article compile some of these and presents the results of its implementation three static load tests in compression, carried out in two instrumented bored piles. The piles have 15.7 and 24.1 m length,.7 and 1. m diameter, respectively, and they are located predominantly in sandy soil. The results showed that there is a great variation in pile capacity obtained between the methods, for the same pile, and they are also compared with the values obtained by the instrumentation. Keywords: Piles, Static Load Tests, Instrumentation, Pile Capacity, Interpretation Methods. Revista Técnico-Científica do CREA-PR - ISSN 2358-542 - 13ª edição Setembro de 218 - página 1 de 2

1. INTRODUÇÃO As provas de carga estáticas são realizadas com o intuito de verificar o comportamento previsto da fundação em projeto (capacidade de carga e recalque) e podem ser utilizadas para definir a carga admissível, quando não se consegue uma previsão confiável do comportamento da fundação (Velloso e Lopes, 21). O ensaio convencional, sem instrumentação em profundidade, fornece como resultado um conjunto de pontos, referentes à carga e ao recalque obtidos no topo da estaca, os quais precisam ser interpretados para obtenção da carga de ruptura, salvo casos onde ocorre ruptura nítida, caracterizada pela verticalização da curva carga-recalque, com deslocamento contínuo sem acréscimo de carga. A ruptura nítida é de difícil ocorrência, pois, na maioria dos casos, necessita de grandes deslocamentos para ser obtida. Segundo Fellenius (1999, 21), este tipo de ruptura é apenas um conceito, e dentre os três componentes que comandam o comportamento carga x recalque da estaca: (i) atrito lateral solo-fuste, (ii) compressão elástica da estaca e (iii) resistência de ponta, somente o atrito lateral apresenta uma ruptura nítida. As demais parcelas resistentes não o apresentam mesmo para grandes deslocamentos, exceto no caso onde se atinge a carga de ruptura do material que compõe a estaca. Dentre as vantagens da instrumentação ao longo do fuste da estaca, pode-se citar a possibilidade de realizar a medição das cargas e/ou das deformações atuantes em diferentes profundidades, para além das medições de carga e deslocamentos no topo obtidas no ensaio convencional. Isso permite obter a distribuição da carga de topo ao longo do fuste e a separação das parcelas resistentes de atrito lateral e ponta, assim como visualizar o desenvolvimento das parcelas resistentes em função do deslocamento da estaca, o que proporciona a identificação da carga de ruptura. A prova de carga estática é dividida em três grandes categorias, segundo Velloso e Lopes (21): (i) Carga controlada, com aplicação lenta ou rápida da carga;(ii) Deformação controlada; e (iii) Método do equilíbrio. A categoria (i) Carga controlada lenta, consiste na aplicação de carga constante até a estabilização dos recalques. Os incrementos de carga são sucessivos e iguais. Ainda conforme Velloso e Lopes (21), esse é o ensaio que mais se aproxima, para casos correntes, do carregamento real que a estaca sofrerá durante sua vida útil, pois o carregamento se dará de maneira lenta, atingindo recalques maiores e menores resistências. Todavia, a estabilização dos recalques torna o ensaio demorado e caro. Já a aplicação rápida da carga é uma opção para minimizar o tempo da prova de Revista Técnico-Científica do CREA-PR - ISSN 2358-542 - 13ª edição Setembro de 218 - página 2 de 2

carga estática. Ela consiste em incrementos de carga com duração padronizada, sem a necessidade de aguardar a estabilização dos recalques. Fellenius (198) aponta que o importante para o ensaio não é a duração dos estágios de carga, qualquer que seja ela, desde que os incrementos e suas durações sejam iguais. Por outro lado, devido à não estabilização dos recalques, a curva da prova de carga rápida apresenta recalques menores que o ensaio lento, para um mesmo incremento de carga. Em consequência, a capacidade de carga atingida no ensaio rápido é maior que a obtida no lento. Segundo Cintra et al. (213) essa diferença é de aproximadamente 1%, para ensaios com incrementos de carga com duração de 15 minutos. Com relação a curva carga-recalque, esta pode apresentar varias configurações, das quais as duas comuns, conforme Alonso (211) são: (i) o recalque incessante, quando há ruptura da fundação, e (ii) quando não há recalque incessante, não havendo definição clara da carga de ruptura e sendo necessário o uso de métodos de interpretação. Décourt (26) afirma que a ruptura só é atingida de fato, na maioria dos casos, para o atrito lateral e que a ruptura nítida na ponta da estaca inexiste na prática da engenharia por exigir uma deformação infinita. Sendo somente possível se aproximar da ruptura nítida em dois casos: (i) atrito lateral solo-estaca em todos os tipos de estaca; e (ii) ruptura de ponta em estacas de deslocamento (cravadas). No caso de estacas escavadas a ruptura somente será atingida para grandes deformações, da ordem de algumas vezes o diâmetro da estaca. De acordo com o exposto, nota-se que não há um consenso sobre a definição da carga de ruptura em fundações em estacas, sendo necessário o uso de métodos para a determinação da carga de ruptura, através da interpretação da curva carga-recalque. Neste sentido, o presente artigo analisa três curvas carga-recalque, obtidas através de provas de carga estáticas de compressão axial, em duas estacas escavadas em solo predominantemente arenoso, com furação suportada com polímero estabilizante, instrumentadas em profundidade. São utilizados seis métodos diferentes de interpretação para definição da carga de ruptura, sendo realizada uma discussão dos resultados alcançados e dos diferentes fatores envolvidos na obtenção das respctivas cargas de ruptura. 2. MÉTODOS DE INTERPRETAÇÃO DA CURVA CARGA-RECALQUE A interpretação pode ser feita por diferentes critérios, tais como: (i) critérios que caracterizam a ruptura pelo encurtamento elástico da estaca acrescido a uma porcentagem Revista Técnico-Científica do CREA-PR - ISSN 2358-542 - 13ª edição Setembro de 218 - página 3 de 2

do seu diâmetro; (ii) critérios baseados numa equação matemática ajustada ao trecho que se dispõe da curva; e (iii) critérios baseados em uma mudança nítida no formato da curva carga-recalque. O presente artigo utiliza métodos de interpretação baseados nos três critérios descritos acima, sendo tais métodos selecionados com base em seu uso recorrente nas referências bibliográficas pesquisadas. São eles: Critério (i) - NBR 6122:21. Critério (ii) - Vander der Veen (1953). Critério (iii) - Brinch-Hansen (1963). Todas as equações e demais informações referentes a cada método foram descritas por Pereira (216). 3. PLANEJAMENTO EXPERIMENTAL Para o estudo de fundações profundas em areia e seu comportamento sob carregamentos de compressão axial, o presente artigo utilizou dados obtidos no Campo Experimental de Araquari (SC), que se encontra no município de Araquari (SC), próximo à rodovia BR 11, km 66 Norte. O perfil geotécnico foi determinado por meio de sondagens SPT e CPTU, conforme Figura 1, onde são dispostos os valores mínimo, médio e máximo dos ensaios realizados no local. Figura 1 Perfis de sondagem: (a) SPT e (b) CPTU (a)(a 5 N de Golpes 1 2 3 4 5 (b)(a qc (MPa) 1 2 3 4 5 Profundidade (m) 1 15 2 25 NSPT (mínimo) NSPT Médio NSPT (máximo) Profundidade (m) 1 15 2 25 qc (MPa) Médio qc (MPa) mínimo qc (MPa) máximo 3 3 u2; fs (kpa) Revista Técnico-Científica do CREA-PR - ISSN 2358-542 - 13ª edição Setembro de 218 - página 4 de 2

As estacas, do tipo escavada com polímero estabilizante, sua geometria, fck do concreto, perfil geotécnico e os níveis da isntrumentação utilizada são apresentados na Figura 2. A execução das estacas seguiu o procedimento indicado na norma brasileira NBR 6122:21. A instrumentação, ao longo do fuste, é composta de sensores de deformação (strain gages) do tipo corda vibrante, modelo 4911 Sister Bar fabricados pela Geokon. A disposição dos sensores se deu da seguinte forma: (i) em cada nível de instrumentação foram instalados, no mínimo, dois sensores, diametralmente opostos, junto da armadura longitudinal da estaca; e (ii) o espaçamento vertical entre os sensores variou de acordo com a estaca, assim como a quantidade de níveis instrumentados. O tratamento dos dados e determinação das cargas atuantes ao longo do fuste foram executados por Pereira (216). Figura 2 Estacas, resumo do perfil geotécnico e níveis de strain gages instalados nas estacas A e B Estaca A, fck = 2 MPa Φ7 cm; L 15,7 m N1 N2 4 sensores N3, m -1,4 m -4,6 m -7,6 m N1 N2 N3 Estaca B; fck = 2 MPa Φ1 cm; L 24,1 m Superfície -1,2 m -4, m -7, m Trecho 1 - a 4 m Areia limpa e fofa. qc entre e 5 MPa N entre 3 e 8 golpes Trecho 2-4 a 11 m Areia fina compacta. qc entre 5 e 25 MPa N entre 2 e 4 golpes N4 4 sensores N5-11,1 m -15,1 m N4 N5 N6-11,5 m -14,5 m -18,5 m Trecho 3-11 a 2 m Areia silto-argilosa fofa à muito fofa, com presença de lâminas de argila. qc inferior a 5 MPa N entre 2 e 7 golpes N7 N8-22, m -23,5 m Trecho 4-2 a 3 m Areia com resistência crescente com a profundidade. qc entre 5 a 15 MPa N entre 4 e 2 golpes O perfil é tratado como predominatemente arenoso, pois, como apresenta a Figura 2, a maior parte do substrato é composto de areia, variando seu estado entre fofo e compacto Revista Técnico-Científica do CREA-PR - ISSN 2358-542 - 13ª edição Setembro de 218 - página 5 de 2

ao longo da profundidade. O trecho 3 é composto de um solo arenoso, mas com presença de silte e argila, sendo a camada menos resistente em todo o perfil, conforme os resultados das sondagens SPT e CPTU apresentadas na Figura 1. As provas de carga estática realizadas foram do tipo compressão axial com carga controlada lenta. Os procedimentos realizados seguiram o indicado na norma brasileira NBR 12131:26 e nas normas internacionais Eurocode 7 Parte 1:1997 e ASTM D1143/D1143M:27. A aplicação das cargas foi realizada por meio de macaco hidráulico, centralizado no topo da estaca, sendo a medição e monitoramento das cargas executado por meio de células de carga, posicionadas entre a viga de reação e o macaco hidráulico, garantindo o controle das cargas aplicadas. Os deslocamentos, no topo da estaca carregada, foram medidos com quatro extensômetros com faixa de leitura de a 1 mm e resolução de,1 mm, e sobre cada estaca de reação foi colocado um extensômetro de mesma resolução, conforme exibe a Figura 3. Figura 3 Sistema de aplicação e medição de deslocamentos utilizado nas provas de carga na (a) estaca A (esquerda) e (b) estaca B (direita): (1) vigas de referência de nível, (2) extensômetro, (3) macaco hidráulico e (4) célula de carga O sistema de reação utilizado foi composto de quatro estacas de reação, tipo hélice contínua, com profundidade de 2 m e diâmetro de,8 m, reforçadas com três barras Dywidag com diâmetro de 36 mm. O espaçamento entre as estacas seguiu os requisitos da NBR 12131:26, que recomenda espaçamento mínimo, entre eixos de estaca, de 3,6 vezes o diâmetro da maior estaca do sistema. Sendo assim utilizado espaçamento entre eixos de 3,75 m, entre as estacas testadas e as estacas Revista Técnico-Científica do CREA-PR - ISSN 2358-542 - 13ª edição Setembro de 218 - página 6 de 2

de reação. O restante do sistema de reação contou com uma viga de reação em aço, conectada às estacas de reação por meio de outras quatro vigas menores, conforme a Erro! Fonte de referência não encontrada.. Figura 4 (a) Visão geral do sistema de reação das provas de carga estática: (1) viga de reação principal, (2) vigas auxiliares, (3) barras Dywidag das estacas de reação e (b) esquema com as distâncias entre eixo do sistema de reação 2,7 m 2,7 m 2,6 m 2,6 m Reação Estaca Teste Reação Reação Reação 4. RESULTADOS E DISCUSSÕES Neste item são expostos os resultados obtidos no programa experimental, primeiramente com a apresentação das curvas carga-recalque, obtidas nas três provas de carga realizadas, seguido dos resultados alcançados pela instrumentação, e por cada método de interpretação da carga de ruptura. 4.1. Curvas carga-recalque Foram realizadas três provas de carga estática (PCE), sendo uma na estaca A (Figura 5) e duas na estaca B (Figura 6). As cargas máximas atingidas foram de 2968 kn para a estaca A (Figura 5), e 6833 e 852 kn para a estaca B (Figura 6). A PCE, na estaca A, foi finalizada ao atingir-se um deslocamento de topo superior a 7 mm, que representa 1% do diâmetro da estaca. Revista Técnico-Científica do CREA-PR - ISSN 2358-542 - 13ª edição Setembro de 218 - página 7 de 2

Figura 5 - Curva carga-recalque obtida para a estaca A 1 2 3 4 5 6 7 8 Carga (kn) 5 1 15 2 25 3 PCE - lenta com carga máxima de 2968 kn Na estaca B, foram necessários dois ensaios para atingir um deslocamento de topo superior à 1% do diâmetro da estaca (1 mm). O primeiro ensaio foi interrompido por motivos de segurança, devido a ruptura de uma das barras de aço em uma das estacas de reação. Em um segundo ensaio foi possível alcançar um deslocamento de topo de 1 mm (Figura 6), que representa 1% do diâmetro da estaca, conforme detalhado em Pereira (216). Figura 6 - Curvas carga-recalque obtidas para a estaca B 2 4 6 8 1 12 Carga (kn) 15 3 45 6 75 9 PCE 1 - carga máxima de 6833 kn PCE 2 - carregamento máximo de 852 kn. Para a aplicação dos métodos de interpretação, na estaca B, utilizou-se a envoltória dos dois ensaios realizados. Esta foi obtida através de uma linha de tendência com os pontos de carga-recalque de ambos ensaios, conforme Figura 7. Revista Técnico-Científica do CREA-PR - ISSN 2358-542 - 13ª edição Setembro de 218 - página 8 de 2

Figura 7 Envoltória das curvas carga-recalque na estaca B 2 4 6 8 1 12 Carga (kn) 15 3 45 6 75 9 Pontos PCE1 Pontos PCE2 y = 3,254E-1x 3-1,675E-6x 2 + 2,7344E-3x R² = 9,8415E-1 O carregamento máximo obtido para a estaca B foi superior ao da estaca A. Isso se deve a grande diferença na geometria das estacas (Figura 2), tendo a estaca B maior área de contacto em sua lateral e ponta, proporcionando assim maiores carregamentos. 4.2. Ajuste de dimensões das estacas e módulo de elasticidade Em estacas moldadas in loco o processo de escavação não garante seção transversal constante e o diâmetro nominal fornecido pelo executor é um valor aproximado. Sendo assim, para o método NBR 6122:21, a área da seção da estaca (A) e seu diâmetro (B) foram obtidos considerando o consumo de concreto durante a execução das estacas. O módulo de elasticidade (E) se obteve através da resistência à compressão do concreto. Os valores utilizados são apresentados no Quadro 1. Quadro 1 - Dados para aplicação do método NBR 6122:21 A (m²) L (m) B (m) E (GPa) Estaca A,44 15,7,75 38 Estaca B,91 24,1 1,8 37 4.3. Instrumentação Com relação a instrumentação das estacas, nota-se na Figura 8 os valores máximos de atrito lateral e resistência de ponta obtidos nas estacas A e B. Percebe-se que o atrito sofre uma variação significativa em função da profundidade, em ambas as estacas. Para a estaca A, o atrito unitário máximo variou de 52 kpa, trecho entre 1,4 e 4,6 m, a 122 kpa, para o trecho entre 7,6 e 11,1 m. Para a ponta da estaca, a tensão máxima obtida foi de 25 kpa. A carga de ruptura da estaca A foi de 2731 kn, para um deslocamento de 47 mm ou 7% do seu diâmetro. Revista Técnico-Científica do CREA-PR - ISSN 2358-542 - 13ª edição Setembro de 218 - página 9 de 2

Para a estaca B, o atrito unitário máximo variou de 7 kpa, para o trecho entre 11,5 e 14,5 m, a 147 kpa para o trecho entre 7, e 11,5 m. Com relação à ponta da estaca a tensão máxima obtida foi em torno de 19 kpa. A carga de ruptura da estaca B foi de 6833 kn, para um deslocamento no topo em torno de 4 mm ou 4% do diâmetro da estaca. Maiores detalhes quanto ao tratamento dos dados, processo e determinação das cargas atuantes ao longo do fuste podem ser consultados em Pereira (216). Figura 8 - Atrito lateral e resistência de ponta máximos nas estacas A e B 52 kn/m² 92 kn/m² Estaca A Φ7 cm; L 15,7 m, m N1 N2 N3-1,4 m -4,6 m -7,6 m Estaca B Φ1 cm; L 24,1 m Superfície N1 N2 N3-1,2 m -4, m -7, m 7 kn/m² 65 kn/m² 122 kn/m² 147 kn/m² N4-11,1 m N4-11,5 m 76 kn/m² 7 kn/m² N5-15,1 m N5-14,5 m 72 kn/m² 25 kn/m² N6-18,5 m 58 kn/m² N7-22, m N8-23,5 m 61 kn/m² 19 kn/m² Atrito unitário máximo nos trechos instrumentados. As Figura 9 e Figura 1 exibem o desenvolvimento da resistência de atrito lateral e ponta, em função do deslocamento no topo, para as estacas A e B, respectivamente. Cada linha, no gráfico referente ao desenvolvimento do atrito lateral, representa o valor médio das tensões de atrito unitárias no trecho entre dois níveis instrumentados e cada marcador um Revista Técnico-Científica do CREA-PR - ISSN 2358-542 - 13ª edição Setembro de 218 - página 1 de 2

estágio de carregamento na prova de carga realizada. Convencionou-se que o atrito lateral médio da estaca atinge seu valor limite, denominado também de patamar de escoamento, quando, após um deslocamento de 5 mm no topo, não ocorre aumento no atrito desenvolvido pela estaca, fato observado em ambas as estacas nas Figura 9 e Figura1. Figura 9 - Desenvolvimento (a) do atrito lateral e (b) da resistência de ponta para a estaca A (PCE1) 14 (a) Atrito unitário (kn/m²) 12 1 8 6 4 2 Patamar de escoamento 1,4 a 4,6 m 4,6 a 7,6 m 7,6 a 11,1 m 11,1 a 15,1 m Atrito médio 1 2 3 4 5 6 7 8 Deslocamento do topo (mm) 35 (b) Tensão na ponta (kn/m²) 3 25 2 15 1 5 Patamar de escoamento Ponta (15,1 m) 1 2 3 4 5 6 7 8 Deslocamento no topo (mm) Para a estaca A (Figura 9), o atrito médio (linha vermelha em destaque) começa a se esgotar a partir de 4 mm ou 6% do diâmetro da estaca, com patamar de escoamento por volta de 8 kpa, atingindo o pico com 47 mm ou 7% do diâmetro. Tal deslocamento é correspondente à carga de 2731 kn no topo da estaca. Com relação à ponta da estaca, percebe-se o esgotamento da resistência de ponta a partir de 2 mm ou 3% do diâmetro da estaca, para uma tensão por volta de 25 kpa. Revista Técnico-Científica do CREA-PR - ISSN 2358-542 - 13ª edição Setembro de 218 - página 11 de 2

Figura 1 - Desenvolvimento (a) do atrito lateral (PCE1) e (b) da resistência de ponta (PCE1e PCE2) para a estaca B 2 (a) 18 Atrito unitário (kn/m²) 16 14 12 1 8 6 4 2 1,2 a 4, m 4, a 7, m 7, a 11,5 m 11,5 a 14,5 m 14,5 a 18,5 m 18,5 a 22, m 22, a 23,5 m Atrito médio Patamar de escoamento 1 2 3 4 Deslocamento no topo (mm) 2 (b) 18 16 14 12 1 8 6 4 2 Tensão na ponta (kn/m²) Aumento de 6 mm no deslocamento final, entre PCE1 e PCE2, sem acréscimo significativo na resistência de ponta. Ponta PCE1 Ponta PCE2 2 4 6 8 1 12 Deslocamento no topo (mm) Para a estaca B (Figura 1), o atrito médio (linha vermelha em destaque) começa a se esgotar a partir de 3 mm ou 3% do diâmetro da estaca, para uma tensão em torno de 7 kpa, atingindo o pico com 33 mm ou 3% do diâmetro, deslocamento este correspondente à carga de 6542 kn no topo da estaca, conforme apresenta a Figura 6 na PCE1. Em relação à ponta, observa-se uma tensão máxima em torno de 19 kpa, para um deslocamento no topo a partir de 4 mm ou 4% do diâmetro da estaca. 4.4. NBR 6122:21 Os resultados da aplicação do método NBR 6122:21 nas curvas carga-recalque das estacas A e B, seguem representados nas Figura 11 e Figura 12, respectivamente. No caso deste método as cargas de ruptura encontradas se tratam de rupturas convencionais, sendo esta caracterizada pelo cruzamento da linha referente à curva carga-recalque com a reta de encurtamento elástico da estaca (linha tracejada). Na estaca A (Figura 11), a ruptura foi atingida para um carregamento de 255 kn, e um deslocamento no topo de estaca de 27 mm, aproximadamente 4% o diâmetro nominal da estaca. Revista Técnico-Científica do CREA-PR - ISSN 2358-542 - 13ª edição Setembro de 218 - página 12 de 2

Figura 11 - Aplicação do método NBR6122:21 na curva carga-recalque da estaca A 1 2 3 4 5 6 7 8 Carga (kn) 5 1 15 2 25 3 Carga de ruptura (255 kn e 27 mm) no cruzamento das linhas. PCE NBR 6122:21 Para a estaca B (Figura 12), a ruptura foi atingida para um carregamento de 67 kn, e um deslocamento no topo de estaca de 4 mm, aproximadamente 4% o diâmetro nominal da estaca. Figura 12 - Aplicação do método NBR6122:21 nas curvas carga-recalque da estaca B 2 4 6 8 1 12 Carga (kn) 1 2 3 4 5 6 7 8 9 Carga de ruptura (67 kn e 4 mm) no cruzamento das linhas. Pontos PCE1 e 2 NBR 6122:21 De maneira geral, a parcela referente ao diâmetro das estacas representou a maior parte do recalque na ruptura, 92 e 9%, respectivamente para as estacas A e B, sendo o encurtamento elástico pouco representativo. Isso se deve a alta rigidez das estacas, conforme disposto no ítem 3.2 Ajuste de dimensões das estacas e módulo de elasticidade. 4.5. Van der Veen (1953) O método de Van der Veen (1953) associa a curva carga-recalque a uma função exponencial. Através da linearização desta função e de um processo iterativo, se encontra a carga de ruptura física da estaca. A Figura 13 (a) apresenta o melhor ajuste obtido pelo Revista Técnico-Científica do CREA-PR - ISSN 2358-542 - 13ª edição Setembro de 218 - página 13 de 2

método de Van der Veen para determinação da carga de ruptura (Pr) na estaca A, juntamente com sua respectiva curva carga-recalque teórica Figura 13 (b). Figura 13 (a) Melhor ajuste obtido no método Van der Veen e (b) curva teórica obtida na estaca A (a) 5 1 15 2 25 3 35 4 45 5 -ln(1-p/pr) 1 2 3 4 Melhor ajuste com15 pontos e Pr = 28 kn PCE y = 12,744x - 2,199 R² =,992 (b) 1 2 3 4 5 6 7 8 Carga (kn) 5 1 15 2 25 3 Curva teórica para Pr =28 kn a =,78 mm R² =,989 Van der Veen PCE O valor de ruptura obtido para a estaca A foi de 28 kn, utilizando-se os 15 pontos disponíveis da curva carga-recalque, com um R² de,992, conforme Figura 13 (a). A curva teórica obtida Figura 13 (b), utilizando o coeficiente de regressão linear (a =,78 mm -1 ) e carga de ruptura (Pr = 28 kn), se mostrou coerente e próxima dos pontos obtidos da curva real, com valor de R² iguail a,989. A Figura 14 (a) expõe o melhor ajuste feito pelo método de Van der Veen (1953) para determinação da carga de ruptura (Pr) na estaca B, juntamente com sua respectiva curva carga-recalque teórica Figura 14 (b). O valor de ruptura obtido foi de 68 kn, utilizando-se 12 pontos da envoltória (Figura 7), com um R² de,989, conforme Figura 14 (a). A curva teórica obtida, utilizando o coeficiente de regressão linear (a =,95 mm -1 ) e carga de ruptura (Pr = 68 kn), se mostrou coerente e próxima dos pontos obtidos da curva real, com valor de R² iguail a,979. Revista Técnico-Científica do CREA-PR - ISSN 2358-542 - 13ª edição Setembro de 218 - página 14 de 2

Figura 14 - (a) Melhor ajuste obtido no método Van der Veen e (b) curva teórica obtida na estaca B (a) -ln(1-p/rult) 1 2 3 4 (b) Carga no topo (kn) 2 4 6 8 1 5 1 15 2 25 3 Melhor ajuste com 12 pontos e Pr = 68 kn PCE 1 e 2 y = 1,57x - 1,75 R² =,989 2 4 6 8 1 Curva teórica para Pr =68 kn a =,95 mm R² =,979 PCE 1 e 2 Van der Veen 35 12 De maneira geral o método de Vander der Veen (1953) identificou a ruptura física para as estacas estudadas, no entanto a curva teórica obtida, em ambas as estacas, se distanciou da curva real em seu trecho final, conforme nota-se nas Figura 13 (b) e Figura 14 (b). A curva teórica assume um formato assintótico no seu trecho final, não sendo este o comportamento observado nas provas de carga. 4.6. Brinch-Hansen (1963) O método Brinch-Hansen critério 8% define a carga de ruptura como a carga que provoca no topo da estaca um recalque 4 vezes maior do que aquele obtido com a aplicação de somente 8% de seu valor. A Figura 15 (a) exibe os ajustes feitos pelo método de Brinch-Hansen, para determinação dos parâmetros β e α na estaca A, os quais determinam o valor da carga de ruptura (Pr). Neste caso foram utilizados todos os pontos disponíveis (15) da curva cargarecalque, obtendo-se valores de R² iguais a,954. A Figura 15 (b) mostra a carga de ruptura de 314 kn, para recalque de 14% do diâmetro da estaca (97,5 mm). Apresenta-se também o ponto que representa 8% da carga de ruptura (2411 kn), cujo recalque é igual a 25% do recalque na ruptura. Revista Técnico-Científica do CREA-PR - ISSN 2358-542 - 13ª edição Setembro de 218 - página 15 de 2

Figura 15 - (a) Aplicação do método Brinch-Hansen e (b) curva teórica e real na estaca A (a) ρ/p (mm¹/²/mn) 3, 2,8 2,6 2,4 2,2 2, 1,8 1,6 1,4 PCE Ajuste utilizando 15 pontos. Parâmetros β e α y =,17x + 1,638 R² =,954 2 4 6 8 1 (b) 2 4 6 8 1 12 Carga (kn) 1 2 3 4 8% da carga de ruptura (2411 kn e 24,4 mm) Carga de ruptura (314 kn e 97,5 mm) PCE Brinch-Hansen R² =,999 A Figura 16 (a) mostra o melhor ajuste feito para determinação dos parâmetros β, α da e carga de ruptura na estaca B. Foram utilizados nove pontos disponíveis da envoltória das PCE 1 e 2, obtendo-se valores de R² iguais a,925. A Figura 16 (b) mostra a carga de ruptura de 7943 kn, para recalque de 96,7 mm, aproximadamente, 1% do diâmetro nominal da estaca. Apresenta também o ponto que representa 8% da carga de ruptura (6355 kn), cujo recalque é igual a 25% do recalque na ruptura. Figura 16 - (a) Aplicação do método Brinch-Hansen e (b) curva teórica e real na estaca B (a) 1,4 ρ/p (mm¹/²/mn) 1,2 1,,8,6 PCE1 e 2 Ajuste utilizando 9 pontos. Parâmetros β e α (b) 2 4 6 Carga (kn) 2 4 6 8 1 8% da carga de ruptu (6355 kn e 24,2 mm) R² =,994,4,2 y =,64x +,6191 R² =,9251 2 4 6 8 1 12 8 1 12 Carga de ruptura (7943 kn e 96,7 mm) PCE1 e 2 Brinch-Hansen Revista Técnico-Científica do CREA-PR - ISSN 2358-542 - 13ª edição Setembro de 218 - página 16 de 2

4.7. Comparativo entre os métodos analisados e os resultados da instrumentação Na Figura 17 observa-se os valores de ruptura obtidos por cada método para a estaca A, juntamente com o resultado da instrumentação. Figura 17 - Cargas de ruptura obtidas para a estaca A 35 3 Resultado instrumentação 2731 kn Carga de ruptura (kn) 25 2 15 1 5 255 28 314 PCE NBR 6122: 21 Van der Veen Brinch-Hansen Tendo como referência o valor de ruptura obtido pela instrumentação, observa-se para os resultados da estaca A que: O método NBR 6122:21, que utiliza o encurtamento elástico da estaca acrescido a uma porcentagem do seu diâmetro, apresentou resultado 6,6 % inferior ao valor de referência; O método Van der Veen (1953), que utiliza ajuste matemático do trecho que se dispõe da curva, apresentou valor ligeiramente acima da referência de, aproximadamente 2,5 %; O método Brinch-Hansen (1963), que usa uma mudança nítida no formato da curva carga-recalque, apresentou resultado 1,4 % acima da referência. A Figura 18 apresenta os valores de ruptura obtidos por cada método para a estaca B, juntamente com o resultado da instrumentação. Revista Técnico-Científica do CREA-PR - ISSN 2358-542 - 13ª edição Setembro de 218 - página 17 de 2

Figura 18 - Cargas de ruptura obtidas para a estaca B Carga de ruptura (kn) 9 8 7 6 5 4 3 2 1 Resultado instrumentação 6833 kn 67 68 PCE1 e 2 7943 NBR 6122: 21 Van der Veen Brinch-Hansen Tendo como referência o valor de ruptura obtido pela instrumentação, observa-se para os resultados da estaca B que: O método NBR 6122:21, que utiliza o encurtamento elástico da estaca acrescido a uma porcentagem do seu diâmetro, apresentou resultado 1,9 % inferior ao valor de referência. O método Van der Veen (1953), que utiliza ajuste matemático do trecho que se dispõe da curva, apresentou valor abaixo da referência, aproximadamente,,5 %. O método Brinch-Hansen (1963), que usa uma mudança nítida no formato da curva carga-recalque, mostrou valor 16,2 % acima da referência. 5. CONSIDERAÇÕES FINAIS Com relação aos resultados obtidos pela intrumentação, considera-se que estes foram satisfatórios e proporcionaram a definição da carga de ruptura da estaca. Por meio da observação do desenvolvimento do atrito lateral unitário ao longo do fuste e da tensão na ponta da estaca durante as provas de carga. Partindo da premissa que o valor de ruptura obtido pela instrumentação é o que melhor representa a realidade, sendo este usado como referência, e dividindo os métodos conforme seus critérios de ruptura, seguem as considerações acerca dos resultados: Para o método NBR 6122:21 foi observado tratar-se de método bastante seguro, pois em ambas as estacas seus valores de ruptura indicaram resultados abaixo do valor de referência. Revista Técnico-Científica do CREA-PR - ISSN 2358-542 - 13ª edição Setembro de 218 - página 18 de 2

No caso do método de Van der Veen (1953) notou-se que, de maneira geral, os resultados obtidos foram pouco superiores ao valor de referência, com boa precisão e desvios inferores à 3% em relação à referência. O método Brinch-Hansen (1963) apontou valores de ruptura com desvio superior à 1 % da referência para ambas as estacas. AGRADECIMENTOS Os autores agradecem ao professor Fernando Schnaid pela liberação dos dados das provas de carga estática, e as universidades e empresas envolvidas no campo experimental: Universidade Federal do Rio Grande do Sul (UFRGS), Universidade Federal do Paraná (UFPR), Universidade do Estado de Santa Catarina (UDESC), Seconda Università Degli Studi di Napoli (SUN), Dywidag-Systems International, Grupo Brasfond, Petrobras, Fugro in Situ Geotecnia, Geoforma Engenharia Ltda, Geotechne, Votorantim Cimentos, Geotesc Fundações, Mineração Veiga Ltda, Flexfer, Pile Dynamics Inc, Inácio Estaqueamento e Rudnick Minérios. REFERÊNCIAS ABNT ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 12131 (26): Estacas Prova de carga estática. Rio de Janeiro, RJ, Brasil, 2 ed. p. 12. ABNT ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 6122 (21): Projeto e execução de fundações. Rio de Janeiro, RJ, Brasil, 2 ed. p. 13. ASTM AMERICAN SOCIETY FOR TESTING AND MATERIALS. D1143/D1143M (27). Standard test methods for deep foundations under static axial compressive load. EUA. p. 15. ALONSO, U. R. (211). Previsão e controle das fundações: uma introdução ao controle da qualidade em fundações. Editora Blucher, 2 a ed. São Paulo, SP, Brasil, p. 146. BRINCH HANSEN, J. (1963). Discussion, Hyperbolic stress-strain response cohesive soils. ASCE, Journal of the Soil Mechanics and Foundations Division. vol. 89, Issue 4, p. 241-242. CINTRA, J. C. A.; AOKI, N.; TSUHA, C. de H. C.; GIACHETI, H. L. (213). Fundações ensaios estáticos e dinâmicos. Editora Oficina de Textos, 1 a ed. São Paulo, SP, Brasil. p. 144. COMITÉ EURO-INTERNATIONAL DU BÉTON. CEB-FIP Model Code 199. Published by Thomas Telford, London, 1993. Revista Técnico-Científica do CREA-PR - ISSN 2358-542 - 13ª edição Setembro de 218 - página 19 de 2

DÉCOURT, L. (26). Desenvolvimento do Atrito Lateral Estaca-Solo, a partir de Provas de Carga Utilizando Células Expansivas Hidrodinâmicas. XII Congresso Brasileiro de Mecânica dos Solos e Engenharia Geotécnica (COBRAMSEG). Curitiba, PR, Brasil. p. 6. EUROCODE 7: Geotechnical Design Part 1: General Rules. 171 p. 1997. FELLENIUS, B. H. (198). The Analysis of Results from Routine Pile Loading Tests. Ground Engineering. p. 19-31. Disponível em: <http://www.fellenius.net>. Acesso em: junho. 215. FELLENIUS, B. H. (1999). Bearing Capacity of Footings and Piles Does it Really Exist? Symposium on Southern Ontario Glacial Soils State of Practice and Recent Developments. Toronto, p. 2. FELLENIUS, B. H. (21). From Strain Measurements to Load in an Instrumented Pile. Geotechnical News Magazine. vol. 19, n. 1, p. 35-38. Disponível em: <http://www.fellenius.net>. Acesso em: dezembro. 215. PEREIRA, D. A. (216). Análise de provas de carga estática instrumentadas em estacas escavadas em areia. Dissertação (Mestrado). Programa de Pós-Graduação em Engenharia de Construção Civil (PPGECC), Universidade Federal do Paraná (UFPR), Curitiba, p. 193. VAN DER VEEN, C. (1953). The bearing capacity of a pile. Proceedings of the 3 International Conference on Soil Mechanics and Foundation Engineering, Zurique, Suiça, vol. 2, p. 84-9. VELLOSO, D. A.; LOPES F. R. (21). Fundações Critérios de Projeto, Investigação do Sobsolo, Fundações Superficiais, Fundações Profundas. São Paulo: Oficina de Textos. p. 568. Revista Técnico-Científica do CREA-PR - ISSN 2358-542 - 13ª edição Setembro de 218 - página 2 de 2