RAFAEL LEITE GONÇALVES ESTUDO DO COMPORTAMENTO DE ESTACAS APILOADAS EM SOLO COLAPSÍVEL DA REGIÃO DE LONDRINA/PR

RAFAEL LEITE GONÇALVES ESTUDO DO COMPORTAMENTO DE ESTACAS APILOADAS EM SOLO COLAPSÍVEL DA REGIÃO DE LONDRINA/PR Londrina 2006

RAFAEL LEITE GONÇALVES ESTUDO DO COMPORTAMENTO DE ESTACAS APILOADAS EM SOLO COLAPSÍVEL DA REGIÃO DE LONDRINA/PR Dissertação apresentada ao Curso de Pós-Graduação em Engenharia de Edificações e Saneamento da Universidade Estadual de Londrina, como requisito parcial à obtenção do título de Mestre. Orientadora: Prof.ª Dr.ª Miriam Gonçalves Miguel. Londrina 2006

RAFAEL LEITE GONÇALVES ESTUDO DO COMPORTAMENTO DE ESTACAS APILOADAS EM SOLO COLAPSÍVEL DA REGIÃO DE LONDRINA/PR Dissertação apresentada ao Curso de Pós-Graduação em Engenharia de Edificações e Saneamento da Universidade Estadual de Londrina, como requisito parcial à obtenção do título de Mestre. COMISSÃO EXAMINADORA Prof. a Dr. a Miriam Gonçalves Miguel Universidade Estadual de Campinas Prof. Dr. Antonio Belincanta Universidade Estadual de Maringá Prof. Dr. Cláudio Vidrih Ferreira Universidade Estadual Paulista Unesp Bauru Londrina, de de 2006

Dedico este trabalho aos meus pais, Sandra e Joel, pelo amor, compreensão, estímulo e patrocínio; à minha irmã Carolina, pela ajuda e carinho; à minha namorada Monique, pelo amor e incentivo; aos meus parentes e amigos pelo grande apoio.

AGRADECIMENTOS À Profª. Drª. Miriam Gonçalves Miguel, pela orientação competente demonstrada ao longo do trabalho, pela confiança em mim depositada, pelo estímulo e compreensão nas horas mais difíceis. Ao Centro de Tecnologia e Urbanismo (CTU) da UEL, pela infra-estrutura e laboratórios disponíveis para a realização de ensaios. À prefeitura do Campus Universitário, pelo fornecimento dos materiais e funcionários para execução dos ensaios. À Universidade Estadual de Maringá (UEM) e Universidade de São Paulo/ Campus São Carlos, pelo empréstimo de diversos equipamentos utilizados para a realização das provas de carga para este trabalho. Às empresas patrocinadoras do projeto: BASESTAC Engenharia de Fundações e Estaqueamento Ltda, Cia de Cimento ITAMBÉ, Construtora CONSTRUBLOCK Ltda, Ferro e Aço BERTIN Ltda, Pedreira URBALON Ltda, Protendidos DYWIDAG, pelo apoio financeiro e incentivo às pesquisas. À Coordenação de Aperfeiçoamento de Pessoal de Nível Superior (CAPES) e ao Conselho Nacional de Desenvolvimento Científico e Tecnológico (CNPq), pelo auxílio financeiro dispensado a essa pesquisa. A todos, professores, funcionários, alunos e amigos que colaboraram para a realização deste trabalho.

GONÇALVES, Rafael Leite. Estudo do comportamento de estacas apiloadas em solo colapsível da região de Londrina/Pr. 2006. Dissertação (Mestrado em Engenharia de Edificações e Saneamento) Universidade Estadual de Londrina RESUMO O solo superficial da região de Londrina/PR se caracteriza por uma argila siltosa, de consistência mole à média, laterítica e colapsível. Os solos colapsíveis caracterizamse por apresentarem, quando em sua umidade natural, estrutura com partículas ligadas por vínculos atribuídos à sucção e às substâncias cimentantes. Esta estrutura porosa e instável confere ao solo uma resistência adicional que pode ser quebrada por agentes externos, em geral, a água. Quando inundados e submetidos a um carregamento, os solos colapsíveis sofrem um movimento relativo entre as partículas, gerando redução do seu volume, o que pode levar a ruína um elemento de fundação. Em obras de pequeno e médio porte da região, é comum a execução de fundações por estacas de pequeno diâmetro e relativamente curtas, de modo que ficam sujeitas à influência da colapsibilidade do solo. Atentando para esse fato, foram executadas doze estacas apiloadas de diâmetro 20cm, sendo seis de 3m de comprimento e seis de 6m de comprimento, no Campo Experimental de Engenharia Geotécnica (CEEG) da UEL, com o intuito de se avaliar seus comportamentos quanto à capacidade de carga. Na execução das estacas apiloadas, a abertura do furo foi realizada com a queda livre de um pilão, porém, em consideração às práticas locais de execução, a concretagem do furo foi feita de duas formas distintas: a) com o lançamento de um lastro de brita na base do furo (denominado de pé de brita ) com posterior apiloamento e, após, o lançamento de concreto auto-adensável e b) com o lançamento em camadas de concreto seco com apiloamento, após cada lançamento, formando uma base alargada e bulbos ao longo do fuste. Neste trabalho, foram estudadas seis estacas de cada tipo, visando ao comportamento das mesmas através de provas de carga estática à compressão, do tipo mista, em duas condições: para solo não saturado, com determinações de sucção matricial a cada metro de profundidade, e para solo umedecido por inundação superficial por 48 horas. As medidas de sucção matricial foram obtidas em curvas de retenção de água (teor de umidade versus sucção) determinadas para o solo superficial do CEEG, com posse dos teores de umidade do solo, durante as provas de carga. Com as curvas carga versus recalque foi possível determinar os valores de capacidade de carga para as duas variantes de estacas apiloadas, nas duas condições de umidade do solo, permitindo avaliar as diferenças de comportamento quanto ao tipo de execução e quanto à sucção matricial. Palavras-chave: Estacas apiloadas; provas de carga; solos colapsíveis

GONÇALVES, Rafael Leite. Study of the behavior of pounded piles in collapsible soil of the area of Londrina/Pr. 2006. Dissertation (Master Degree in Construction and Sanitation Engineering) Londrina State University. ABSTRACT The superficial soil of the region of Londrina/PR is characterized by soft to average consistency, lateritic and collapsible clay. The collapsible soil is characterized by presenting, when in its natural humidity, structures with particles attached by ties attributed to suction. This porous and unstable structure grants to the soil an additional resistance that can be broken by external agents, generally water. When submitted to a load after flooding, collapsible soils suffer a relative movement among its particles, causing a reduction of volume that can ruin a foundation element. In small and medium sized constructions in the region, it is common to execute foundations with small diameter and relatively short stakes, which are subjected to the influence of the collapsibility of the soil of this region. Considering this, twelve 20cm diameter pounded piles, six of which were 3m and six, 6m long, were executed in the Experimental Field of Geotechnical Engineering of UEL, with the intent of evaluating their behavior with relation to load capacity. In the execution of the pounded piles, the opening of the hole was accomplished by a free fall pile driver; though, in consideration to the local execution practices, concreting of the hole was realized in two different ways: a) with fluid concrete and b) with the release in layers of dry concrete. In this paper, six stakes of each type were studied, analysing their behavior through mixed type tests of static load by compression under two soil conditions: non saturated soil, with suction measurements for each meter of depth, and soil superficially flooded for 48 hours. The matrix suction values were obtained in curves of water retention (humidity versus suction percentage), determined for CEEG s superficial soil, drawing on its known soil humidity values, during the load tests. With the load versus regression curves it was possible to determine the values of load capacity for the two variants of pounded piles under the two soil conditions, enabling the evaluation of the differences of behavior with relation to the execution type and to suction. Key-words: pounded piles; vertical loading tests; collapsible soil.

SUMÁRIO 1 INTRODUÇÃO... 19 2 OBJETIVOS... 22 2.1 Objetivo geral... 22 2.2 Objetivos específicos... 22 3 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA... 24 3.1 Solos lateríticos... 24 3.2 Solos colapsíveis... 27 3.3 Influência da sucção matricial no comportamento de fundações... 34 3.4 Definição de fundações profundas... 36 3.4.1 Fundação profunda... 36 3.4.2 Estacas... 37 3.4.3 Estacas Strauss... 37 3.4.4 Estacas apiloadas... 38 3.5 Capacidade de carga... 39 3.5.1 Capacidade de carga do ponto de vista geotécnico... 40 3.6 Definição de recalque... 43 3.7 Carga admissível, recalque admissível e fatores de segurança em fundações... 44 3.8 Estimativa de capacidade de carga de fundações... 45 3.8.1 Método semi-empírico de Décourt & Quaresma (1978)... 46 3.8.2 Método semi-empírico de Aoki & Veloso (1975)... 49 3.9 Critérios de extrapolação das curvas carga versus recalque... 54 3.9.1 Método de Van der Veen (1953)... 55 3.9.2 Método de Rigirez de Décourt (1998)... 56 3.9.3 Método de Brierley Modificado (MBM)... 58 3.10 Estacas apiloadas em solos colapsíveis... 60 3.10.1 Estacas apiloadas em solo colapsível da cidade de Pederneiras/SP... 60 3.10.2 Estacas apiloadas em solo colapsível de Ilha Solteira/SP... 61

3.10.3 Estacas apiloadas em solo colapsível Bauru/SP... 62 3.11 Influência do reensaio no resultado de provas de carga em estacas... 64 4 CAMPO EXPERIMENTAL DE ENGENHARIA GEOTÉCNICA (CEEG) DA UNIVERSIDADE ESTADUAL DE LONDRINA (UEL)... 67 4.1 Perfil geológico geotécnico do solo de Londrina/PR... 67 4.2 Características geológicas geotécnicas do campo experimental de engenharia geotécnica (CEEG) da UEL... 69 4.2.1 Ensaios de campo... 70 4.2.1.1 SPT-T... 70 4.2.1.2 Fundações de pequeno porte em Londrina/Pr... 71 4.2.1.2.1 Estacas escavadas com trado manual (Brocas)... 71 2.2.1.2.2 Estacas apiloadas... 75 4.2.2 Ensaios de laboratório... 84 5 MATERIAIS E MÉTODOS... 88 5.1 Objeto de estudo... 88 5.2 Estimativa da capacidade de carga das estacas através do método de Décourt & Quaresma (1978)... 90 5.2.1 Estimativa da capacidade de carga das estacas apiloadas de 3 m de comprimento (ACL3 e ACA3) de 6 m de comprimento (ACL6 e ACA6)... 91 5.2.2 Dimensionamento das estacas Strauss (estacas de reação)... 93 5.3 Locação das estacas... 94 5.4 Execução das estacas... 95 5.4.1Estacas apiloadas de diâmetro 20 cm, comprimento 3,0 m e 6,0 m com lançamento do concreto (ACL3 e ACL6)... 95 5.4.2 Estacas apiloadas de diâmetro 20 cm, comprimento 3,0 m e 6,0 m com apiloamento do concreto (ACA3 e ACA6)... 97 5.4.3 Estacas Strauss de diâmetro 32 cm, comprimento 12,0 m (estacas de reação)... 99 5.4.4 Blocos de coroamento...102 5.4.5 Cavas de infiltração...103

5.5 Execução das provas de carga...103 5.5.1 Materiais e equipamentos utilizados...104 5.5.2 Montagem dos equipamentos...106 5.5.3 Execução do ensaio...113 5.6 Determinação do teor de umidade e estimativa da sucção matricial...115 5.7 Determinação da redução da capacidade de carga com a diminuição da sucção matricial e da recuperação da capacidade de carga com o aumento da sucção matricial...115 5.8 Determinação das tensões no solo após os ensaios...117 6 APRESENTAÇÃO E ANÁLISE DOS RESULTADOS...119 6.1 Curvas carga versus recalque...119 6.2 Capacidade de carga, carga de colapso, resistência de ponta e resistência lateral...123 6.3 Influência dos reensaios...133 6.4 Influência da sucção matricial no comportamento das estacas...143 6.5 Comparativo do comportamento entre as estacas apiloadas e estacas brocas...155 6.6 Resultados de tensão do solo e dimensões das estacas após os ensaios...157 7 CONSIDERAÇÕES FINAIS...162 REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS...164 ANEXOS...167

LISTA DE FIGURAS Figura 3.1 Distribuição das coberturas lateríticas no Brasil Melfi, 1997... 26 Figura 3.2 Macro-estrutura formada por pontes de argila; por Capilaridade; por cimentações de argila ou óxidos de ferro ou alumínio. (Lopes, 2001)... 29 Figura 3.3 Estrutura de solo colapsível carregado sem inundação (a) e com inundação (b), (Gutierrez et al, 2003)... 31 Figura 3.4 Ocorrência de solos colapsíveis no Brasil Cintra, 1998... 32 Figura 3.5 Carga de ruptura segundo Van der Veen (1953)... 55 Figura 3.6 Gráfico Rigidez - Fundações que não apresentam ruptura física - Campos, 2005... 58 Figura 3.7 Gráfico Rigidez - Fundações que apresentam ruptura física - Campos, 2005...58 Figura 3.8 Método do MBM para estimativa da resistência lateral (R l ) Campos, 2005...59 Figura 3.9 Curvas carga versus recalque para recarregamento Massad, 1992...65 Figura 4.1 Curvas carga versus recalque das estacas apiloadas com lançamento do concreto, de comprimento L = 3 m, na condição de solo não saturado Campos, 2005...77 Figura 4.2 Curvas carga versus recalque das estacas apiloadas com lançamento do concreto, de comprimento L = 6 m, na condição de solo não saturado Campos, 2005...77 Figura 4.3 Curvas carga versus recalque das estacas apiloadas com apiloamento do concreto, de comprimento L = 3 m, na condição de solo não saturado Campos, 2005...78 Figura 4.4 Curvas carga versus recalque das estacas apiloadas com apiloamento do concreto, de comprimento L = 6 m, na condição de solo não saturado Campos, 2005...79

Figura 4.5 Curvas características de sucção do solo do CEEG Padilha (2004)...87 Figura 5.1 Disposição das estacas apiloadas e Strauss no CEEG...95 Figura 5.2 Abertura do furo das estacas apiloadas (ACL e ACA) com o auxilio do pilão...97 Figura 5.3 Concretagem das estacas apiloadas ACAs...99 Figura 5.4 Colocação das armaduras e concretagem das estacas de reação...102 Figura 5.5 Vista geral da montagem das provas de carga...109 Figura 5.6 Montagem do sistema de reação (reação 1 à esquerda e sistema de atirantamento da reação 2 à direita)...109 Figura 5.7 Detalhe da montagem do macaco e da célula de carga...110 Figura 5.8 Esquema das provas de carga...112 Figura 5.9 Locação dos poços de inspeção...117 Figura 5.10 Abertura de poço de inspeção tangenciando a estaca apiloada ACL6(1)...118 Figura 6.1 Curvas carga versus recalque das estacas apiloadas com lançamento do concreto, de comprimento L = 3 m, na condição de solo umedecido por inundação superficial...120 Figura 6.2 Curvas carga versus recalque das estacas apiloadas com lançamento do concreto, de comprimento L = 6 m, na condição de solo umedecido por inundação superficial...121 Figura 6.3 Curvas carga versus recalque das estacas apiloadas com apiloamento do concreto, de comprimento L = 3 m, na condição de solo umedecido por inundação superficial...122 Figura 6.4 Curvas carga versus recalque das estacas apiloadas com apiloamento do concreto, de comprimento L = 6 m, na condição de solo umedecido por inundação superficial...122 Figura 6.5 Gráfico de rigidez da estaca ACL3(1) Campos, 2005...124 Figura 6.6 Gráfico de rigidez da estaca ACL6(2) Campos, 2005...125 Figura 6.7 Gráfico de rigidez da estaca ACA3(1) Campos, 2005...125

Figura 6.8 Gráfico de rigidez da estaca ACA6(2) Campos, 2005...126 Figura 6.9 Gráfico MBM das estacas apiloadas com lançamento do concreto e comprimento L = 3 m (ACL3) na condição de solo não saturado Campos, 2005...127 Figura 6.10 Gráfico MBM das estacas apiloadas com lançamento do concreto e comprimento L = 6 m (ACL6) na condição de solo não saturado Campos, 2005...127 Figura 6.11 Gráfico MBM das estacas apiloadas com apiloamento do concreto e comprimento L = 3 m (ACA3) na condição de solo não saturado Campos, 2005...128 Figura 6.12 Gráfico MBM das estacas apiloadas com apiloamento do concreto e comprimento L = 6 m (ACA6) na condição de solo não saturado Campos, 2005...128 Figura 6.13 Gráfico MBM das estacas apiloadas com lançamento do concreto e comprimento L = 6 m (ACL6) na condição de solo umedecido...129 Figura 6.14 Gráfico MBM das estacas apiloadas com lançamento doconcreto e comprimento L = 6 m (ACL6) na condição de solo umedecido...129 Figura 6.15 Gráfico MBM das estacas apiloadas com apiloamento do concreto e comprimento L = 3 m (ACA3) na condição de solo umedecido...130 Figura 6.16 Gráfico MBM das estacas apiloadas com apiloamento do concreto e comprimento L = 6 m (ACA6) na condição de solo umedecido...130 Figura 6.17 Curvas carga versus recalque da estaca apiloada com lançamento do concreto, de comprimento L = 3 m (ACL3(2)) para o ensaio e os reensaios...134 Figura 6.18 Curvas carga versus recalque da estaca apiloada com apiloamento do concreto, de comprimento L = 3 m (ACA3(2)) para o ensaio e os reensaios...134 Figura 6.19 Curvas carga versus recalque da estaca apiloada com apiloamento do concreto, de comprimento L = 6 m (ACA6(1)) para o ensaio e os reensaios...135

Figura 6.20 Gráfico de rigidez da estaca ACL3(2)-Reensaio (3), para solo não saturado...137 Figura 6.21 Gráfico de rigidez da estaca ACA3(3) Reensaio (3), para solo não saturado...137 Figura 6.22 Gráfico de rigidez da estaca ACA6(1) Reensaio (3), para solo não saturado...138 Figura 6.23 Gráfico MBM da estaca ACL3(2) Reensaio 2 Solo umedecido...139 Figura 6.24 Gráfico MBM da estaca ACA3(2) Reensaio 2 Solo umedecido...139 Figura 6.25 Gráfico MBM da estaca ACA6(1) Reensaio 2 Solo umedecido...140 Figura 6.26 Gráfico MBM da estaca ACL3(2) Reensaio 3 Solo não saturado...140 Figura 6.27 Gráfico MBM da estaca ACA3(2) Reensaio 3 Solo não saturado...141 Figura 6.28 Gráfico MBM da estaca ACA6(1) Reensaio 3 Solo não saturado...141 Figura 6.29 Curvas carga versus recalque da estaca apiloada com lançamento do concreto, de comprimento L = 3 m, (ACL3(1)) na condição de solo não saturado e umedecido por inundação superficial...144 Figura 6.30 Curvas carga versus recalque da estaca apiloada com lançamento do concreto, de comprimento L = 3 m, (ACL3(3)) na condição de solo não saturado e umedecido por inundação superficial...144 Figura 6.31 Curvas carga versus recalque da estaca apiloada com lançamento do concreto, de comprimento L = 6 m, (ACL6(1)) na condição de solo não saturado e umedecido por inundação superficial...145

Figura 6.32 Curvas carga versus recalque da estaca apiloada com lançamento do concreto, de comprimento L = 6 m, (ACL6(3)) na condição de solo não saturado e umedecido por inundação superficial...145 Figura 6.33 Curvas carga versus recalque da estaca apiloada com apiloamento do concreto, de comprimento L = 3 m, (ACA3(1)) na condição de solo não saturado e umedecido por inundação superficial...146 Figura 6.34 Curvas carga versus recalque da estaca apiloada com apiloamento do concreto, de comprimento L = 3 m, (ACA3(3)) na condição de solo não saturado e umedecido por inundação superficial...146 Figura 6.35 Curvas carga versus recalque da estaca apiloada com apiloamento do concreto, de comprimento L = 6 m, (ACA6(2)) na condição de solo não saturado e umedecido por inundação superficial...147 Figura 6.36 Curvas carga versus recalque da estaca apiloada com apiloamento do concreto, de comprimento L = 6 m, (ACA6(3)) na condição de solo não saturado e umedecido por inundação superficial...147 Figura 6.37 Relação entre sucção matricial e capacidade de carga das estaca ACLs3...150 Figura 6.38 Relação entre sucção matricial e capacidade de carga das estaca ACAs3...150 Figura 6.39 Relação entre sucção matricial e capacidade de carga das estaca ACLs6...151 Figura 6.40 Relação entre sucção matricial e capacidade de carga das estaca ACAs6...151 Figura 6.41 Falha de concretagem da estaca ACA6(3)...160 Figura 6.42 Ponta da estaca ACL e da estaca ACA...161

LISTA DE TABELAS Tabela 3.1 Valores do coeficiente α em função do tipo de estaca e do solo...47 Tabela 3.2 Valores do coeficiente β em função do tipo de estaca e do solo...47 Tabela 3.3 Fator característico do solo C...48 Tabela 3.4 Coeficiente de transformação F1 e F2 (Aoki & Velloso, 1975)...51 Tabela 3.5 Coeficientes K e α (Aoki & Velloso 1975)...52 Tabela 3.6 Cargas máximas e recalques (Morais & Segantini, 2002)...62 Tabela 3.7 Cargas de ruptura a partir de interpretações das provas de carga e de estimativas de métodos semi-empíricos Ferreira et al. 2000...64 Tabela 4.1 Capacidade de carga, carga de colapso e redução da capacidade de carga das estacas brocas Miguel & Belincanta, 2004...74 Tabela 4.2 Estimativa de capacidade de carga (P u ), resistência lateral (R l ), resistência de ponta (R p ) e carga adimissível (P adm ) Campos, 2005...76 Tabela 4.3 Capacidade de carga (P u ) das estacas apiloadas com lançamento do concreto de comprimento 3 m (ACL3) e Comprimento 6 m (ACL6) Campos, 2005...80 Tabela 4.4 Capacidade de carga (P u ) das estacas apiloadas com apiloamento do concreto de comprimento 3 m (ACA3) e Comprimento 6 m (ACA6) Campos, 2005...81 Tabela 4.5 Resistência lateral (R l ) e de ponta (R p ) das estacas apiloadas com lançamento do concreto de comprimento 3 m (ACL3) e Comprimento 6 m (ACL6) Campos, 2005...82 Tabela 4.6 Resistência lateral (R l ) e de ponta (R p ) das estacas apiloadas com apiloamento do concreto de comprimento 3 m (ACA3) e Comprimento 6 m (ACA6) Campos, 2005...83

Tabela 4.7 Valores característicos do substrato do CEEG obtidos através de ensaios de campo e laboratório Miguel et al (2002)...85 Tabela 5.1 Identificação dos ensaios, condições de solo e intervalo de tempo em que foram realizados...90 Tabela 5.2 Identificação das estacas apiloadas executadas no CEEG UEL...90 Tabela 5.3 Valores estimados de capacidade de carga (P u ), resistência lateral (R l ), resistência de ponta (R p ) e Carga admissível (P adm )...93 Tabela 6.1 Carga de colapso (P c ), Resistência lateral (R l ) e de ponta (R p ) das estacas apiloadas com lançamento do concreto de comprimento 3 m (ACL3) e Comprimento 6 m (ACL6) para solo umedecido...131 Tabela 6.2 Carga de colapso (P c ), Resistência lateral (R l ) e de ponta (R p ) das estacas apiloadas com apiloamento do concreto de comprimento 3 m (ACA3) e Comprimento 6 m (ACA6) para solo umedecido...132 Tabela 6.3 Carga de colapso, resistência lateral e resistência de ponta das estacas apiloadas de comprimento L= 3 m e L=6 m, na condição de solo umedecido (reensaio 2)...142 Tabela 6.4 Capacidade de carga, resistência lateral e resistência de ponta das estacas apiloadas de comprimento L= 3 m e L=6 m, na condição de solo não saturado(reensaio 3)...142 Tabela 6.5 Teores de umidade de campo e sucção correspondente para as estacas apiloadas com lançamento do concreto de comprimento L = 3 m (ACL3) e L = 6 m (ACL6) e estacas apiloadas com apiloamento do concreto de comprimento L = 3 m (ACA3) e L = 6 m (ACA6)...149 Tabela 6.6 Perda da capacidade de carga das estacas apiloadas com lançamento do concreto de comprimento L = 3 m (ACL3) e L = 6 m (ACL6)...152 Tabela 6.7 Perda da capacidade de carga das estacas apiloadas com apiloamento do concreto de comprimento L = 3 m (ACA3) e L = 6 m (ACA6)...153

Tabela 6.8 Perda da capacidade de carga das estacas apiloadas com lançamento do concreto de comprimento L = 3 m (ACL3) e L = 6 m (ACL6)...154 Tabela 6.9 Capacidade de carga (P u ), Carga de colapso (P c ) e perda da capacidade de carga das estacas brocas e estacas apiloadas com lançamento do concreto (ACL) e com apiloamento do concreto (ACA)...156 Tabela 6.10 Tensões do solo ao longo da profundidade das estacas apiloadas de comprimento L = 3 m...158 Tabela 6.11 Tensões do solo ao longo da profundidade das estacas apiloadas de comprimento L = 6 m...158

19 1. INTRODUÇÃO Londrina, localizada na região norte do estado do Paraná, possui população de, aproximadamente, 490 mil habitantes, sendo um importante pólo de desenvolvimento regional. Sua principal fonte de renda está ligada aos agro-negócios, porém a indústria da construção civil vem ganhando força nas últimas décadas. Dentro da construção civil, as obras de pequeno e médio porte têm se destacado, constituídas por, principalmente, edificações uni-familiares e edificações de interesse social (conjuntos habitacionais). Devido às suas pequenas solicitações, esses tipos de obras, comumente, dispõem como elementos de fundações estacas curtas do tipo escavadas com trado manual (estacas brocas manuais). Apesar da extrema importância para a solidez da obra, as fundações dessas edificações não têm recebido o devido estudo para sua execução, esta sendo baseada no empirismo e, principalmente, na experiência acumulada dos profissionais regionais. São comuns na região casos de aparecimento de trincas em edificações, em geral de pequeno e médio porte, após inundação do solo que dá apoio às suas fundações. Essa inundação, no geral, é decorrente de rompimento de dutos de água de abastecimento ou de redes coletoras de esgoto ou mesmo de um nível elevado de precipitação pluviométrica. Atentando para esse fato, o meio técnico passou a se preocupar com o comportamento das fundações na região de Londrina, necessitando de um estudo mais rigoroso dos solos locais.

20 No ano de 1998, implantou-se no campus da Universidade Estadual de Londrina (UEL) o Campo Experimental de Engenharia Geotécnica (CEEG) Prof. Saburo Morimoto e, desde então, começou-se a desenvolver pesquisas sobre o solo da região de Londrina e as estacas assentes nesse solo. Pesquisas de investigação do subsolo, através de diversas sondagens (SPT-T, CPT, DMT, DPL, DPSH, e abertura de poços de inspeção), e ensaios de laboratório com amostras deformadas e indeformadas coletadas das campanhas de sondagem indicaram que a camada superficial de solo do CEEG (até 12 m de profundidade) é constituída por argila siltosa, porosa, de consistência mole a média, com teor de umidade entre 30 % e 45 % (TEIXEIRA et al., 2003). Ensaios realizados em laboratório por Lopes et al. (2000) apontam que as argilas do solo superficial do CEEG apresentam comportamento de argilas lateríticas. Os estudos de comportamento de estacas de diferentes métodos executivos também têm sido realizados no CEEG, através de análise das curvas carga versus recalque, obtidas de resultados de provas de carga executadas nas estacas. Dentre as estacas já estudadas no CEEG, merecem destaque as estacas brocas manuais, que são as mais comuns para edificações de pequeno e médio porte na região de Londrina/PR, devido a sua facilidade de execução e baixo custo. Porém, as provas de carga executadas nessas estacas para a condição de solo inundado revelaram dados expressivos de redução da capacidade de carga (48,8% e 35,6%) em comparação à capacidade de carga

21 de estacas preenchidas por concreto, de diâmetro 25 cm e comprimento 3 m e 6 m, respectivamente (MIGUEL & BELINCANTA, 2004). Devido a esses resultados obtidos para as estacas brocas manuais, outro tipo de fundação, também de uso comum em obras de pequeno porte, tem sido analisado. A estaca apiloada foi escolhida como objeto de estudo, visto que sua utilização em obras de pequeno e médio porte acontece em larga escala na região. Para tal estudo foram utilizadas estacas apiloadas de diâmetros 20 cm e comprimentos de 3 m e 6 m, as quais foram submetidas a ensaios de provas de carga estáticas para duas condições de solo: o não saturado e o umedecido por inundação superficial. Na estaca apiloada, o processo executivo, que, através da queda de um pilão, abre o furo deslocando o solo lateralmente e para baixo, proporciona uma diminuição dos vazios do solo nas imediações da estaca, o que, acredita-se, ocasiona melhorias nas condições de susceptibilidade do elemento de fundação ao colapso, além de proporcionar uma melhor resistência de ponta da estaca que na estaca broca manual, praticamente inexiste. Por fim, acredita-se que a estaca apiloada mostre-se como alternativa técnica viável para edificações de pequeno e médio porte em Londrina/PR, merecendo maiores investigações sobre seu comportamento para solos lateríticos e colapsíveis da região.

22 2. OBJETIVOS 2.1 Objetivo geral Neste trabalho pretende-se obter informações a respeito do comportamento de estacas apiloadas com confecção de pé de brita na ponta e preenchidas por concreto auto-adensável e de estacas apiloadas preenchidas por concreto apiloado sem a confecção do pé de brita, com comprimento de 3m e 6m e diâmetro de 20cm, executadas em solo argilosiltoso, poroso, de consistência mole a média, laterítico e colapsível, típico da região de Londrina/PR, nas condições do solo não saturado, mas com medida do teor de umidade do solo, e com umedecimento do solo por inundação superficial de no mínimo 48 horas. 2.2 Objetivos específicos Determinar as curvas carga versus recalque das estacas apiloadas, executadas no solo da região, submetendo-as a provas de carga estática, à compressão, com controle da sucção matricial do solo; Indicar parâmetros para a elaboração de projetos geotécnicos que necessitam da execução de estacas apiloadas no solo de Londrina/PR, tais como capacidade de carga, carga admissível e recalques admissíveis;

23 Verificar a influência da colapsibilidade do solo no comportamento das estacas apiloadas, preenchidas por concreto com e sem apiloamento.

24 3. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA 3.1 Solos lateríticos Segundo Schellmann (1982, apud MELFI, 1997), lateritas podem ser definidas como: acumulações superficiais ou subsuperficiais de produtos provenientes do intenso intemperismo de rochas, desenvolvidos sob condições favoráveis a uma maior mobilidade dos elementos alcalinos, alcalinos terrosos e sílica e imobilização de ferro e de alumínio. Para Melfi (1997), a laterização é favorecida devido às condições de alta temperatura e umidade, típicas de regiões tropicais entre os paralelos 30º N e 30º S de latitude. Nas formações lateríticas, mineralogicamente predominam os óxidos e hidróxidos de ferro e de alumínio (geothita, hematita, gibsita e materiais amorfos) e argilo-minerais do grupo da caulinita, além do quartzo, que representa o mineral residual do intemperismo. Para o autor, as lateritas, apesar de formadas a partir de um processo único, englobam vários tipos de produtos, pois a intensidade do processo pode variar conforme a localização, tipos de material de origem, tempo de duração, etc. Devido ao exposto, as lateritas apresentam propriedades físicas, químicas, físico-químicas e mineralógicas totalmente distintas. Melfi (1997) apresenta, como um dos fatores de grande importância ao processo de intemperismo, a evolução da matéria orgânica, que em regiões frias e temperadas acontece de maneira lenta e resulta na

25 formação de compostos orgânicos. Já nas regiões tropicais, devido às altas temperaturas, ocorre uma degradação muito rápida da matéria orgânica, tornando-a totalmente mineralizada, dando origem à água e gás carbônico (CO 2 ). A presença do CO 2 confere às soluções das regiões tropicais características relativamente ácidas (ph entre 5,5 e 6,0). Nessas condições, o alumínio e o ferro são praticamente insolúveis e se acumulam na forma de óxidos ou hidróxidos, enquanto que os elementos alcalinos e alcalinos terrosos são totalmente lixiviados, assim como a sílica. Esta também é mobilizada, porém com velocidade menor que os alcalinos, possibilitando em algumas situações a recombinação entre a sílica e o alumínio, formando os argilominerais. O Brasil possui características tropicais (altas temperaturas e elevada pluviosidade), fatores propícios à ocorrência do processo de laterização; por isso, apresenta mais de 60% de sua superfície recobertos por formações lateríticas, como mostra a Figura 3.1, extraída de Melfi (1997). Porém, essa cobertura não é homogênea, visto que é composta por diferentes tipos de materiais lateríticos, sendo mais comum a presença de materiais argilo-ferruginosos friáveis, que por processos pedogenéticos foram transformados em solo muito fino, pulverulento, com microagregações características (latossolos).

26 Figura 3.1 Distribuição das coberturas lateríticas no Brasil Melfi, 1997. Como pode ser observado na Figura 3.1, praticamente todas as regiões do Brasil são cobertas por formações lateríticas, sendo que cada região possui um conjunto de materiais predominantes, marcados, principalmente, pela natureza dos óxidos metálicos: no norte do país, a cobertura laterítica é constituída, essencialmente, por goethita e gibsita, sendo a hematita subordinada ou mesmo ausente; na região nordeste, a goethita ainda é predominante, porém não são encontradas gibsita e hematita; no Brasil central são encontrados os três oxihidróxidos metálicos, goethita, hematita e gibsita; já no sul, a goethita desaparece e a hematita é o principal constituinte férrico. Melfi (1997) destaca a importância dos estudos, sobretudo microscópicos, sobre as lateritas no Brasil, visto que cada tipo de laterita apresenta propriedades mecânicas peculiares e estudos sobre a composição

27 mineralógica dos materiais podem auxiliar o meio geotécnico a compreender por que solos de índices geotécnicos semelhantes apresentam, em muitos casos, comportamento mecânico totalmente distinto. Décourt (2002) observa que as argilas lateríticas apresentam rigidezes muito acima das argilas não lateríticas, apesar de elas apresentarem mesmo índice de resistência à penetração dos ensaios de SPT. Segundo o autor, devido à maior rigidez dos solos lateríticos, todos os métodos de estimativa de capacidade de carga de fundações subestimam o comportamento de fundações implantadas nesse tipo de solo. Décourt (2002) sugere ainda que seja realizado um número significativo de provas e carga para que se possam introduzir ajustes aos métodos de previsão de capacidade de fundações executadas em solos lateríticos. 3.2 Solos colapsíveis Segundo Cintra (1998) todos os tipos de solos quando submetidos a um carregamento sofrem algum tipo de recalque, sendo que a magnitude desses recalques varia de solo para solo. Esses recalques acontecem em solos não saturados e podem ser previstos no cálculo de fundações. Ainda segundo o autor, alguns tipos de solos, quando umedecidos, sofrem um tipo de colapso de sua estrutura que se caracteriza por recalques repentinos e de grandes proporções. Os solos que sofrem esse fenômeno são denominados de solos colapsíveis. Então, podem ser definidos solos colapsíveis como sendo solos que sofrem bruscas e significativas

28 reduções de volume quando umedecidos, sem que ocorra a variação da tensão à qual estão submetidos. A colapsibilidade está ligada a dois fatores externos ao solo: a carga limite crítica de colapso e umedecimento do solo. Quando ocorre uma combinação dos dois fatores, tem-se uma condição favorável para a ocorrência do colapso. Aliado a esses fatores externos tem-se o tipo de estrutura do solo. Solos colapsíveis caracterizam-se por apresentar, quando em sua umidade natural, estrutura com partículas ligadas por vínculos atribuídas à sucção e a substâncias cimentantes, formando uma estrutura porosa e instável. Segundo Lopes (2001), esta estrutura confere ao solo uma resistência adicional que pode ser quebrada por agentes externos, em geral a água. Na Figura 3.2, apresentada por Lopes (2001), pode-se observar ilustrações de macro-estruturas formadas por partículas ligadas por vínculos. A Figura 3.2(a) apresenta macro-estruturas formadas por microagregados de argila ou de silte ligada por vínculos de pontes de argila. Também pode acontecer dessas estruturas com vínculos por cimentação de óxidos de ferro. A Figura 3.2(b) mostra a formação de estruturas mantidas por capilaridade, que estão ligadas à sucção do solo. Já na figura 3.2(c), têm-se as microagregações mantidas estáveis por cimentação de argilas ou óxidos de ferro.

29 (a) (b) (c) Figura 3.2 (a) Macro-estrutura formada por pontes de argila; (b) Macroestrutura formada por Capilaridade; (c) Macro-estrutura por cimentações de argila ou óxidos de ferro ou alumínio. (Lopes, 2001). Antigamente, acreditava-se que o colapso ocorria quando se atingia a inundação máxima do solo, ou seja, saturação de 100%, mas estudos mostram que não é necessária a inundação completa do solo para que ocorra o fenômeno do colapso. Em geral, quando a saturação atinge cerca de 70 a 80%, tem-se uma variação de sucção significativa que pode causar colapso. Segundo Padilha (2004), a sucção normalmente é dividida em duas componentes: a componente matricial e a componente osmótica, sendo a sucção total a soma das duas componentes. A sucção osmótica depende da concentração química da água do solo, enquanto a matricial depende da estrutura e da composição do solo e tende a desaparecer com a inundação do

30 solo. A sucção matricial é definida como a diferença entre a pressão de ar e a pressão de água nos vazios. O aumento da sucção matricial confere uma maior rigidez ao solo, aumenta sua capacidade de carga e diminui os recalques para uma mesma tensão aplicada; por sua vez, com o solo inundado (sucção praticamente nula) o solo apresenta sua menor capacidade de carga e maiores recalques para a mesma tensão aplicada. Guterrez et al. (2003) comentam que os solos colapsíveis apresentam microagregações que são mantidas estáveis pela presença da sucção e agentes cimentantes e, quando submetidas a carregamento em seu estado de umidade natural, resistem à carga através de compressão entre os grãos, sem sofrer movimento relativo entre os mesmos e sem que ocorra grande variação em seu volume. Para esses autores, quando há umedecimento, as forças que mantêm estáveis as microagregações se enfraquecem, e se o solo estiver submetido a carregamento acima do considerado de carga de colapso, ocorre movimento relativo entre as partículas, de modo que essas partículas passam a ocupar os espaços vazios do solo, gerando uma grande e repentina redução de seu volume, causando o colapso da estrutura do solo. Esse fenômeno de resistência dos solos colapsíveis é ilustrado na Figura 3.3.

31 Figura 3.3 Estrutura de solo colapsível carregado sem inundação (a) e com inundação (b), (Gutierrez et al, 2003). O fenômeno do colapso não deve ser confundido com o adensamento, mesmo porque são completamente distintos: no adensamento ocorre a expulsão de água, enquanto no colapso a expulsão é do ar que preenche os vazios do solo. Além disso, no colapso, a variação do volume ocorre em um curto espaço de tempo, enquanto no adensamento a variação de volume é de forma lenta. Basicamente, duas características diferem os dois fenômenos: o colapso pode se repetir se form atingidas novamente a umidade critica e a carga de colapso, causando recalques repentinos e acentuados, enquanto o adensamento produz recalques uniformes ao longo do tempo. De maneira geral, os solos colapsíveis apresentam algumas características em comum: valores de N SPT normalmente baixos (nº de golpes 4), baixo grau de saturação (Sr 60%) e grande porosidade ( 40%). Os solos colapsíveis são encontrados em diversos países do mundo, mas predominantemente em paises de clima tropical. No Brasil, processos pedogenéticos aliados a processos intempéricos dão origem a solos com estrutura altamente porosa e de espessas camadas superficiais, como o caso dos latossolos. Esses solos possuem grande representação geográfica no Brasil, sendo encontrados em

32 quase todas as regiões do país. São solos altamente evoluídos, laterizados, ricos em argilo-minerais, óxidos de ferro e alumínio: apresentam estrutura altamente porosa e suas características básicas e condições em que ocorrem no Brasil os colocam como solos susceptíveis ao colapso. No Brasil os primeiros solos colapsíveis foram identificados pela primeira vez em São Paulo por volta de 1940 e, desde então, tem sido objeto de investigação em quase todo país: foram encontrados relatos de sua existência em varias regiões, sendo mais comuns no centro-sul do Brasil, como mostra a Figura 3.4. 1 Manaus / AM 2 Parnaíba / PI 3 Gravatá / PE 4 Carnaíba / PE 5 Petrolandia / PE 6 Santa Maria da Boa Vista / PE 7 Petrolina / PE 8 Rodelas / BA 9 Bom Jejus da Lapa / BA 10 Manga / MG 11 Três Maria / MG 12 Itumbiara / MG 13 Uberlândia / MG 14 Brasília / DF 15 Ilha Solteira e Pereira Barreto / SP 16 Rio Sarapuí / SP 17 São Carlos / SP 18 Rio Mogi Guaçu / SP 19 São José dos Campos / SP 20 São Paulo / SP 21 Sumaré e Paulínea / SP 22 Itapetininga / SP 23 Bauru / SP 24 Canoa / SP 25 Carazinho / RS 26 Londrina e Maringá / PR Figura 3.4 Ocorrência de solos colapsíveis no Brasil Ferreira et al. (1989, apud CINTRA, 1998). Para o meio técnico é de grande valia a identificação dos locais onde ocorrem os solos colapsíveis, pois suas características e carga de

33 colapso podem ser levadas em consideração no cálculo e na elaboração de projetos de fundações. Segundo Cintra (1998), a carga de colapso pode ser interpretada como sendo a capacidade de carga do solo, em seu teor de umidade natural, reduzida pela influência da inundação no solo colapsível. Muitas edificações são construídas sobre solos colapsíveis e, quando ocorre o fenômeno da colapsibilidade, as fundações dessas edificações sofrem recalques, acompanhando a ação do solo. Esses recalques das fundações causam significativos danos às estruturas das edificações, aparecendo trincas e rachaduras ou até o desaprumo e a ruína de algumas delas. Fundações de edificações de pequeno porte, geralmente estacas curtas, ficam embutidas por completo em camadas superficiais onde são mais susceptíveis ao colapso. Estacas de pequeno porte, quando sujeitas ao colapso, sofrem uma redução de cerca de 50% da capacidade de carga em seu estado de umidade natural (CINTRA, 1998). Normalmente, não é levado em consideração o fenômeno da colapsibilidade na estimativa da capacidade de carga das fundações de edificações: por isso existem inúmeros registros de recalques bruscos em edificações após rompimento de tubulação de água ou esgoto, períodos prolongados de chuva ou elevação do lençol freático.

34 3.3 Influência da sucção matricial no comportamento de fundações Como exposto anteriormente, a sucção do solo é dividida em duas componentes, a osmótica e a matricial, sendo a sucção total a soma das duas componentes. A componente osmótica depende da concentração química da água do solo, não sendo objeto desse estudo. Já a matricial depende da estrutura e da composição do solo e influencia diretamente no comportamento do mesmo e, conseqüentemente, no comportamento das fundações nele implantadas. O comportamento das fundações, sejam elas diretas ou indiretas, está diretamente ligado ao solo sob o qual essas fundações estão instaladas, sendo de extrema importância o conhecimento das características do solo para se prever o comportamento da fundação a ser nele implantada. Como exposto anteriormente, em solos colapsíveis, a sucção matricial confere ao solo uma maior resistência e essa resistência aparente pode ser quebrada com a presença de umidade adicional no solo. Por isso, quanto menor for a umidade do solo colapsível, maior será sua sucção matricial e, conseqüentemente, maior será a capacidade de carga da fundação. Cintra et al. (2005) realizaram 13 ensaios de provas de carga do tipo rápido em placas circulares de 0,80m de diâmetro em três profundidades diferentes: 1,5m, 4,0m e 6,0m. Seis ensaios foram realizados com solo pré-inundado por no mínimo 24 horas. Os outros sete ensaios foram realizados em diferentes épocas do ano e ocorreram para solo não saturado, com leituras de sucção matricial do solo através de tensiômetros.

35 Analisando os resultados das provas de carga, Cintra et al. (2005) observaram que o aumento da sucção matricial confere uma resistência maior ao solo, elevando sua capacidade de carga e diminuindo os recalques para uma mesma tensão aplicada. Observaram ainda que para os ensaios realizados em solo não saturado com níveis de sucção mais elevados, a redução de capacidade de carga devido ao colapso se mostrou maior que os realizados em sucção menor. Os autores notaram que, para a sucção matricial de 16kPa, a redução da capacidade devido ao colapso foi de um terço, enquanto a capacidade de carga duplica quando passa da condição de solo inundado para solo não saturado com tensão de sucção de 26kPa. Já Guimarães et al. (2004), com o objetivo de avaliar a influência da sucção matricial na capacidade de carga de fundações profundas assentes em solo do Distrito Federal, realizaram cinco provas de carga em cinco estacas escavadas mecanicamente de comprimento 8m e 30cm de diâmetro. Esses autores observaram que ocorreram expressivas variações de umidade do solo (conseqüentemente da sucção matricial) apenas nos três primeiros metros de profundidade. Nestes, segundo os autores, a variação da sucção matricial acarretou variações de capacidade de carga das estacas, observando que, quanto maior o nível da sucção matricial, maior foi a capacidade apresentada pela estaca. Para uma variação de 41,7% da umidade do solo (passando de 18% para 25,5%) ocorreu uma variação de 33% na capacidade de carga das estacas (passando de 360 kn para 270 kn). Já para

36 os demais metros, a variação não mostrou significativa influência na capacidade de carga das estacas. Os autores concluíram que a variação da sucção tem significativa influência na capacidade de carga de fundações assentes em solo do Distrito Federal e que a época do ano em que se realizam as provas de carga deve ser levada em consideração na análise do comportamento das mesmas. 3.4 Definição de fundações profundas 3.4.1 Fundação profunda Segundo a norma NBR 6122/96, fundação profunda é o elemento estrutural de fundação (estaca, tubulão ou caixão) que transfere a carga proveniente da estrutura ao terreno através da sua base (resistência de ponta), da superfície lateral (resistência lateral) ou da combinação de ambas. A NBR 6122/96 também define que sua cota de assentamento deve ser superior ao dobro da menor dimensão, em planta, e de no mínimo 3m, exceto com justificativa. Cintra & Aoki (1999) consideram como elemento isolado de fundação o sistema composto pelo elemento estrutural de fundação e o maciço de solo que o envolve. Desse modo, o elemento estrutural de fundação representa um elemento do sistema de fundação, divergindo da definição da

37 norma. No presente trabalho convencionou-se mais sensata a utilização da definição desses autores em relação à da norma. 3.4.2 Estacas Conforme apresentado pela norma, é conveniente classificar as fundações profundas em três grupos: estacas, tubulões e caixões. Neste trabalho, constituem-se objeto de estudo as fundações profundas por estacas. A NBR 6122/96 define estaca como sendo elemento de fundação profunda, executado inteiramente por equipamentos ou ferramentas, sem que, em qualquer fase da sua execução, haja descida de operário. As estacas podem ser classificadas por diversas maneiras; o meio geotécnico costuma classificar as estacas pelo material, método executivo, processo de transferência de carga e inclinação. Para este trabalho, é de extrema relevância o método executivo das estacas, visto que uma simples mudança no processo executivo provoca significativas diferenças no comportamento mecânico da fundação. 3.4.3 Estacas Strauss Segundo a NBR 6122/96, estacas Strauss são um tipo de fundação profunda executada por perfuração através de balde sonda (piteira), com uso parcial ou total de revestimento recuperável e posterior concretagem. Consiste em uma estaca escavada que possui em sua execução a formação de bulbo de concreto na ponta da estaca e de pequenos

38 bulbos laterais ao longo do fuste, o que concedem à estaca melhores resultados de resistência de ponta e lateral. Devido a esse método executivo apresenta-se como uma boa alternativa de fundação para edificações de pequeno e médio porte. 3.4.4 Estacas apiloadas A NBR 6122/96 define estaca apiloada por tipo de fundação profunda executada por perfuração com emprego de soquete. A Norma ainda apresenta ressalva explicativa de que as estacas apiloadas configuram um tipo especial de estacas que não são cravadas e nem totalmente escavadas. Seu método executivo apresenta a abertura do fuste por apiloamento do solo através da queda de um soquete de massa entre 300 e 600 kg, suspenso por cabo de aço. A queda do pilão induz o solo a deslocamentos laterais e verticais para baixo, formando ao redor do fuste um anel de solo compactado, que garante a estabilidade do furo (FERREIRA et al., 1998). Ainda segundo Ferreira et al. (1998), estacas apiloadas, também conhecidas como estacas pilão ou soquetão, podem ser consideradas estacas de deslocamento, pois seu processo executivo, como exposto acima, não provoca a retirada do solo, por não ser escavado, mas sim, causa um deslocamento do mesmo. Apesar de as estacas apiloadas serem um tipo especial de fundação, estando entre estacas escavadas e estacas cravadas, por seu comportamento mecânico parece mais adequado classificá-las como estacas

39 de deslocamento, visto que apresentam resistência de ponta, o que é praticamente inexistente nas estacas escavadas. 3.5 Capacidade de carga Capacidade de carga de uma fundação é a carga que provoca a ruptura do sistema (elemento estrutural e solo) e cujo valor é limitado pela resistência do elemento estrutural (AOKI & CINTRA, 1999). Dois são os tipos de ruptura que determinam a capacidade de carga de fundações: a ruptura física e a ruptura convencional. A ruptura física está ligada à ruína de uma fundação de maneira que os danos são irrecuperáveis. Para a engenharia geotécnica, a ruptura física do solo (P u ) corresponde a uma carga (P) que, ao sofrer pequeno incremento, provoca recalques (r) excessivos no elemento de fundação. Como na maioria das fundações a ruptura física não acontece, passa a ser de extrema relevância a definição de ruptura convencional. A ruptura convencional, segundo Décourt (1998), é mais bem definida pela escola inglesa, que considera, para estacas, como sendo a carga que corresponde a um recalque de 10% de seu diâmetro (para estacas de seção circular) ou de 10% do diâmetro equivalente (D eq ), para estacas de outra geometria. O diâmetro equivalente (D eq ) é dado por: D eq = (4 A / π) 1/2 (3.1) Por fim, a capacidade de carga (carga de ruptura) de uma estaca é definida como sendo o menor valor entre a resistência estrutural do

40 material que compõe o elemento estrutural de fundação e a resistência do solo que lhe dá suporte. Apesar de a capacidade de carga de uma fundação considerar o menor dos dois valores apresentados acima, na grande maioria dos casos, o fator determinante na capacidade de carga de uma fundação é a resistência do solo que lhe dá suporte. Atentando para esse fator, este trabalho vai dar maior ênfase ao ponto de vista geotécnico para determinação da capacidade de carga da estaca. A NBR 6122/96 traz em seu item 7.8 algumas recomendações sobre a resistência dos materiais empregados nos elementos estruturais de fundações. 3.5.1 Capacidade de carga do ponto de vista geotécnico Para a Geotecnia, a capacidade de carga de um elemento isolado de fundação (P u ) se dá através da soma de duas parcelas. P u = R l + R p (3.2) onde: - R l : resistência lateral ao longo do fuste; - R p : resistência de ponta. A parcela da resistência de ponta (R p ) é definida como sendo o produto da capacidade de carga do maciço de solo que serve de apoio ao elemento estrutural de fundação (σ r ) pela área da seção transversal da ponta ou base do elemento (A p ). R p = σ r A p (3.3)