COMPORTAMENTO DE ESTACAS METÁLICAS SUBMETIDAS … · Figura 2.18 resistência lateral máxima para estacas longas em solo coesivo (BROMS,1964a)

UNIVERSIDADE ESTADUAL DE CAMPINAS

Faculdade de Engenharia Civil, Arquitetura e Urbanismo

MARCCELLA BELVEDERE MOREIRA SILVA

COMPORTAMENTO DE ESTACAS METÁLICAS

SUBMETIDAS A ESFORÇOS HORIZONTAIS NAS

CONDIÇÕES DE UMIDADE NATURAL E INUNDADA

DO SOLO

CAMPINAS

2016




CONDIÇÕES DE UMIDADE NATURAL E INUNDADA

DO SOLO

Orientador(a): Prof. Dr. David de Carvalho

ESTE EXEMPLAR CORRESPONDE À VERSÃO FINAL DA

DISSERTAÇÃO OU TESE DEFENDIDA PELO(A) ALUNO(A)

MARCCELLA BELVEDERE MOREIRA SILVA ORIENTADO(A)

PELO(A) PROF(A). DR(A). DAVID DE CARVALHO

ASSINATURA DO ORIENTADOR(A)

______________________________________

CAMPINAS

2016

Dissertação de Mestrado apresentada a Faculdade de Engenharia Civil, Arquitetura e Urbanismo da Unicamp, para obtenção do título de Mestra em Engenharia Civil, na área de Estruturas e Geotécnica.

FICHA CATALOGRÁFICA

Silva, Marccella Belvedere Moreira, 1990-

Si38c SilComportamento de estacas metálicas submetidas a esforços horizontais nas

condições de umidade natural e inundada do solo / Marccella Belvedere

Moreira Silva. – Campinas, SP : [s.n.], 2016.

SilOrientador: David de Carvalho.

SilDissertação (mestrado) – Universidade Estadual de Campinas, Faculdade

de Engenharia Civil, Arquitetura e Urbanismo.

Sil1. Estacas (Engenharia civil). 2. Solo - Umidade. I. Carvalho, David

de,1955-. II. Universidade Estadual de Campinas. Faculdade de Engenharia

Civil, Arquitetura e Urbanismo. III. Título.

Título em outro idioma: Behavior of steel piles submitted to horizontal loading in the

conditions of naturalan flooded soil.

Palavras-chave em inglês:

Stakes (Civil engineering)

Soil - Moisture

Área de concentração: Estruturas e Geotécnica

Titulação: Mestra em Engenharia Civil

Banca examinadora:

David de Carvalho [Orientador]

Paulo José Rocha de Albuquerque

João Alexandre Paschoalin Filho

Data de defesa: 19-12-2016

Programa de Pós-Graduação: Engenharia Civil .tcpdf.

UNIVERSIDADE ESTADUAL DE CAMPINAS

FACULDADE DE ENGENHARIA CIVIL, ARQUITETURA E

URBANISMO



CONDIÇÕES DE UMIDADE NATURAL E INUNDADA DO

SOLO


Dissertação de Mestrado aprovada pela Banca Examinadora, constituída por:

Prof. Dr. David de Carvalho

Presidente e Orientador(a)/Unicamp

Prof. Dr. Paulo José Rocha de Albuquerque

Unicamp

Prof. Dr. João Alexandre Paschoalin Filho

Universidade Nove de Julho

A Ata da defesa com as respectivas assinaturas dos membros encontra-se

no processo de vida acadêmica do aluno.

Campinas, 19 de dezembro de 2016

AGRADECIMENTOS

Agradeço primeiramente à Deus que me concedeu esta oportunidade, e à

minha família que me concedeu apoio incondicional.

Ao meu orientador professor David de Carvalho que partilhou um pouco de

seu conhecimento e sabedoria para meu trabalho e minha vida.

Ao Professor Roberto Kassouf e sua equipe da Kassouf Engenharia pelo

apoio e auxilio nos ensaios realizados.

Agradeço à Universidade Estadual de Campinas -UNICAMP –, à Faculdade

de Engenharia civil – FEC pela oportunidade a mim oferecida para que este trabalho

pudesse acontece, e à Faculdade de Engenharia Agrícola - FEAGRI pela

disponibilização do campo de prova.

Agradeço também à Fapesp – Fundação de Amparo à Pesquisa do Estado

de São Paulo, e à Gerdau S.A.

Ao Centro Universitário Adventista de São Paulo - UNASP pelo suporte

fornecido para a realização deste trabalho.

RESUMO

As estacas metálicas são utilizadas em diversas situações de construções em

que ocorrem carregamentos laterais. No presente trabalho foram executadas provas

de carga com carregamento horizontal no topo em duas estas metálicas, perfil I - bitola

W 250x32,7, tendo uma estaca 12m de profundidade e a outra 18m de profundidade.

As estacas foram implantadas no Campo Experimental da Universidade Estadual de

Campinas. O subsolo do local é constituído de solo de Diabásio, colapsível, de

porosidade da ordem de 60% até cerca de 16m de profundidade. Até os 6m de

profundidade o subsolo constitui-se basicamente por argila silto arenosa e dos 6 aos

18 m constitui-se de silte argilo arenoso. O lençol freático no local é encontrado a 17m

de profundidade. A primeira estaca foi submetida a uma primeira prova de carga com

carregamento do tipo lento seguida de uma segunda prova de carga com

carregamento do tipo rápido. Após a construção de um bloco de concreto em sua

cabeça foi submetida a uma terceira prova de carga com carregamento tipo rápido. A

segunda estaca teve o solo superficial pré inundado antes da realização da prova de

carga realizada com carregamento do tipo lento. São apresentadas as curvas carga

versus carregamento lateral obtidas, bem como os valores dos coeficientes de reação

horizontal calculados, os quais são comparados com os valores obtidos para outros

tipos de estacas ensaiadas no local e também comparando com a literatura nacional.

Palavras chave: estaca metálica, prova de carga horizontal, coeficiente de

reação horizontal, solo colapsível.

ABSTRACT

Steel piles are used in several instances of buildings in which lateral loadings

take place. In this work, load tests were carried out with horizontal loading at the top

of two metal piles, profile 1 - gauge: W 250 x 32.7, with a 12-m deep pile and another

18-m deep pile. The piles were implanted at the Experimental Site of the State

University of Campinas. The subsoil of the place is collapsible diabase soil, with

porosity of the order of 60% down to the depth of 16 m. The subsoil is basically silty

sandy clay down to 6 m of depth and clayey sandy silt from 6 to 18 m of depth. The

water table at the site is found at the depth of 17 m. The first pile was submitted to the

first slow maintained load test followed by a second quick maintained load test. After

building a concrete block at the top, the pile was submitted to a third quick maintained

load test. The surface soil of the second pile was pre-flooded before performing the

slow maintained load test. The load vs. lateral loading curves obtained are shown, as

well as the values calculated for the coefficients of horizontal reaction, which are

compared to the values obtained for other types of piles tested at the site and also

compared to the national literature.

Keywords: steel pile, horizontal load test, horizontal reaction coefficient,

collapsible soil.

LISTA DE FIGURAS

Figura 2.1- Efeitos da cravação de estaca sobre terreno (a) em solo não coesivo e (b)

em solo coesivo saturado (VESIC, 1977 apud VELOSO E LOPES,2012) ................ 22

Figura 2.2 - Efeito da execução de estaca escavada sobre o terreno (VESIC, 1977

apud VELOSO E LOPES,2012) ................................................................................ 23

Figura 2.3- Seções transversais de estacas metálicas. (a) H SImples (b) H Duplo (c) L

duplo (d) Circular (e) Trilho duplo (f) Trilho Triplo ( Adaptado de VELLOSO E LOPES,

2010) ......................................................................................................................... 24

Figura 2.4- Sistema de reação com estacas (modificado de ASTM 3966-07) .......... 28

Figura 2.5- Sistema de reação com peso morto (modificado de ASTM 3966-07) ..... 28

Figura 2.6– Sistema de reação com o auxílio de plataforma de pesos (modificado de

ASTM 3966-07) ......................................................................................................... 28

Figura 2.7– Ilustração da distribuição da reação do solo quando submetido a esforço

horizontal. (VELLOSO e LOPES, 2010) .................................................................... 31

Figura 2.8- Curva representativa da reação do solo pelo deslocamento da estaca

(CINTRA, 1982) ......................................................................................................... 32

Figura 2.9– Esquema estático da capacidade de carga de uma estaca (POULOS E

DAVIS 1980) ............................................................................................................. 32

Figura 2.10– Estaca submetida a uma força transversal: reação do solo (a) estaca no

terreno e (b) modelo pela hipótese de Winkler (VELLOSO e LOPES, 2010) ............ 34

Figura 2.11 – Vista superior de estaca em deslocamento horizontal (a) tensões

atuantes e (b) mecanismo de ruptura (VELLOSO e LOPES, 2010) .......................... 35

Figura 2.12– Conversão de tensão em carga por unidade de comprimento (ALONSO,

1989) ......................................................................................................................... 36

Figura 2.13– Formas de ruptura de estacas (ALMEIDA, 2008)................................. 41

Figura 2.14 – Distribuição da resistência lateral em solos coesivos (modificado de

BROMS, 1964a) ........................................................................................................ 42

Figura 2.15 – Ruptura para estacas curtas com o topo livre (modificado de BROMS,

1964a) ....................................................................................................................... 42

Figura 2.16 - Ruptura para estacas longas com o topo livre (modificado de BROMS,

1964a) ....................................................................................................................... 42

Figura 2.17 – resistência lateral máxima para estacas curtas em solo coesivo

(BROMS,1964a) ........................................................................................................ 43

Figura 2.18 resistência lateral máxima para estacas longas em solo coesivo

(BROMS,1964a) ........................................................................................................ 43

Figura 2.19 – Ruptura para estaca curta, com topo engastado em solo coesivo

(BROMS, 1964a) ....................................................................................................... 44

Figura 2.20 – Ruptura para estaca intermediária, com topo engastado em solo coesivo

(modificado de BROMS, 1964a) ................................................................................ 45

Figura 2.21 – Ruptura para estaca longa, com topo engastado em solo coesivo

(modificado de BROMS, 1964a) ................................................................................ 45

Figura 2.22 – Linhas de estado proposto por Miche (ALONSO, 2012) ..................... 47

Figura 2.23 – Módulo Tangente ................................................................................ 48

Figura 2.24 – considerações do topo da estaca (ALONSO, 2012) ............................ 51

Figura 2.25 – ocorrência do colapso na curva carga x deslocamento (CINTRA, 1998)

.................................................................................................................................. 52

Figura 2.26– Prova de carga de solo colapsível em solo previamente inundado

(CINTRA, 1998) ......................................................................................................... 53

Figura 2.27- Curva nh versus carregamento para o primeiro e o segundo

carregamento (CARVALHO et al. 1996) ................................................................... 59

Figura 2.28- Curva carregamento horizontal versus deslocamento dos trilhos

ensaiados (MIGUEL ET AL, 2008) ............................................................................ 60

Figura 2.29 - Curva coeficiente de reação horizontal e deslocamento dos trilhos

ensaiados (MIGUEL ET AL, 2008) ............................................................................ 60

Figura 2.30– Curvas acumuladas para a condição natural e melhorada do solo.

(FERREIRA ET AL, 2006) ......................................................................................... 63

Figura 2.31– curvas carga deslocamento das estacas A, B e C (MENEZES ET AL

2005) ......................................................................................................................... 65

Figura 2.32- Posição do bloco de solo cimento (FIORATTI, 2008) ........................... 66

Figura 2.33- Gráfico curva cargaxdeslocamento (a) e para estacas ensaiadas com e

sem reforço (FIORATI, 2008) .................................................................................... 67

Figura 2.34- Curvas nh versus y (LEMO ET AL, 2005) ............................................. 69

Figura 2.35– Seção transversal da estaca (FARO, 2014) ......................................... 74

Figura 2.36 – Locação das estacas (adaptado de ARAUJO, 2013) .......................... 77

Figura 2.37- Especificação da localização da base e do topo (adaptado de ARAUJO,

2013) ......................................................................................................................... 78

Figura 2.38– Locação de estacas e ensaios de campo no campo experimental de

mecânica dos solos e fundações – FEAGRI ............................................................. 79

Figura 2.39 – Perfil geológico e geotécnico com sondagens SPT (CURY FILHO, 2016)

.................................................................................................................................. 80

Figura 2.40 – Perfil geológico da Unicamp (ZUQUETE, 1987, modificado por CURY

FILHO, 2016) ............................................................................................................. 82

Figura 2.41 – Regiões com potencialidade e ocorrência do perfil (GIACHETI, 1991

modificado por CURY FILHO, 2016) ......................................................................... 83

Figura 2.42– Perfil geotécnico – Valores Médios, adaptado de Albuquerque, (2001)

.................................................................................................................................. 85

Figura 3.1– Perfil metálico utilizado - medidas em mm de acordo com Gerdau (2015)

.................................................................................................................................. 86

Figura 3.2– Detalhes da montagem da prova de carga da primeira estaca (medidas

em cm) ...................................................................................................................... 89

Figura 3.3– Detalhes do escareamento da estaca de reação ................................... 90

Figura 3.4– Detalhes da estaca de reação ................................................................ 90

Figura 3.5– Detalhes da montagem da prova de carga da primeira estaca .............. 91

Figura 3.6– Detalhes dos relógios comparadores na estaca em solo ....................... 91

Figura 3.7– Detalhes dos relógios comparadores na estaca em solo inundado ....... 92

Figura 3.8– Detalhes dos relógios comparadores na estaca com bloco de coroamento

.................................................................................................................................. 92

Figura 4.1– Curvas carga horizontal versus deslocamento - solo em condição natural

.................................................................................................................................. 95

Figura 4.2– Gráfico de rigidez - solo em condição natural – carregamento lento ..... 95

Figura 4.3– Gráfico de rigidez - solo em condição natural – carregamento rápido após

carregamento lento ................................................................................................... 96

Figura 4.4– Curvas carga horizontal versus deslocamento – solo pré inundado ...... 96

Figura 4.5– Gráfico de rigidez - solo pré inundado .................................................... 97

Figura 4.6– Curvas carga horizontal versus deslocamento – com bloco de coroamento

.................................................................................................................................. 98

Figura 4.7– Gráfico de rigidez – com bloco de coroamento ...................................... 98

Figura 4.8– Curvas carga horizontal versus deslocamento ....................................... 99

Figura 4.9– Curva coeficiente de reação horizontal versus deslocamento horizontal –

carregamento lento com solo em condição natural ................................................. 100

Figura 4.10– Curva coeficiente de reação horizontal versus deslocamento horizontal

– carregamento lento com solo inundado ............................................................... 101


– carregamento rápido com bloco de coroamento .................................................. 102


– comparativo .......................................................................................................... 103

Figura 4.13 – Curva P-Y para o solo em condição natural ...................................... 105

Figura 4.14 – Curva P-Y para o solo em condição inundada .................................. 106

Figura 4.15 – Curva P-Y com o bloco de coroamento ............................................. 106

Figura 4.16 – Comparação dos deslocamentos para o solo natural do solo ........... 107

Figura 4.17 – Comparação dos deslocamentos com bloco de coroamento ............ 108

Figura 4.18 – Comparativo entre as estacas metálicas e estacas ensaiadas em São

Carlos ...................................................................................................................... 109

Figura 4.19 – Comparativo entre as estacas metálicas e estacas ensaiadas em Bauru

................................................................................................................................ 110

Figura 4.20 – Comparativo entre as estacas metálicas e estacas ensaiadas em Ilha

Solteira parte 1 ........................................................................................................ 110

Figura 4.21 – Comparativo entre as estacas metálicas e estacas ensaiadas em Ilha

Solteira parte 2 ........................................................................................................ 111

Figura 4.22 – Comparativo entre as estacas metálicas e estacas ensaiadas em

Londrina .................................................................................................................. 112

Figura 4.23 – Comparativo entre as estacas metálicas e estacas ensaiadas em Brasilia

................................................................................................................................ 112

Figura 4.24 – Comparativo entre as estacas metálicas e estacas ensaiadas em Natal

................................................................................................................................ 113

Figura 4.25 – Comparativo entre as estacas metálicas e estacas ensaiadas na FEC e

FEAGRI ................................................................................................................... 114

Figura 4.26 – Comparativo entre as estacas metálicas e estacas ensaiadas por Miguel

(2008) ...................................................................................................................... 114

Figura 4.27 – Comparativo entre as estacas metálicas e estacas ensaiadas por

Miranda Junior (2006) ............................................................................................. 115

LISTA DE TABELAS

Tabela 2.1– Tipos de estacas ................................................................................... 21

Tabela 2.2– Comparação entre a hipótese de Winkler e meio contínuo elástico ...... 34

Tabela 2.3- Valores típicos do módulo de reação horizontal ..................................... 37

Tabela 2.4- Valores típicos do coeficiente de reação horizontal ............................... 37

Tabela 2.5 – Coeficientes de n1 e n2 ......................................................................... 46

Tabela 2.6 – Coeficientes propostos por Matlock e Reese ....................................... 50

Tabela 2.7– Critérios de identificação de solos colapsíveis ...................................... 54

Tabela 2.8- Coeficiente de colapso estrutural ........................................................... 55

Tabela 2.9– Estacas ensaiadas por Miranda Junior .................................................. 56

Tabela 2.10– Dados dos ensaios realizados no mesmo campo experimental por

Miranda Junior ........................................................................................................... 56


Zammataro ................................................................................................................ 57


Kassouf ..................................................................................................................... 58


carvalho et al ............................................................................................................. 59

Tabela 2.14 – Dados dos ensaios realizados no mesmo campo experimental ......... 61

Tabela 2.15– Dados dos ensaios realizados em São Carlos .................................... 62

Tabela 2.16– Valores de capacidade de carga. ........................................................ 63

Tabela 2.17 – Dados dos ensaios realizados em Bauru ........................................... 64

Tabela 2.18– Dados dos ensaios realizados em Ilha solteira por Menezes et al. ..... 65

Tabela 2.19– Dados dos ensaios realizados em Ilha solteira por Del Pino Junior .... 66

Tabela 2.20– Dados dos ensaios realizados em Ilha solteira por Fioratti ................. 67

Tabela 2.21 – Dados dos ensaios realizados em Ilha solteira .................................. 68

Tabela 2.22– Dados dos ensaios realizados em Ilha solteira ................................... 68

Tabela 2.23– Dados dos ensaios realizados em Londrina ........................................ 70

Tabela 2.24– Dados dos ensaios em londrina .......................................................... 70

Tabela 2.25– Dados dos ensaios realizados em Brasilia .......................................... 71

Tabela 2.26 – Notação e geometria de cada ensaio ................................................. 74

Tabela 2.27 - Valores de nh determinados na região A - compactação de 45% ...... 78

Tabela 2.28- Valores de nh determinados na região B - compactação de 70% ....... 78

Tabela 2.29- Resumo dos resultados obtidos nos ensaios de SPT-T ...................... 81

Tabela 4.1 - Valores de nh para os respectivos deslocamentos ............................. 100

Tabela 4.2- Valores de nh para os respectivos deslocamentos .............................. 101

Tabela 4.3- Valores de nh para os respectivos deslocamentos .............................. 102

Tabela 4.4 – Resultados obtidos para as estacas metálicas ensaiadas ................. 104

LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS

CV - coeficiente de variação

CPT - Ensaio de penetração estática

d- diâmetro

∆ec - variação do índice de vazios devido ao colapso da estrutura

ei - índice de vazios antes da inundação

ef - índice de vazios depois da inundação

E- modulo de elasticidade

f – seção onde ocorre máximo momento fletor

Ho – carregamento aplicado no topo da estaca

Hu- carregamento horizontal máximo

i-coeficiente de colapso estrutural

I-momento de inércia

Kh-coeficiente horizontal

K-módulo de reação horizontal

mh-taxa de crescimento do coeficiente de reação horizontal

Mmax – Momento fletor máximo na estaca

Mplast – Momento fletor que provoca a plastificação do material da estaca

nh –coeficiente de reação horizontal

Ph- carga aplicada

p-pressão aplicada

SPT - Sondagem de simples reconhecimento

SPT-T- Sondagem de simples reconhecimento com medida de torque

T-máx – torque máximo

T-res– torque residual

y0-deslocamento horizontal

ɣ – peso específico

z- profundidade

SUMÁRIO

1 INTRODUÇÃO E JUSTIFICATIVA .................................. 16

1.1 Objetivos gerais .............................................................................................. 17

Os objetivos específicos ................................................................................. 18

2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ............................................. 19

2.1 Histórico e desenvolvimento ........................................................................... 19

2.2 Tipos de fundações profundas e suas classificações ..................................... 20

2.3 Estaca metálica .............................................................................................. 23

Execução e efeitos relacionados ao processo executivo ................................ 24

Vantagens e desvantagens ............................................................................ 25

2.4 A prova de carga estática ............................................................................... 26

Recomendações da ASTM ............................................................................. 27

2.5 Estacas carregadas horizontalmente .............................................................. 29

Análise teórica da estaca carregada horizontalmente .................................... 31

Hipótese de Winkler e meio contínuo elástico ................................................ 33

Módulo de reação horizontal do solo .............................................................. 35

2.6 Cálculo do coeficiente de reação horizontal ................................................... 37

Obtenção de nh por prova de carga estática horizontal - Matlock e Reese (1961)

38

2.7 Métodos de análise de ruptura ....................................................................... 39

Broms ............................................................................................................. 39

Estacas em solos coesivos ............................................................................. 41

2.8 Método analítico de Miche (1930) ................................................................... 46

2.9 Método de Matlock e Reese que utiliza o conceito de módulo de reação ...... 48

2.10 Colapsibidade do solo..................................................................................... 51

2.11 Estudos do comportamento das estacas carregadas horizontalmente

reportados na literatura ............................................................................................. 55

Para outros tipos de estacas no mesmo campo experimental ........................ 55

Para solos porosos de outras regiões ............................................................ 61

2.12 Campo experimental ....................................................................................... 79

Formação geológica ....................................................................................... 82

Características geotécnicas ............................................................................ 83

Ensaios de campo e laboratório ..................................................................... 84

3 MATERIAIS E MÉTODOS ............................................... 86

3.1 Execução do ensaio ....................................................................................... 86

Recomendações da norma NBR 12131/2006 ................................................ 87

Execução das Provas de Carga ..................................................................... 88

3.2 Análise ............................................................................................................ 93

4 RESULTADOS E ANÁLISES ........................................... 94

4.1 Curva Carga x Deslocamento Horizontal ........................................................ 94

4.2 Valor do Coeficiente de Reação Horizontal .................................................... 99

Obtenção de nh por prova de carga estática horizontal - Matlock e Reese (1961)

99

4.3 Calculo da curva P-Y .................................................................................... 104

4.4 Retro análise dos deslocamentos ................................................................. 107

4.5 Comparativo com a literatura ........................................................................ 108

Para solos porosos de outras regiões .......................................................... 108

Para o solo da mesma região ....................................................................... 113

5 CONCLUSÃO ................................................................ 117

6 REFERÊNCIAS .............................................................. 119

16

1 INTRODUÇÃO E JUSTIFICATIVA

Frequentemente uma fundação, precisa resistir não apenas a esforços

verticais, mas também a esforços horizontais seja ela um elemento isolado ou um

conjunto. Tais esforços são muito comuns em torres de transmissão, estruturas de

contenção, pontes, dentre outras. Os mesmos são ocasionados pelo vento, empuxo

de terra, frenagem de veículos, e até mesmo dois ou mais esforços simultâneos.

Estacas submetidas a esforços transversais tem sido utilizada em regiões onde

encontram-se grandes depósitos de solos superficiais de alta porosidade e não

saturados, como as cidades de Londrina/PR, Bauru/SP, Ilha Solteira/SP, São

Carlos/SP, dentre outras. Para solos de comportamento arenoso e argilas

normalmente adensadas, utiliza-se para análises o coeficiente de reação horizontal

do solo (nh), Alonso (2012). No entanto, este coeficiente não é de fácil determinação,

sendo necessários dados de provas de carga ou dados da experiência local para sua

obtenção. Tal estudo é de fundamental importância para fornecer subsídios a projetos

mais confiáveis, tendo como base parâmetros mais realistas. Reese e Van Impe

(2011) apresentam importante contribuição relativa a estacas isoladas e grupos de

estacas submetidas a carregamento lateral.

Davisson (1963) propõe valores de nh de 2.2 a 2,6 MN/m³ para areia fofa.

Para o solo arenoso poroso da cidade de São Carlos, Miguel (1996), obteve 0,3, 0,65,

7,50 e 8,0 MN/m³, para estaca apiloada, escavada, Strauss e raiz, respectivamente.

Ferreira et al. (2001) para o solo arenoso poroso da cidade de Bauru obteve os valores

de 7,4 e 11,0 MN/m³, para estacas apiloadas com 4 e 10m de profundidade. Para o

solo arenoso poroso da cidade de Ilha Solteira, Menezes et al. (2004) obteve o valor

médio de 1,31 MN/m³ para estacas pré-moldadas de concreto, e Souza et al. (2008)

o valor de 5 MN/m³ para estacas tipo broca. Para o solo poroso argiloso de Diabásio

da região de Campinas, Miranda Junior (2006) obteve os valores médios de 7,28

MN/m3 para estacas raiz, 43,13 MN/m³ para estacas ômega, 11,55 MN/m3 para

estacas escavadas e 9,86 MN/m3 para estacas hélice contínua. Carvalho et al. (1996)

obteve no mesmo local, para estaca pré-moldada de concreto o valor de 11,90 MN/m³.

Kassouf (2012) obteve para esta região o valor de 12 MN/m³ para Tubulão.

17

Os valores apresentados mostram como o coeficiente de reação horizontal

pode variar, mesmo para solos semelhantes em termos de granulometria, porosidade

e resistência, e também de acordo com o tipo de estaca utilizada.

Sendo assim, propõe-se analisar neste trabalho o comportamento do

carregamento horizontal no topo de uma estaca metálica cravada no Campo

Experimental da Faculdade de Engenharia Agrícola da Unicamp, onde o subsolo

constitui-se de solo de Diabásio de alta porosidade, baixo Índice de Resistência à

Penetração, colapsível na camada superficial e não saturado até os 17m de

profundidade.

No segundo capitulo tem-se uma breve revisão bibliográfica, constando o

histórico e desenvolvimento da utilização das estacas como elemento de fundação,

seguido de especificações de projeto e execuções das estacas metálicas. É

apresentada a prova de carga estática assim como as recomendações de ensaios

para carregamento horizontal pela ASTM. Há também uma revisão sobre o

comportamento de estacas carregadas horizontalmente, tal como a obtenção do

coeficiente de reação horizontal, previsão de deslocamentos e análise de ruptura. É

apresentada também as análises geológicas e geotécnicas do Campo Experimental

de fundações da Faculdade Agricola – FREAGRI, local onde foram realizados

diversos ensaios de caracterização, bem como as provas de carga horizontais

apresentadas neste trabalho.

O terceiro capítulo apresenta os materiais e métodos utilizados para a

realização das provas de carga. O quarto capítulo tem como objetivo mostrar os

resultados obtidos e as discussões dos dados obtidos. E por fim são apresentadas no

quinto capitulo são tratadas as conclusões obtidas neste trabalho.

1.1 Objetivos gerais

Avaliar o comportamento de estacas metálicas, executadas em solo

colapsível de diabásio, de alta porosidade, por meio de provas de carga estática com

carregamento lateral.

18

Os objetivos específicos

Por meio da realização de três provas de carga, obter as curvas carga x

deslocamento horizontal de duas estacas metálicas, a primeira estando o solo na

condição natural de umidade e a segunda após pré-inundação do solo, e

posteriormente com a construção de um bloco de concreto na cabeça da estaca;

Determinar os valores do coeficiente de reação horizontal do solo (nh), para

as duas condições de solo;

Analisar o efeito do colapso do solo por meio da inundação do solo na curva

carga x deslocamento horizontal e nos coeficientes de reação horizontal das estacas;

Analisar o efeito da construção de um bloco de concreto na cabeça da

estaca na curva carga x deslocamento horizontal e nos coeficientes de reação

horizontal das estacas;

Comparar os valores obtidos com os valores apresentados na literatura

nacional e internacional para solos de alta porosidade.

19

2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA

2.1 Histórico e desenvolvimento

A utilização de fundações em estacas vem desde a antiguidade, com a

utilização de palafitas, ou também em lugares onde rochas eram escassas, ou regiões

pantanosas. Os romanos utilizavam passadiços de madeiras que se apoiavam em

estacas. Eram utilizadas estacas de madeira também como fundações em pontes,

quando o solo era mole ou fofo.

A utilização de estacas como método construtivo de fundações,

inicialmente era apenas a madeira, no entanto, conforme o tempo passou as cargas

aumentaram e ficou cada vez mais difícil de serem encontradas madeiras tão

resistentes para suportar as cargas de projeto. Tal problemática impulsionou o

desenvolvimento de outras tecnologias. Hoje há uma grande diversidade de métodos

construtivos e materiais empregados, desde a realização da estaca in loco, como a

utilização de estacas pré-moldadas ou de perfis metálicos.

Produzida em fábricas, a partir de um projeto estrutural prévio, as estacas

pré-moldadas chegam ao canteiro praticamente prontas para a cravação, sendo

necessário apenas em alguns casos, a emenda de uma estaca a outra. Entre as

opções existentes no mercado, há estacas construídas por perfis metálicos, o que

apresenta um bom desempenho, independente da seção transversal. A resistência à

compressão, tração e à flexão é o que destaca a estaca metálica. Esta característica

faz com que esse método construtivo seja usado em larga escala em obras portuárias

e em estruturas off shore. Já em obras de menores esforços, muitas vezes as estacas

metálicas não têm o melhor custo benefício.

Para melhorar o custo benefício das estacas metálicas, as empresas que

as fabricam aumentaram as diversidades de seções transversais dos perfis, este fato

possibilita o desenvolvimento de um projeto com estacas de diferentes seções, tendo

em vista a diminuição das tensões ao longo de uma estaca. Para contornar o problema

do custo elevado, algumas empresas lançam mão de um método diferente, ao

reutilizar trilhos de trem de linhas desativadas, como fundação em obras de menor

porte, baixando os custos, mas mantendo os benefícios da estaca metálica.

20

Lembrando que para que sejam reutilizados há critérios a serem obedecidos conforme

a NBR 6122/2010.

2.2 Tipos de fundações profundas e suas classificações

De acordo com Velloso e Lopes (2010) as estacas podem ser classificadas

por diferentes critérios, de acordo com o material: madeira, concreto, aço ou mista.

Pode ser classificada também pelo método executivo, pelo efeito que elas têm no solo

em que são executadas, são elas:

- Grande deslocamento, ou seja, estaca cravada que desloca o solo do

lugar em que a mesma se encontra, como estaca cravada pré-moldada;

- Pequeno deslocamento como estacas metálicas de perfil I ou H;

- De substituição, quando se retira o solo em que se pretende executar a

estaca (escavadas), o que causa um nível de redução de tensões horizontais

geostáticas

- Sem deslocamento são as estacas escavadas, que, na concretagem são

tomadas medidas para reestabelecer as tensões geostáticas (parcialmente).

Mais detalhes acerca dos tipos de estacas pelo método executivo podem

ser vistos na Tabela 2.1.

Uma terceira classificação é apresentada por Terzaghi e Peck (1967) apud

Cintra (1982), o qual divide as estacas em três tipos principais:

- Estacas de compactação, são implantadas em solos granulares muito

permeáveis, e transferem os esforços majoritariamente por atrito lateral. Usualmente

cravadas com uma certa proximidade, que com efeito de grupo reduz

consideravelmente a porosidade e a compressibilidade do solo dentro e ao redor do

grupo. A resistência de ponta normalmente é desprezada.

- Fundações flutuantes, são implantadas em solos finos de baixa

permeabilidade, atuam também com a transferência de carga pelo atrito lateral, porém

não compactam o solo de forma considerável. A resistência de ponta normalmente é

desprezada.

- Estacas de ponta, transferem a carga pela ponta, que está normalmente

situada numa profundidade considerável, e atinge uma camada de solo resistente.

21

Tabela 2.1– Tipos de estacas

Tipo de execução Estacas

De deslocamento

Grande

Madeira

Pré-moldada de concreto

Tubos de aço com ponta fechada

Tipo Franki

Micro estacas injetadas

Pequeno

Perfil de aço

Tubo de aço de ponta aberta (desde que não haja embuchamento na cravação)

Estacas hélices especiais

Sem deslocamento

Escavada com revestimento metálico perdido que avança à frente da escavação

Estaca raiz

De substituição

Escavadas sem revestimento ou com uso de lama

Tipo Strauss

Estaca hélice continua em geral

Fonte: Velloso e Lopes (2010)

De acordo com Veloso e Lopes (2012) as estacas cravadas em solos não

coesivos, ocasionam uma densificação, ou seja, um aumento na compacidade desse

solo. Do ponto de vista do comportamento da estaca, esse efeito é positivo, pois os

recalques tendem a diminuir e a capacidade de carga lateral a aumentar, quando em

comparação com o estado natural do solo (antes da cravação da estaca). Entretanto,

ao ser considerado seu efeito ao redor da estaca, pode vir a ser negativo esse efeito

de compactação, pois o solo poderá influenciar as estacas cravadas próximas umas

as outras. Por muitas vezes apresentar grande permeabilidade, os solos não coesivos,

esses efeitos ocorrem durante o processo de cravação. Em solos coesivos podem

ocorrer um excesso de poropressão durante a cravação, e tal dissipação ocorrerá

após a execução da mesma, o que completará o processo de densificação do solo.

Tais comportamentos podem ser vistos na Figura 2.1.

22

Figura 2.1- Efeitos da cravação de estaca sobre terreno (a) em solo não coesivo e (b) em solo coesivo saturado (VESIC, 1977 apud VELOSO E LOPES,2012)

Ainda de acordo com Veloso e Lopes (2012), as estacas escavadas podem

ocasionar uma descompressão do terreno. Há dois tipos de execução, com e sem

suporte, na execução sem suporte é necessário um solo com um mínimo de coesão

acima do nível da água, já a execução com suporte, envolve a utilização de camisas

metálicas. Há uma terceira opção que mescla as duas classificações, pois utiliza um

suporte não fixo, como o uso de lama bentonitica ou fluido estabilizante a base de

polímeros biodegradáveis. É importante ressaltar que a descompressão do terreno

não é instantânea, ocorrendo de forma gradativa, o que pode ser diminuído com o

menor tempo entre a escavação e a execução da estaca. Na Figura 2.2 pode ser visto

o efeito da execução de estaca escavada no terreno.

23

Figura 2.2 - Efeito da execução de estaca escavada sobre o terreno (VESIC, 1977 apud VELOSO E LOPES,2012)

2.3 Estaca metálica

Para que os perfis metálicos possam ser utilizados como elemento

estrutural de fundação profunda ele deve exercer algumas funções, tal como transmitir

as cargas estruturais através de camadas sem resistência até atingir uma camada de

solo de alta resistência, utilizar a resistência lateral (atrito lateral) para transmitir tais

cargas, proporcionar ancoragem mínima (resistência à tração) para que a estrutura

não venha a “levantar” por decorrência de algum esforço elevado.

No Brasil, as estacas metálicas tiveram sua inserção como método

construtivo de fundação a partir de trilhos, provenientes da substituição de linhas de

trem. Era utilizado o trilho (Figura 2.3 (e)) por ter menos custo inicial, mas sua

capacidade de carga era limitada, e seu perfil não tem garantias de suas

características dimensionais e de sua linearidade, então começaram a ser utilizados

perfis soldados (Figura 2.3 (f)). Sendo então difundida sua utilização começara a ser

fabricados perfis com o objetivo de utiliza-los como elemento para fundações,

aumentando assim significativamente a capacidade de carga estrutural das estacas

metálicas.

As estacas metálicas podem ser encontradas com diversas seções. Os

perfis podem ser utilizados de forma isolada ou associada (duplos ou triplos). Ilustra-

se na Figura 2.3 as principais seções utilizadas.

24

Figura 2.3- Seções transversais de estacas metálicas. (a) H SImples (b) H Duplo (c) L duplo (d) Circular (e) Trilho duplo (f) Trilho Triplo ( Adaptado de VELLOSO E

LOPES, 2010)

Execução e efeitos relacionados ao processo executivo

Pela estaca metálica, com perfil I ou H se tratar de uma estaca de

deslocamento, ou seja, cravada, e o solo em estudo ser de alta porosidade, a cravação

pode causar um efeito de densificação, ou seja, na região de contato entre o solo e à

estaca há o aumento da compacidade do solo, o que diminui o índice de vazios. Este

efeito é positivo ao se analisar o comportamento da estaca, pois a mesma acaba

aumentando sua capacidade de carga e pode também diminuir os recalques. Pode

ocorrer também o drapejamento, diminuindo o atrito lateral em solos porosos.

As estacas metálicas podem ser cravadas com diversos tipos de martelos:

de queda livre, hidráulico, pneumáticos ou vibratórios. A escolha do tipo de martelo

depende de forma direta do tipo de solo, do comprimento da estaca e do nível

admissível na obra de ruídos e vibrações. Independente do martelo utilizado, o

controle de cravação é realizado de forma tradicional pela nega, pelo repique ou

também pode ser utilizado o ensaio de carregamento dinâmico. (NBR 6122/2010)

(a) (b) (c)

(d) (e) (f)

Solda

Solda

25

Nas estacas metálicas há alguns problemas executivos, que podem ocorrer

com certa frequência. Nos casos de elementos muito esbeltos a verticalidade do

elemento pode ser comprometida, resultando em comprimentos de estacas maiores

que os de projeto, podendo em alguns casos, não atingir a nega especificada. Um

desses problemas é o amolgamento do solo, onde o mesmo pela vibração tem sua

estrutura destruída, perdendo assim sua resistência pelo atrito lateral. Em alguns

casos especiais em solos moles a estaca pode ter problemas de estabilidade e sofrer

flambagem, quando ancorada em solo resistente. Em emendas, que por mal

dimensionamento ou execução equivocada, pode haver diminuição da resistência a

tração ou momento, ou até mesmo a quebra na cravação.

Há mais de 120 anos são utilizadas estacas de aço, excedendo muitas

expectativas teóricas de durabilidade, principalmente em solos de alta agressividade,

ou susceptíveis a contaminações químicas. De acordo com Panoni (2007), não há

caso relatado na literatura internacional de falhas estruturais devido a corrosão, isso

porque solos naturais são deficientes em oxigênio, portanto há uma limitação no que

se diz à oxigenação para que haja corrosão da estaca. Uma estaca recentemente

cravada consome o oxigênio disponível ao seu redor. Para que a estaca continue

sofrendo corrosão é necessário mais oxigênio, o que não ocorre com facilidade. Por

este motivo em resultados experimentais as estacas metálicas têm se mostrado com

grande resistência à corrosão, independentemente do tipo de solo ou de suas

propriedades, tais como drenagem, resistividade elétrica, composição química e

outros.

A NBR 6122/2010 prevê o dimensionamento da estaca considerando a

redução da seção da estaca, essa compensação é feita conforme o tipo de solo e sua

agressividade, variando de 1,0 a 3,2 mm. Para solos porosos não saturados a

espessura mínima de sacrifício é de 1,5 mm. Pode ser utilizado também como

revestimento da estaca produtos para a proteção das mesmas.

Vantagens e desvantagens

A estaca metálica possui muitas vantagens, dentre elas as que mais se

destacam são: execução mais limpa, pois não envolve escavações. Tem menor

26

impacto em obras vizinhas por ocasionar reduzida vibração em sua implantação.

Possibilita a transposição de camadas de solos rijos, grande resistência a tração,

compressão e flexão, além de trabalhar com boa resistência em carregamentos

horizontais ou combinados. Possibilidade de muitos tipos de perfis, podendo assim

executar uma estaca de perfis escalonados, diminuindo o custo da fundação. É de

fácil armazenamento, quando comparado em peso e volume às estacas pré-moldadas

de concreto, maior limite de plasticidade (evitando assim quebras durante a cravação).

Facilidade de emendas, e possibilidade de reutilização do perfil, podendo ser utilizada

para obras temporárias.

Suas desvantagens devem ser estudadas para que não prejudique o

andamento e utilização da obra realizada. Seu custo é relativamente maior quando

comparada a estacas pré-moldadas e Franki, é atacável por águas agressivas ou

solos com compostos corrosivos. A fabricação, por exigir maquinário especifico, pode

dificultar o acesso às fabricas, dificultando assim a utilização em obras mais comuns,

sendo utilizadas apenas quando seu custo benefício é comprovado.

2.4 A prova de carga estática

Primeiramente deve-se escolher o tipo de prova de carga, estática ou

dinâmica. Caso seja carregamento estático é preciso decidir pelo tipo de ensaio: com

carregamento lento, rápido ou misto, de acordo com a NBR 12131/2006. Na prova de

carga pode-se carregar o elemento de fundação à compressão, à tração ou

horizontalmente, dependendo das necessidades do projeto. Após as definições do

tipo de ensaio, é necessário fazer o projeto da prova de carga, dimensionamento das

reações e forma de aplicação da carga, a especificação de quantidade de ensaio a

serem realizados dentre outros parâmetros envolvidos. Após a elaboração do projeto

passa-se as etapas de montagem, realização da prova e análise dos resultados

De acordo com Cintra et al (2013), as variáveis de comprimento e

capacidade de carga podem ser estimadas ou previstas em projeto, o que é chamado

de valores teóricos, e ao valor que é obtido no estaqueamento executado chamado

de real. Muitas vezes há discrepâncias nos valores teóricos e reais, e as mesmas são

devidas a três motivos principais: as incertezas dos métodos de previsão de

27

capacidade de carga, pois muitas vezes são utilizados valores aproximados, não

exatos; a variabilidade das características do solo; e as decisões do projetista no

comprimento de cada estaca.

Em uma análise de capacidade de carga é desejável que não se realize

apenas uma prova de carga, pois assim não se pode estabelecer uma curva de

resistência, nem há como determinar a resistência média, sendo que este valor é

primordial para se calcular o fator de segurança global. Deve-se então realizar a

quantidade mínima estabelecida pela NBR 6122/2010.

Recomendações da ASTM

A ASTM 3966-07 tem métodos similares de ensaio, tanto para estacas

isoladas, como para analisar o efeito de grupo das estacas. A norma especifica o

mínimo de métodos de instalações a serem feitos para o ensaio de carregamento

lateral, como plantas, especificações, provisões etc, mas prevê também

requerimentos adicionais por parte do engenheiro responsável. Há recomendações

obrigatórias mas há também facultativas, pois cada caso especifico tem suas

necessidades.

Aplicação da carga horizontal é realizada por macacos hidráulicos agindo

contra um sistema de reação, o qual pode ser feita de várias formas, como contra um

bloco com uma ou mais estacas, estando elas na vertical ou inclinadas (Figura 2.4).

Quando necessário pode-se também utilizar o próprio relevo do terreno, e com o

auxílio de um bloco de madeira formar o sistema de reação chamado de deadman

como mostra a Figura 2.5. Ou também, menos comum, pode ser utilizado um sistema

de peso morto, onde é apoiado na plataforma de reação algum material para fazer

esse peso, como mostra a Figura 2.6.

28

Figura 2.4- Sistema de reação com estacas (modificado de ASTM 3966-07)

Figura 2.5- Sistema de reação com peso morto (modificado de ASTM 3966-07)

Figura 2.6– Sistema de reação com o auxílio de plataforma de pesos (modificado de ASTM 3966-07)

ESTRUTURA DE APOIO

CILINDRO HIDRAULICO

RELOGIOS COMPARADORES

VIGA DE REFERENCIAESTACA(S) DE REAÇÃO

CÉLULA DE CARGA

ESTACA A SER ENSAIADA

CILINDRO HIDRAULICO


ESTRUTURA DE APOIO

VIGA DE REFERENCIAPESO MORTO

DE MADEIRA


CÉLULA DE CARGA

CILINDRO HIDRAULICO

ESTRUTURA DE APOIO


VIGA DE REFERENCIA


CÉLULA DE CARGA

PLATAFORMA

DE PESOS

29

O procedimento mais simples é o procedimento padrão, que consiste na

aplicação de uma porcentagem da carga de trabalho estimada até uma carga máxima

ou até o rompimento do elemento em ensaio.

Após a aplicação do carregamento padrão, pode-se aplicar o carregamento

adicional ou excessivo, mas este é de aplicação facultativa. Optando-se a realização

do carregamento adicional devem ser aplicadas as cargas em porcentagens

especificadas, até atingir 200% da carga de trabalho, após isso são feitos incrementos

de carga de 10% da carga de trabalho, tendo o descarregamento uma proporção a

carga máxima atingida no ensaio.

Há tabelas especificando o incremento e duração de cada carregamento

para todos tipos de ensaios, como o carregamento cíclico, surge loading,

carregamento reverso, dentre outros, os quais podem ser encontrados na ASTM3966-

07.

2.5 Estacas carregadas horizontalmente

Em qualquer projeto de fundação, deve-se não apenas verificar a

capacidade de carga do sistema solo estrutura, mas também os deslocamentos

admissíveis para o elemento estrutural em estudo respeitando os estados limites

últimos de resistência, e os estados limites de serviço, englobando os seguintes

aspectos:

- Ruptura do solo;

- Ruptura estrutural da estaca

- Rotações ou deslocamentos excessivos na cabeça da estaca

comprometendo assim a superestrutura.

Na literatura técnica, a análise do comportamento de estacas como

elemento estrutural isolado, submetido a esforço horizontal, ou seja, previsão dos

deslocamentos, rotações e esforços gerados na estaca tem seguido quatro tipos de

abordagens, cada um deles com suas vantagens e desvantagens:

- Modelos elásticos: consideram o solo como um meio continuo elástico.

De acordo com Araújo (2013) o modelo abordado por Poulos, em 1971, é de fácil

30

aplicação para se obter os deslocamentos, porém os parâmetros envolvidos são de

difícil obtenção e aplicação, pois variam com o nível de solicitação. Esse método tem

uma boa aplicabilidade apenas para baixos níveis de deformação, ou seja, quando o

comportamento do solo pode ser aproximado ao regime elástico-linear

- Modelos baseados em equilíbrio limite: preveem uma forma de

deslocamento da estaca, seja ele de translação, rotação parcial ou total da estaca (em

função de ser uma estaca longa ou curta)

- Modelos baseados no coeficiente de reação horizontal do solo, tem como

base a Hipótese de Winkler, de 1987, a qual interpreta a estaca como uma viga em

um meio continuo elástico. Winkler propõe que o solo seja substituído por uma série

de molas horizontais, idênticas, independentes entre si, com o mesmo espaçamento

e com comportamento elástico linear. Considerando-se assim que existe uma

proporcionalidade linear o carregamento horizontal e o respectivo deslocamento da

estaca. Essa hipótese simplifica de maneira ampla a problemática aqui aplicada,

considerando apenas a reação do solo dependendo apenas do deslocamento nesse

ponto.

- Modelo baseado no método dos elementos finitos (MEF): quando aplicado

tanto as deformações como os esforços laterais podem ser calculados. Através da

aplicação do MEF pode-se resolver problemas tridimensionais. Dada a sua

complexidade, é necessário trabalho computacional. O MEF permite a modelagem do

solo mais próximo à realidade, por incorporar vários fatores até então ignorados em

outros métodos, na análise de interação solo-estrutura.

De acordo com Cintra e Aoki (2010), nas estacas carregadas

horizontalmente, apenas o seu trecho superior deve receber armadura, o restante não

precisa, pois, a carga se dissipa nos primeiros metros. Já os estudos da capacidade

de carga horizontal através das provas de cargas se devem a três principais aspectos,

estabilidade, deslocamentos e dimensionamento estrutural. Para todos estes

aspectos é necessário saber a reação do solo com a estaca estudada. (Figura 2.7)

31

Figura 2.7– Ilustração da distribuição da reação do solo quando submetido a esforço horizontal. (VELLOSO e LOPES, 2010)

Sabe-se que no estudo das estacas carregadas horizontalmente há muitas

variáveis, como a heterogeneidade do solo, o que influencia de forma direta em seu

comportamento, o tipo de carregamento (estático, dinâmico ou até mesmo cíclico) e a

forma e dimensão da estaca. De forma geral pode-se imaginar uma estaca submetida

a um esforço horizontal, o mesmo aplicado na parte superior, acima do nível do

terreno. Conforme a profundidade aumenta, os deslocamentos horizontais diminuem,

até que seja alcançada a tensão de ruptura do solo ou da estaca. (VELLOSO e

LOPES, 2010)

Análise teórica da estaca carregada horizontalmente

Tendo em vista a dificuldade de uma equação que possa ser utilizada em

qualquer tipo de solo e estaca, normalmente se utiliza a hipótese simplificada de

Winkler, onde a reação do solo e o deslocamento da estaca são proporcionais. Porém,

conforme Cintra (1982), a reação do solo em relação ao deslocamento da estaca não

é uma função linear. Apesar disso, a hipótese é usualmente adotada, considerando o

modulo de reação do solo, sendo uma reta secante ou tangente pela inclinação da

primeira parte da curva p-y (Figura 2.8). Para reações inferiores a metade da

capacidade de carga é utilizada a tangente, e para reações maiores utiliza-se o

módulo secante como ilustrado na Figura 2.8.

32

Figura 2.8- Curva representativa da reação do solo pelo deslocamento da estaca (CINTRA, 1982)

Para a simplificação dos cálculos Poulos e Davis (1980) desenvolveram um

método simples para analisar uma estaca carregada horizontalmente. Para tal é

necessário utilizar o esquema estático apresentado na Figura 2.9.

Figura 2.9– Esquema estático da capacidade de carga de uma estaca (POULOS E DAVIS 1980)

A estaca ilustrada no esquema estático apresentado na Figura 2.9, está

submetida a uma força horizontal e a um momento fletor ambos no topo da mesma, a

uma distância “e” do nível do terreno. A tensão máxima transferida para o solo se

33

encontra numa profundidade Z, tal que as combinações de esforços acarretam a

ruptura de elemento de fundação em estudo.

Tendo a premissa de que o momento aplicado não ultrapasse o valor do

momento máximo resistido pela estaca, a reação horizontal exercida pelo solo é

menor que a força necessária para que o solo entre em estado de ruptura em toda a

estaca. Neste caso a estaca precisa ser essencialmente rígida, então a capacidade

de carga da fundação é determinada pela resistência do solo.

Hipótese de Winkler e meio contínuo elástico

Conforme Velloso e Lopes (2010), para diminuir a quantidade de variáveis

alguns pesquisadores admitiram algumas condições de contorno e simplificações

teóricas, uma das mais utilizadas é a hipótese de Winkler, a qual admite que o solo é

homogêneo e que a estaca tem o comportamento de uma viga bi apoiada, sendo uma

das reações no topo da estaca e a outra reação num ponto infinito no fim da estaca,

e o solo reage com a estaca como molas.

Há como representar esses esforços de duas maneiras, como mostra a

Figura 2.10. Em ambos os modelos, as tensões que o solo é submetido devem ser

verificadas, pois pode-se ultrapassar a capacidade de carga passiva do mesmo se for

considerado o meio elástico linear. Em uma interpretação mais complexa, o solo é

considerado elástico, porém não linear, e seu comportamento é então interpretado

pelas curvas p-y (carga versus deslocamento).

De acordo com Alonso (2012), o modelo de Winkler é mais utilizado nos

projetos práticos, portanto há maior domínio do mesmo. As vantagens e desvantagens

em um comparativo entre a hipótese de Winkler e o meio continuo eslástico é

apresentado na Tabela 2.2. Na Figura 2.10 pode-se ver a distribuição de cargas

proposto por Winkler.

34

Figura 2.10– Estaca submetida a uma força transversal: reação do solo (a) estaca no terreno e (b) modelo pela hipótese de Winkler (VELLOSO e LOPES, 2010)

Tabela 2.2– Comparação entre a hipótese de Winkler e meio contínuo elástico

HIPÓTESE VANTAGENS DESVANTAGENS

Winkler

É relativamente simples Ignora a continuidade do solo

Pode incorporar não linearidades; variação do coeficiente de reação com a profundidade; aplicação a

solo estratificado.

O coeficiente de reação não é uma propriedade do solo, pois

depende das dimensões da estaca e do seu deslocamento.

É usado na prática há muito tempo.

Meio contínuo elástico

É uma hipótese mais realista.

É difícil determinar as deformações em um problema

prático e o módulo do solo a elas correspondentes.

Pode fornecer soluções para módulo variável com a

profundidade e solos estratificados

Requer mais experiência de campo.

Fonte: Prakash & Sharma (1990) apud Miranda Junior (2006)

De acordo com Velloso e Lopes (2010) a hipótese de Winkler nada mais é

do que a interpretação do solo como molas independentes. No sentido da força, uma

face da estaca é submetida a tração e o outro a compressão. No lado tracionado o

solo tende a se afastar da estaca enquanto o lado oposto tende a ser comprimido, tal

efeito pode ser visto na Figura 2.11.

35

Figura 2.11 – Vista superior de estaca em deslocamento horizontal (a) tensões atuantes e (b) mecanismo de ruptura (VELLOSO e LOPES, 2010)

Para efeito de cálculos é analisada a parte comprimida do solo, ou seja, a

frente da estaca. Assim a reação do solo é considerada uma tensão normal (q),

atuando numa largura constante perpendicular ao deslocamento horizontal.

Pela hipótese de Winkler pode-se dizer que:

𝑞 = 𝑘ℎ. 𝑦 Equação 2.1

Sendo: q= tensão normal horizontal (atuando numa faixa seja ela o

diâmetro da estaca ou a largura “B” da estaca; kh=coeficiente de reação horizontal;

y=deslocamento horizontal

O coeficiente de reação horizontal kh pode ser constante ou variar conforme

a profundidade “z”

𝑘ℎ = 𝑛ℎ .𝑧

𝐵 Equação 2.2

Sendo: nh= taxa de crescimento do coeficiente de reação horizontal, pode

ser também utilizada o valor de nh=mh.B, mh= taxa de crescimento do coeficiente de

reação horizontal considerando a dimensão horizontal.

Módulo de reação horizontal do solo

O módulo de reação horizontal é descrito como “k”, e é definido pela relação

entre a reação do solo “p” (força por comprimento) e seu respectivo deslocamento

horizontal “y”.

𝑘 =𝑝

𝑦 Equação 2.3

36

Sendo: k=módulo de reação horizontal; p= pressão aplicada e

y=deslocamento horizontal

Esta notação é utilizada para o cálculo da reação horizontal de ruptura no

sistema solo-estrutura, na qual é necessária a conversão da tensão aplicada

horizontalmente (q) em carga por unidade de comprimento (p) conforme mostra a

Figura 2.12.

Figura 2.12– Conversão de tensão em carga por unidade de comprimento (ALONSO, 1989)

O valor de k e sua variação depende diretamente das características do

solo e seu módulo de elasticidade. Portanto, para o caso de argilas pré adensadas,

onde seu módulo de elasticidade independe da profundidade considera-se k

constante. Para solos arenosos, onde o módulo de elasticidade é relacionadp à

profundidade analisada admite-se que k se comporta da mesma forma, ou seja, um

crescimento linear (CINTRA, 1982).

𝑘 = 𝑛ℎ . 𝑧 Equação 2.4

Sendo: nh = coeficiente de reação horizontal do solo, e z= profundidade

Para entendimento pleno do comportamento do solo e, por consequência,

da estaca estudada, é necessário o entendimento da variação de k ao longo da estaca.

Há várias pesquisas que tem como objetivo a obtenção dos valores de k em diferentes

tipos de solo. (CINTRA,1982)

De acordo com Terzaghi (1955) apud Cintra (1982), ao se tentar refinar os

resultados, os erros encontrados são ínfimos comparados com os possiveis erros na

estimativa do valor numérico dos módulos de reação. Para este mesmo assunto

pesquisas de Cintra (1982) e Matlock e Reese (1961) convergem para a mesma

37

afirmação, pois resultados satisfatórios, para a maioria dos casos de problemas

práticos, podem ser obtidos com formas simples de variação do módulo com a

profundidade. Outro ponto convergente entre os autores é a necessidade de obter-se

o valor do módulo de elasticidade do solo superficial.

Valores típicos do módulo de reação horizontal são apresentados na

Tabela 2.3 e do coeficiente de reação horizontal na Tabela 2.4.

Tabela 2.3- Valores típicos do módulo de reação horizontal

Argilas pré-adensadas Valor de K [MN/m³]

Consistência qu [kPa] Faixa de valores Valor provável

Média 20 a 40 0,7 a 4,0 0,8

Rija 100 a 200 3,0 a 6,5 5

Muito rija 200 a 400 6,5 a 13,0 10

Dura > 400 > 13,0 19,5

Fonte: Davisson e Robinson (1965)

Tabela 2.4- Valores típicos do coeficiente de reação horizontal

Compacidade da areia ou consistência da argila

Valos de nh [MN/m³]

Acima do nível d'água

Abaixo do nível d'água

Areia fofa 2,2 a 2,6 1,3 a 1,5

Areia mediamente compacta 6,6 a 8,0 4,4 a 5,0

Areia Compacta 18 a 20,0 11,0 a 12,5

Silte muito fofo - 0,1 a 0,3

Argila muito mole - 0,55

Fonte: Davisson e Robinson (1970) e Terzaghi (1955) Apud Velloso e Lopes (2010)

2.6 Cálculo do coeficiente de reação horizontal

De acordo com Fellenius (2016), a derivação das cargas horizontais pode

ser chamada por um conceito relativamente simples chamado coeficiente de reação

horizontal, tem a dimensão de força por volume. Esse coeficiente tem a função de

aferir a densidade e resistência do solo. A estimativa do modulo de reação horizontal

do solo é a principal dificuldade na aplicação prática dos modelos existentes para

38

previsão o comportamento de estacas submetidas a estes esforços. As principais

formas de determinação do coeficiente de reação horizontal do solo (nh) são:

- Prova de carga estática, não é o ideal pois pelas extrapolações feitas do

comportamento de uma placa para uma estaca são grandes;

-Prova de carga estática horizontal, está é a mais recomendada pois é mais

preciso, o mesmo fornece informações quanto as reações do solo e os deslocamentos

ao longo da estaca.

-Correlações empíricas, não muito difundida.

Obtenção de nh por prova de carga estática horizontal - Matlock e Reese

(1961)

Com os valores de cargas aplicadas (PH), deslocamento horizontal para

cada carga (yO), momento de inércia (I) e módulo de elasticidade da estaca, utilizando-

se a expressão de Matlock e Reese (1961), Equação 2.8, obtém-se o coeficiente de

reação horizontal, nh.

𝑛ℎ = 4,42.(𝑃𝐻)5 3⁄

(𝑦0)5 3⁄ . (𝐸𝐼)2 3⁄ Equação 2.5

Através da curva nh (eixo das ordenadas) por yO (eixo das abscissas)

define-se o valor de nh como a média de determinado intervalo. O intervalo de

deslocamento a ser adotado depende dos critérios escolhidos pelo autor. Miranda

Junior (2006) e Cintra (1981) utilizam o intervalo de 4 a 8mm. Já Miguel (1996),

Zammataro (2007) e Kassouf (2012) utilizam o intervalo de 6 e 12mm. Alizadeh e

Davisson (1979) adotam o valor de 6,35 e 12,7.

No presente trabalho são utilizados os intervalos de 4,4mm a 8,1mm para

o solo em seu estado de umidade natural e para a condição inundada o intervalo de

5,2mm a 7,7mm. Tais intervalos foram obtidos nos ensaios de campo, e por este

motivo são considerados os intervalos reais de ensaio. Foi estabelecido também por

interpolação os valores para o intervalo de 6 a 12mm para que se possa fazer um

comparativo com os valores já obtidos para o mesmo campo de prova.

39

2.7 Métodos de análise de ruptura

A estimativa da capacidade de carga de uma estaca solicitada

horizontalmente é usualmente realizada considerando o solo com comportamento

rígido-plástico e utilizando modelos de equilíbrio limite. Determina-se a capacidade de

carga normalmente com a teoria de Rankine ou Coulomb, onde há a consideração

das superfícies planas, onde atuam os empuxos de terra. (ALMEIDA, 2008)

Broms

Ao ser aplicada a carga horizontal na cabeça da estaca, esta é transferida

e resistida por camadas mais profundas. De acordo com Almeida (2008), dentre os

métodos mais importantes para a obtenção da capacidade de carga de uma estaca

está o método de Broms (1964a e 1964b). Este considera a estaca como um elemento

elástico ideal, qual o comportamento do sistema solo-estaca é analisado no no estado

limite último tanto da estaca como do solo. O autor apresenta dois tipos básicos de

ruptura, sendo eles: a ruptura do solo, quando a pressão exercida sobre o solo excede

a capacidade de carga do mesmo, mais comuns em estacas curtas ou rígidas, e a

ruptura estrutural da estaca, quando a o momento transmitido é superior a capacidade

de carga da mesma, este tipo de ruptura é comum nas estacas longas ou flexíveis.

Broms (1964a) apresenta o problema de estacas carregadas

horizontalmente para solos com e sem coesão, o respectivo deslocamento horizontal

é calculado a partir da premissa que Kh aumenta linearmente com a profundidade. Tal

previsão de deslocamentos baseia-se na análise de ruptura da estaca. De acordo com

Almeida (2008) tais considerações têm majorado os deslocamentos calculados.

Para a classificação de uma estaca ser longa ou curta, Broms (1964a e

1964b) adota a classificação desenvolvida por Matlock e Reese (1961), que tem como

variáveis o comprimento da estaca (L) a rigidez relativa para solos coesivos (sistema

estaca solo) (G) e a rigidez relativa para solos não coesivos (T)

𝐿

𝑇 𝑜𝑢

𝐿

𝐺≤ 2 → 𝐸𝑠𝑡𝑎𝑐𝑎𝑠 𝐶𝑢𝑟𝑡𝑎𝑠 Equação 2.6

40

2 <𝐿

𝑇 𝑜𝑢

𝐿

𝐺≤ 4 → 𝐸𝑠𝑡𝑎𝑐𝑎𝑠 𝐼𝑛𝑡𝑒𝑟𝑚𝑒𝑑𝑖á𝑟𝑖𝑎𝑠 Equação 2.7

4 <𝐿

𝑇 𝑜𝑢

𝐿

𝐺→ 𝐸𝑠𝑡𝑎𝑐𝑎𝑠 𝐿𝑜𝑛𝑔𝑎𝑠 Equação 2.8

Onde:

𝐺 = √𝐸𝐼

𝐾

4 Equação 2.9

Sendo: k o módulo de reação horizontal do solo

𝑇 = √𝐸𝐼

𝑛ℎ

4 Equação 2.10

Sendo: nh o coeficiente de reação horizontal do solo

Na figura 2.13 são exemplificadas as formas de ruptura proposto por Broms

(1964a e 1964b), considerando as condições de contorno e da classificação de

tamanho das mesmas sendo uma estaca longa com o topo livre, ocorre a plastificação

do material na seção do momento fletor máximo conforme Figura 2.13(a). Se for do

tipo curta há apenas a rotação da estaca, com ruptura apenas do solo, como mostra

a Figura 2.13 (b). Se a estaca com topo engastado for do tipo longa, a ruptura ocorre

em dois pontos, na parte inferior do bloco de coroamento e na seção em que ocorre o

momento fletor máximo, como mostra a Figura 2.13 (c). No caso de estacas

intermediária com o topo engastado, ocorrem simultaneamente a plastificação do da

parte inferior do bloco e a rotação da estaca como mostra a Figura 2.13 (d) e por fim

se for uma estaca curta com o topo engastado ocorrerá a translação da estaca como

mostra a Figura 2.13 (e) estaca custa com topo engastado.

41

Figura 2.13– Formas de ruptura de estacas (ALMEIDA, 2008)

Nota-se que nos casos (a) e (c) a ruptura ocorre na estaca, onde há o

momento máximo, devido a plastificação do material, nos casos (b) e (d) ocorre a

rotação da estaca, rompendo apenas o solo, no caso (e) ocorre apenas a translação

da estaca. Em resumo, as estacas curtas tem sua ruptura governada única e

exclusivamente pelo ruptura do solo, nas estacas longas a ruptura pode ocorrer de

duas maneiras: devido a força horizontal, o que ocasiona a ruptura do solo acima da

seção de momento fletor máximo (onde a resistência do solo determina a capacidade

de carga lateral, podendo chegar a plastificação) ou devido à força horizontal, que

gera um momento fletor que plastifica o material da estaca (a rigidez da estaca

determina a capacidade de carga horizontal). (ALMEIDA, 2008).

Estacas em solos coesivos

Esta método se divide em dois grandes grupos, estacas com o topo livre e

estacas com o topo engastado.

a) Estacas com o topo livre

A provável distribuição de esforços para estacas em solos coesivos é

apresentada na Figura 2.14, mas Broms (a) recomenda uma simplificação dessa

distribuição, considerando a resistência como nula, desde o nível do terreno até a

profundidade de 1,5d, e 9Cu a partir desse ponto. O mecanismo de ruptura da estaca

influência de forma direta o diagrama de distribuição de reação do solo, pode-se

observar nas Figuras 2.15 e 2.16 os mecanismos de ruptura tanto para estacas curtas

como longas.

A seção onde ocorre o momento máximo, por consequência a cortante nula

(𝐻𝑢 − 9𝑐𝑢. 𝑓 = 0), é definido por f, que é obtido pela equação a seguir:

𝑓 =𝐻𝑢

9𝑐𝑢𝑑 Equação 2.11

O Momento máximo, para as duas condições de comprimento da estaca é

obtido por:

𝑀𝑀Á𝑋 = 𝐻𝑢. (𝑒 + 1,5𝑑 + 0,5𝑓) Equação 2.12

42

Figura 2.14 – Distribuição da resistência lateral em solos coesivos (modificado de BROMS, 1964a)

Figura 2.15 – Ruptura para estacas curtas com o topo livre (modificado de BROMS, 1964a)

Figura 2.16 - Ruptura para estacas longas com o topo livre (modificado de BROMS, 1964a)

43

Para estacas longas, o Mmáx na equação 2.16 é substituído por Mpast, ou

seja, o momento que ocasiona a plastificação do material da estaca, e f é substituído

pela equação 2.15, obtendo assim o Hu. Para as estacas curtas há a expressão 2.17,

quando substituindo o Mmax, se obtem o Hu.

𝑀𝑚𝑎𝑥 = 2,25. 𝑑. 𝑔2 Equação 2.13

Broms também apresenta soluções adimensionais para estacas curtas e

longas, as quais podem ser vistas na Figura 2.17 e 2.18.

Figura 2.17 – resistência lateral máxima para estacas curtas em solo coesivo (BROMS,1964a)

Figura 2.18 resistência lateral máxima para estacas longas em solo coesivo (BROMS,1964a)

44

b) Estacas com o topo engastado

O provável mecanismo de ruptura para estacas curtas, intermediárias e

longas em solos coesivos é apresentada na Figura 2.19, Figura 2.20 e Figura 2.21,

assim como a possível translação das mesmas.

Para estacas curtas (Figura 2.19), as expressões de equilíbrio são:

𝐻𝑢 = 9𝑐𝑢. 𝑑. (𝐿 − 1,5𝑑) Equação 2.14

𝑀𝑀Á𝑋 = 𝐻𝑢. (0,5𝐿 + 0,75𝑑) Equação 2.15

Figura 2.19 – Ruptura para estaca curta, com topo engastado em solo coesivo (BROMS, 1964a)

Para estacas Intermediárias (Figura 2.20), o somatório dos momentos

fletores em relação a superfície é:

𝑀𝑀Á𝑋 = 𝐻𝑢. (1,5𝑑 + 0,5𝑑𝑓) − 𝑀𝑝𝑙𝑎𝑠𝑡 Equação 2.16

O Mmax é calculado pela equação 2.17, que quando substituída na

Equação 2.20, se obtem o Hu. Caso o Mmax seja maior ou igual ao Mplast, o

comportamento da estaca intermediária é na verdade de uma estaca longa, ilustrada

na Figura 2.21. Com a Substituição de Mmax por Mplast na equação 2.19 teremos:

45

𝐻𝑢 =2𝑀𝑝𝑙𝑎𝑠𝑡

(1,5𝑑+0,5𝑑𝑓) Equação 2.17

Figura 2.20 – Ruptura para estaca intermediária, com topo engastado em solo coesivo (modificado de BROMS, 1964a)

Figura 2.21 – Ruptura para estaca longa, com topo engastado em solo coesivo (modificado de BROMS, 1964a)

46

c) Deslocamentos no topo da estaca

Para solos coesivos Broms (1964a) apresenta as expressões para a

determinação do deslocamento horizontal (y0) decorrente de um carregamento para

quatro tipos de estacas, sendo as condições da mesma ser rígida ou flexível e de topo

livre ou engastado. A seguir as respectivas equações para cada caso.

Rígida – topo livre (βL<1,5) 𝑦0 =4𝐻0(1+1,5

𝑒

𝐿)

𝑘ℎ 𝑑𝐿 Equação 2.18

Rígida – topo engastado (βL<0,5) 𝑦0 =𝐻0

𝑘ℎ 𝑑𝐿 Equação 2.19

Flexível – topo livre (βL>2,5) 𝑦0 =2𝐻0𝛽(𝑒𝛽+1)

𝑘⧞ 𝑑 Equação 2.20

Flexível – topo engastado(βL>1,5) 𝑦0 =𝐻0𝛽

𝑘⧞ 𝑑 Equação 2.21

Sendo:

𝛽 =1

𝑅= √

𝑛ℎ 𝑑

𝐸𝑝 𝐼𝑝

4 = √𝑘

𝐸𝑝 𝐼𝑝

4 Equação 2.22

nh é o coeficiente de reação horizontal e K o módulo de reação horizontal

𝑘⧞ =𝛼𝑘𝑠1

𝑑 Equação 2.23

Sendo:

Α=n1.n2 (valores apresentados na tabela 2.5)

Ks1 é o coeficiente de reação horizontal para placas padrões de 30x30

Tabela 2.5 – Coeficientes de n1 e n2

Coesão não drenada Cu (kPa)

Coeficiente n1

Material da estaca Coeficiente

n2

<24 0,32 Aço 1,00

24 a 98 0,36 Concreto 1,15

>98 0,4 Madeira 1,30

Fonte: Broms (1964a)

2.8 Método analítico de Miche (1930)

Uma das primeiras soluções para estacas longas foi proposto por Miche

em 1930, oqual utiliza como base do seu conceito o coeficiente de reação horizontal.

47

De acordo com Alonso (2012) Miche pode ter sido o primeiro estudioso a integrar a

equação diferencial de uma estaca longo, considerando-a num meio continuo elástico

no qual o modulo de reação horizontal varia linearmente de acordo com a

profundidade quando solicitada por uma força horizontal H aplicada no nível do

terreno, conforme Equação 2.24.


O deslocamento no topo da estaca é definido pela Equação 2.25.

𝑦0 = 2,4𝑇3𝐻

𝐸𝐼 Equação 2.25

Sendo: y0=deslocamento horizontal, H=carga horizontal aplicada, E=módulo de

elasticidade da estaca, I=inércia da estaca.

O momento fletor máximo calculado, o qual ocorre na profundidade de

z=1,32T é definido pela Equação 2.26.

𝑀𝑀Á𝑋 = 0,79. 𝐻. 𝑇 Equação 2.26

Onde T é definido pela equação 2.27.

𝑇 = √𝐸.𝐼

𝑛ℎ

5 Equação 2.27

Na Figura 2.22 são apresentadas as linhas de estado de tensão ao longo

da estaca. Para que a estaca se enquadre nesse tipo de comportamento a mesma

deve ser considerada longa, ou seja, ter um comprimento L≥4T

Figura 2.22 – Linhas de estado proposto por Miche (ALONSO, 2012)

48

2.9 Método de Matlock e Reese que utiliza o conceito de módulo de reação

Por ser um método que se baseia no conceito de módulo de reação

horizontal há certas limitações, principalmente pelo fato de ter como premissa a

variação linear da reação do solo e os respectivos deslocamentos, lembrando que

essa consideração é válida apenas para pequenos deslocamentos, ou seja, no trecho

da curva P-Y em que a tangente da mesma coincide com a curva, como é mostrado

na Figura 2.23.

Figura 2.23 – Módulo Tangente

De acordo com Alonso (2012 p. 72), “apesar dessas deficiências teóricas,

esses métodos têm apresentado resultados, aceitáveis na prática da engenharia,

sendo, portanto, universalmente usados. ”

Os autores em estudo utilizaram a equação diferencial básica, para toda

variação das curvas P-Y. Para o caso em que o solo se comporta com a variação

linear do módulo de reação do solo, 𝐾 = 𝑛ℎ. 𝑧, foi obtido pela equação 2.28:

𝑌 = 𝐴𝑦.𝐻0𝑇3

𝐸𝐼+ 𝐵𝑦.

𝑀0𝑇2


Sendo: 𝐻0 é a força horizontal e 𝑀0 o momento aplicado no topo da estaca,

admitido livre. T é o valor admitido na Equação 2.27, e 𝐴𝑦 𝑒 𝐵𝑦 são parâmetros

adimensionais.

Por diferenciações sucessivas, a partir da Equação 2.28, são obtidas as

Equações 2.29, 2.30, 2.31 e 2.32.

49

𝜃 = 𝐴𝜃𝐻0.𝑇2

𝐸𝐼+ 𝐵𝜃

𝑀0.𝑇


𝑀 = 𝐴𝑚𝐻0𝑇 + 𝐵𝑚𝑀0 Equação 2.30

𝑄 = 𝐴𝑞𝐻0 + 𝐵𝑞𝑀0

𝑇 Equação 2.31

𝑝 = 𝐴𝑝𝐻0

𝑇+ 𝐵𝑝

𝑀0

𝑇2 Equação 2.32

Os valores dos coeficientes adimensionais, por Matlock e Reese são

apresentadas na Tabela 2.6.

50

Tabela 2.6 – Coeficientes propostos por Matlock e Reese

z/T Ay Aө Am Aq Ap By Bө Bm Bq Bp

0 2,435 -1,623 0,000 1,000 0,000 1,623 -1,750 1,000 0,000 0,000

0,1 2,273 -1,618 0,100 0,989 -0,227 1,453 -1,650 1,000 -0,007 -0,145

0,2 2,112 -1,603 0,198 0,956 -0,422 1,293 -0,155 0,999 -0,028 -0,259

0,3 1,952 -1,578 0,291 0,906 -0,586 1,143 -1,450 0,994 -0,058 -0,343

0,4 1,796 -1,543 0,379 0,840 -0,718 1,006 -1,351 0,987 -0,095 -0,401

0,5 1,644 -1,503 0,459 0,764 -0,822 0,873 -1,253 0,976 -0,137 -0,436

0,6 1,496 -1,454 0,532 0,677 -0,897 0,752 -1,156 0,960 -0,181 -0,451

0,7 1,353 -1,397 0,595 0,585 -0,947 0,642 -1,061 0,939 -0,226 -0,449

0,8 1,216 -1,335 0,649 0,489 -0,973 0,540 -0,968 0,914 -0,270 -0,432

0,9 1,086 -1,268 0,693 0,392 -0,977 0,448 -0,878 0,885 -0,312 -0,403

1 0,962 -1,197 0,727 0,295 -0,962 0,364 -0,792 0,852 -0,350 -0,364

1,2 0,738 -1,047 0,767 0,109 -0,885 0,223 -0,629 0,775 -0,414 -0,268

1,4 0,544 -0,893 0,772 -0,056 -0,761 0,112 -0,482 0,688 -0,456 -0,157

1,6 0,381 -0,741 0,746 -0,193 -0,609 0,029 -0,354 0,594 -0,477 -0,047

1,8 0,247 -0,596 0,696 -0,298 -0,445 -0,030 -0,245 0,498 -0,476 0,054

2 0,142 -0,464 0,628 -0,371 -0,283 -0,070 -0,155 0,404 -0,456 0,140

3 -0,075 -0,040 0,225 -0,349 0,223 -0,089 0,057 0,059 -0,213 0,268

4 -0,050 0,052 0,000 -0,106 0,201 -0,028 0,049 -0,042 0,017 0,112

5 -0,009 -0,025 -0,033 0,013 0,046 0,000 0,011 -0,026 -0,029 -0,002

Fonte: Adaptado de Alonso (2012)

51

Para a consideração do engastamento da cabeça da estaca é considerado

a construção do bloco de coroamento, as considerações do comportamento desses

casos são apresentadas na Figura 2.24. Aparentemente os deslocamentos são os

mesmos, mas há uma maior resistência quando a cabeça é engastada, alterando a

grandeza dos deslocamentos.

Figura 2.24 – considerações do topo da estaca (ALONSO, 2012)

2.10 Colapsibidade do solo

Todo solo quando submetido a carregamentos sofrem recalques, a

magnitude desse deslocamento depende do nível de tensões aplicadas e o tipo de

solo. Normalmente esses recalques estabilizam com o tempo, não obstante, alguns

tipos de solos não saturados, quando inundados podem causar um certo colapso em

sua estrutura que se manifesta por um recalque repentino e de grandes proporções.

Não há a necessidade da saturação do solo, basta o teor de umidade aumentar até

um valor limite.

Há alguns solos que sofrem esse colapso quando inundados apenas com

o peso próprio, isto é, sem nenhum tipo de carregamento externo. De acordo com

Cintra (1998) esse não parece ser o comportamento dos solos colapsíveis no Brasil.

De forma geral os solos têm um comportamento continuo quando analisado

o gráfico de tensão x deslocamento, entretanto, em alguns solos porosos não

saturados essa premissa é verdadeira apenas se a umidade natural for mantida em

52

valores baixos. Se for alcançado o valor de teor de umidade crítico, o solo sofre uma

brusca redução em seu volume, sendo assim a possível caracterização do solo

colapsível através da curva tensão x deslocamento, como mostrado na Figura 2.25.

Figura 2.25 – ocorrência do colapso na curva carga x deslocamento (CINTRA, 1998)

Em decorrência desta condição do solo, as construções em solo colapsível

podem se manter estáveis por um certo período, mas de forma brusca sofrer um

recalque adicional. Frequentemente em uma magnitude considerável, em decorrência

de uma fonte imprevista de água como por exemplo: rompimento de tubulação,

construção de sumidouro, ascensão de lençol freático, dentre outros.

O fenômeno de adensamento se difere completamente do colapso do solo.

O colapso é o resultado do aumento do teor de umidade, expulsando assim o ar da

estrutura ao invés da água. Tal fenômeno de colapso por ter condições inversas em

relação a entrada e saída de água o caracteriza como “oposto” ao do adensamento.

Outro fator distinto é o tempo de ocorrência do fenômeno. Outras características que

distinguem o colapso do solo do adensamento do mesmo é que o colapso pode se

repetir se a condição de umidade critica for atingido novamente. (CINTRA, 1998)

Para a condição de carga constante, sabendo-se da condição de

colapsibilidade do solo, realizou-se a inundação prévia do terreno antes do

carregamento, nesse caso a colapsibilidade se manifesta de forma constante e não

por um rompimento abrupto, mas sim pelo aumento excessivo da deformação do solo,

resultado da redução da capacidade de carga do mesmo. Tal curva pode ser

observada na Figura 2.26.

53

De forma geral há dois fatores que colaboram com a colapsibilidade em

solos naturais: alta porosidade, ou seja, alto índice de vazios, e a condição não

saturada do solo, decorrente de um baixo teor de umidade

Figura 2.26– Prova de carga de solo colapsível em solo previamente inundado (CINTRA, 1998)

De acordo com Vilar et al (1981) apud Cintra 1998, por se tratar de um solo

tropical, o mesmo favorece o desenvolvimento de solos colapsíveis, seja pela

lixiviação de finos na camada superficial nas regiões que se alternam em secas e

precipitações intensas, ou pela deficiência de umidade que há nas regiões áridas e

semi-áridas.

De acordo com Monacci (1995) para a determinação da classificação do

solo ser colapsivo ou não, e qual o seu potencial colapsivo, há três tipos de critérios:

o chamado “critério regional” que é definido empiricamente de acordo com as

ocorrências, o critério baseado nos limites de consistência e os que empregam o

ensaio de adensamento.

A literatura apresenta alguns critérios de identificação de solos colapsíveis.

Os que utilizam os limites de consistência são apresentados na Tabela 2.7, onde se

usam as convenções de teor de umidade natural, grau de saturação, limite de

plasticidade e teor de umidade para o solo saturado e limite de liquidez.

54

Tabela 2.7– Critérios de identificação de solos colapsíveis

REFERÊNCIA EXPRESSÃO OBSERVAÇÕES

DENISOV (1952) 𝐾 =𝑒𝐿

𝑒𝑂 Para valores de K de 0,50 a 0,75, os solos são

altamente colapsíveis

PRIKLONSKIJ (1952)

𝑘𝐷 =𝐿𝐿−𝑊𝑂

𝐿𝐿−𝐿𝑝 Para valores de kd<0, os solos são colapsíveis; para

kd>0,5, os solos não são colapsíveis

FEDA (1966) 𝐾𝐿 =(𝑊𝑜 𝑆𝑟𝑜)⁄ −𝐿𝑝

𝐿𝐿−𝐿𝑝

Esta expressão é valida para Sro<60%. Para valores de KL>0,85, os solos são colapsíveis

GIBBS E BARA (1967) 𝑅 =

𝑊𝑠𝑎𝑡

𝐿𝐿

Qando R>1, os solos são colapsíveis

Fonte: Vilar et al. (1981) apud Monacci(1995)

Onde: Wo=teor de umidade, Sro= Grau de saturação, LL= Limite de liquidez,

LP=Limite de plasticidade e Wsat= Teor de umidade para completa saturação do solo.

Em função do adensamento, utiliza-se o quociente da variação do índice

de vazios. Vargas (1978) define um solo como colapsível quando seu coeficiente de

colapso estrutural “i” for maior que 2%, sendo que i é definido por:

𝑖 =∆𝑒𝑐

1+𝑒𝑖 Equação 2.6

Onde: ∆ec= ei - ef = variação do índice de vazios devido ao colapso da

estrutura e ei o índice de vazios antes da inundação.

No campo experimental da Feagri - Unicamp , foram calculados os índices

de colapso nas seguintes profundidades, 0,75m, 5,00m e 8,00m, obtidos de ensaios

endométrios simples por Monacci (1995) . Ao observar a Tabela 2.8, percebe-se que

a colapsibilidade diminui em função da profundidade, nas camadas de solo poroso.

55

Tabela 2.8- Coeficiente de colapso estrutural

Profundidade 0,5 a

0,75m 4,75 a 5,00m

7,75 a 8,00m

σ [kPa] i [%]

5,00 4,97 - -

9,80 11,97 2,41 -

19,40 7,40 3,76 -

29,10 9,20 - -

38,70 9,98 7,72 3,10

77,30 23,19 15,51 5,26

Fonte: Monacci (1995)

2.11 Estudos do comportamento das estacas carregadas horizontalmente

reportados na literatura

Para outros tipos de estacas no mesmo campo experimental

a) Miranda Junior (2006)

No o Campo Experimental da Feagri - Unicamp, onde o solo é laterítico,

colapsível e de alta porosidade (mais detalhes serão explanados no item 3), Miranda

Junior (2006), realizou vinte e uma provas de carga, em quatorze estacas de quatro

métodos construtivos diferentes, suas especificações podem ser vistas na Tabela 2.9.

Houve também o melhoramento do solo com a utilização de solo-cimento

compactado, e a pré inundação tanto para o solo natural como para o compactado.

As provas de carga foram feitas por carregamento rápido, seguindo as prescrições da

NBR 12131/92 (norma vigente na época), obtendo os valores médio de 7,28 MN/m3

para três estacas raiz com 0,4m de diâmetro e 12m de comprimento, 9,86 MN/m3 para

quatro estacas hélice contínua com 0,4m de diâmetro, 11,55 MN/m3 para quatro

estacas escavadas com 0,4m de diâmetro. Resultados do coeficiente de reação

horizontal podem ser vistos na Tabela 2.10.

56

Tabela 2.9– Estacas ensaiadas por Miranda Junior

Tipo de estaca

Quantidade Diâmetro [m] Comprimento

[m]

Hélice contínua

4 0,4

12

Ômega 3 0,37 12

Raiz 3 0,4 12

Escavada 4 0,4 12

Fonte: Miranda Junior (2006)

Tabela 2.10– Dados dos ensaios realizados no mesmo campo experimental por Miranda Junior

Tipo de estaca

Condição de inundação

Condição de compactação

Nh medio [MN/m³]

Hélice contínua

Não Não

9,86

Escavada Não Não 11,55

Raiz Não Não 7,28

Ômega Não Não 43,13

Hélice contínua

Sim Não

0,24

Escavada Sim Não 0,56

Raiz Sim Não 0,69

Ômega Sim Não 1,92

Hélice contínua

Não Sim

68,31

Escavada Não Sim 61,39

Raiz Não Sim 46,53

Ômega Não Sim 91,01

Hélice contínua

Sim Sim

7,09

Escavada Sim Sim 2,74

Raiz Sim Sim 7,88

Ômega Sim Sim 15,86

Fonte: Miranda Junior (2006)

Encontrou-se uma dispersão entre os valores obtidos pelas provas de

carga, nas estacas hélice continua e escavada essa dispersão e menor. A dispersão

aumenta significativamente quando se analisa os deslocamentos na condição de

reforço com solo cimento compactado, o que pode ser explicado devido as variáveis

57

na execução do mesmo, mesmo com critérios há variações na execução manual.

(MIRANDA JUNIOR, 2006)

b) Zammataro (2007)

Zammataro (2007), para o mesmo campo experimental, realizou ensaios

em três estacas de hélice contínua e três estacas tipo escavada, ambas com

comprimento de 12m e diâmetro de 0,4m, com armadura composta por 4 barras de

aço CA-50. Foram ensaiadas duas estacas simultaneamente (uma hélice continua e

ua outra escavada), seguindo as prescrições da norma 12131/92 e foi aplicado o

carregamento cíclico, para verificar se há aumento da resistência do solo quando

recarregado. Para tais estacas foram obtidos, para o intervalo de 6-12mm, os valores

de nh estão apresentados na Tabela 2.11.

Tabela 2.11– Dados dos ensaios realizados no mesmo campo experimental por Zammataro

Tipo de estaca

Comprimento [m]

Diâmetro [m]


Ciclo Nh medio [MN/m³]

Escavada 12

0,4

Não 1° 12,2

Não 2° 13,8

Hélice contínua

Não 1° 12,5

Não 2° 13,7

Fonte: Zammataro (2007)

Comparando-se os valores obtidos com os valores esperados, segunda a

literatura com os mesmos aspectos geotécnicos.

c) Kassouf (2012)

Kassouf (2012), obteve para local próximo, com a mesma gênese e textura

de solo do campo experimental da FEAGRI, no Campo Experimental da FEC, obteve

o valor de 12 MN/m3 para três tubulões alinhados, com 0,8m de diâmetro, 9m de

comprimento, 1,6m de base e 0,7m de altura de base. Os ensaios foram feitos em

situações onde o solo se encontrava com umidade natural e com inundação prévia.

58

Para as análises foi utilizado um inclinômetro, pois além das leituras de

deslocamentos no topo da estaca foram realizadas leituras ao longo da profundidade

da estaca. os valores de nh estão apresentados na Tabela 2.12.

Tabela 2.12– Dados dos ensaios realizados no mesmo campo experimental por Kassouf

Tipo de estaca Comprimento

[m] Diâmetro

[m] Condição de inundação

Nh medio [MN/m³]

Tubulão 9 0,8 Não 12

Fonte: Kassouf (2012)

Os valores obtidos experimentalmente diferem da literatura existente, já

quando comparados com outros experimentos no solo do mesmo campo de prova a

variação diminui. O que mostra que cada solo tem um comportamento típico em

relação a carregamento horizontal, e não se deve buscar generalização pois isso

acarretará em grandes discrepâncias de resultados. Em relação as cargas para que

se atinja o deslocamento de 12mm, é 3 vezes menor quando o solo está em condição

inundada.

d) Carvalho et al. (1996)

Carvalho et al. (1996) para uma estaca pré-moldada de concreto, com

0,18m de diâmetro de comprimento de 14m. A prova de carga foi realizada com

carregamento do tipo lento. Foram utilizados incrementos de carga de 2kN, foram

realizados cinco ciclos de carregamento e descarregamento, com ao menos o

intervalo de 24hs. Os quatro primeiros ciclos foram com a condição o solo natural, já

o quinto ciclo o solo teve inundação prévia. No caso em estudo o carregamento foi

aplicado no topo da estaca (16cm doa superfície). Foi analisado o intervalo de

deslocamentos de 6-12mm obtendo-se o valor de 11,90 MN/m3. Através da Figura

2.27 pode-se observar o efeito do primeiro e do segundo carregamento na curva do

nh. Os valores de nh estão apresentados na Tabela 2.13.

59

Tabela 2.13– Dados dos ensaios realizados no mesmo campo experimental por carvalho et al

Tipo de estaca Comprimento

[m] Diâmetro


Nh medio [MN/m³]

Pré moldada 14 0,18 Não 11,9

Fonte: Carvalho et al (1996)

Figura 2.27- Curva nh versus carregamento para o primeiro e o segundo carregamento (CARVALHO et al. 1996)

e) Miguel et al (2008)

Miguel et al (2008), apresenta para o mesmo campo de estudo, resultados de duas

estacas metálicas tipo trilho (TR 37), uma com 18m (TR1) composta por um trilho

duplo, e outra com 12m (TR2) de comprimento composta por um trilho simples, ambas

cravadas a percussão. Foi utilizada uma estaca escavada como reação para a

aplicação do carregamento horizontal na estaca trilho, a estaca de reação tem 20m

de comprimento e 0,4m de diâmetro. As duas estacas trilho foram ensaiadas em

condição natural do solo e posteriormente reensaiada com a condição de inundação

do solo, os ensaios foram realizados com carregamento rápido, com incrementos de

carga de 1kN por estagio a cada cinco minutos, e as leituras realizadas a cada estágio.

As estacas foram ensaiadas em pares. A carga de ruptura foi calculada pelo método

da NBR 6122/1996. Foram considerados os diâmetros equivalentes das estacas trilho.

A estaca trilho de seção transversal simples (TR2) teve o Deq= 86,4mm e a de seção

dupla (TR1) Deq=214,65mm. Esses diâmetros são os que circunscrevem as estacas.

Podem ser vistos na Figura 2.28 que as curvas carga versus deslocamento TR1

apresentou um formato muito distinto da TR2, mostrando a grande influência da

rigidez na estaca quanto a sua resistência lateral.

60

Carregamento (kN)

Figura 2.28- Curva carregamento horizontal versus deslocamento dos trilhos ensaiados (MIGUEL ET AL, 2008)

Na Figura 2.29 pode se observar que a curva nh para as estacas ensaiadas

com umidade natural apontam para uma diminuição gradual dos valores de nh, na

condição de inundação prévia os valores iniciais são bem inferiores aos obtidos

anteriormente, isso se deve a perda de resistência do solo quando inundado. Os

valores de nh estão apresentados na Tabela 2.14.

Figura 2.29 - Curva coeficiente de reação horizontal e deslocamento dos trilhos ensaiados (MIGUEL ET AL, 2008)

61

Tabela 2.14 – Dados dos ensaios realizados no mesmo campo experimental

Intervalo Tipo de estaca

Comprimento [m]


Nh medio [MN/m³]

6-12mm

Trilho 1 (TR 37) 18 Não 6,81

Sim 3,38

Trilho 2 (TR 37) 12 Não 64,18

Sim 0,39

Fonte: Miguel et al (2008)

Para solos porosos de outras regiões

a) São Carlos/SP

Em São Carlos, Miguel (1996) estudou o comportamento de estacas

carregadas horizontalmente, e realizou uma análise comparativa envolvendo quatro

tipos de métodos construtivos de estacas, são elas: Estaca escavada, com

características de 0,25m de diâmetro e 6m de comprimento, Raiz com 0,25m de

diâmetro e 16m de profundidade, apiloadas com 0,2m de diâmetro e 6m de

comprimento e tipo Strauss com 0,28m de diâmetro e 10m de comprimento. Os

ensaios foram feitos no Campo Experimental de Fundações do departamento de

Geotecnia da USP/São Carlos, cuja camada superficial é composta por uma areia

argilosa, marrom, laterizada e colapsível, com espessura de 6m, seguida por uma

pequena camada de seixos, que separa a camada superficial de uma camada de solo

residual, não laterítico de areia argilosa vermelha. Foram padronizadas as análises

com deslocamento admissível entre 6 a 12mm com umidade natural de 12% e 18%

para o solo pré inundado. Foram obtidos valores de nh de 7,50 e 8,0 MN/m3, para

estacas, Strauss e raiz, respectivamente, para o solo em umidade natural e 4,5 e 4

MN/m³, respectivamente para o solo pré inundado. Os seguintes valores de

coeficiente de reação horizontal estão apresentados na Tabela 2.15.

62

Tabela 2.15– Dados dos ensaios realizados em São Carlos

Intervalo utilizado

Tipo de estaca

Comprimento [m]

Diâmetro [m]


Nh medio [MN/m³]

6-12mm

Apiloada 6 0,2 Não 0,3

Sim 0,16

Escavada 6 0,25 Não 0,65

Sim 0,2

Strauss 10 0,28 Não 7,5

Sim 4,5

Raiz 16 0,25

Sim 5

Não 8

Sim 4

Sim 12,5

b) Bauru/SP

A O Campo experimental da Unesp, situada em Bauru, localizada na região

central do estado de São Paulo, tem o solo residual de arenito composto por uma

areia fina, argilosa, fofa, de características colapsíveis. Através de vários ensaios de

caracterização pode-se observar que a intensa lixiviação do solo ocasionou um solo

de alta porosidade (cerca de 40%) e de grande permeabilidade. O lençol freático é

normalmente muito profundo, não sendo encontrado na maioria das investigações de

solo. Tem o valor de NSPT muito baixos (por volta de 3), algumas correlações indicam

que pode-se correlacionar o valor da profundidade como Nspt até cerca de 10 metros

de profundidade. (FERREIRA ET AL, 2007)

Ferreira et al (2006) estudou o efeito do colapso do solo, e a influência do

reforço do solo superficial com solo-cimento, para tal foram ensaiadas seis estacas

apiloadas. Três destas provas de carga foram realizadas com o solo natural e outras

três com o solo superficial reforçado. O carregamento foi do tipo rápido, o que permitiu

a avaliação dos benefícios do reforço com solo cimento, mostrando que a

colapsibilidade do solo pode ser remediada com esse tipo de método de reforço.

Foram realizadas as provas de carga tanto com a umidade natural do solo como com

sua inundação previa. Numa primeira etapa os ensaios foram realizados por Ferreira

et al (2001), realizando-se três provas de carga com o solo natural, sendo duas com

a umidade natural e uma com previa inundação. Para as seis estacas de 4m de

comprimento, 0,25m de diâmetro foram obtidos os valores de nh entre 7,4 e 3,9

63

MN/m³, para as estacas com solo natural, em umidade natural e condição inundada

do solo, respectivamente. Não são apresentados os valores do coeficiente de reação

horizontal para o solo com o reforço de solo cimento. Na figura 2.30 são apresentados

os gráficos de carga x deslocamento horizontal para as provas de carga realizadas,

sendo ensaios SSC com o solo natural e CSC com o solo reforçado com solo cimento,

sendo as estacas 3 com a pré inundação do solo. São apresentados também a

capacidade de carga (Qu) correspondente ao deslocamento de 25mm (D/10). Na

Figura 2.30 são apresentadas as curvas carga versus deslocamento horizontal para

as estacas mencionadas e na Tabela 2.16 são apresentados os resultados obtidos

para as duas campanhas de ensaios, onde pode-se observar aumento significativo da

resistência do solo quando reforçado com solo cimento.

Tabela 2.16– Valores de capacidade de carga.

Ensaio Condição do

solo QuSSC do solo

original QuCSC do solo

reforçado QuCSC/ QuSSC

PC-1 Natural 13 29 2,23

PC-2 Natural 33 98 2,97

PC-3 Inundado 21 40 1,90

Fonte: Ferreira et al (2006)

Figura 2.30– Curvas acumuladas para a condição natural e melhorada do solo. (FERREIRA ET AL, 2006)

64

Ferreira et al. (2007) obteve, para estaca uma estaca apiloada, com o

reforço de solo cimento na camada superficial do terreno. Além do reforço do solo

superficial foi realizado também um bloco de coroamento na cabeça da estaca com

(40x40x35)cm, esta estaca já tinha sido ensaiada com carregamento horizontal e

vertical anteriormente por Ferreira et al (2002), mas sem nenhuma melhoria no

terreno. Foram realizadas três provas de cargas, com carregamento rápido, ou seja,

com o incremento de carga a cada 5 minutos sema estabilização das leituras. A

primeira e a segunda prova de carga foram feitas com a umidade natural do solo, a

terceira com a previa inundação do mesmo. Os valores de coeficiente de reação

horizontal apresentados na Tabela 2.17. Os resultados são muito discrepantes. O

valor obtido na segunda prova de carga (16MN/m³) deve ser analisados com algumas

ressalvas, uma delas é o comportamento elasto-plástico do solo, que causou

deslocamentos não recuperados no solo.

Tabela 2.17 – Dados dos ensaios realizados em Bauru

Intervalo utilizado

Tipo de estaca

Comprimento Diâmetro Condição

de inundação

Condição de reforço

Nh medio [MN/m³]

6-12mm Apiloada 7 0,25

Não Não 7,8

Não Não 1,6

sim Não 4,7

Não Sim 237

Não Sim 16

Sim Sim 38

Fonte: Ferreira et al (2007) e Ferreira et al (2002)

c) Ilha Solteira/SP

Em Ilha Solteira, num solo colapsível, situado na bacia sedimentar do

Paraná, de granulação fina e coloração avermelhada, sendo um solo arenoso com

teor variável de argila. Tal tipo de solo é representativo nas extensas áreas do estado

de São Paulo, apresentando uma estrutura muito erodível devido a sua alta

porosidade. (DEL PINO JUNIOR, 2002).

65

Menezes et al. (2005) para três estacas pré-moldada de concreto.. As

estacas têm seção transversal quadrada de 0,17m e 13m de comprimento. O

carregamento aplicado foi do tipo rápido, com incrementos de carga de 0,5 e 1kN a

cada cinco minutos.

A estaca A foi ensaiada apenas uma vez, num ciclo de carregamento de

incremento de carga de 0,5kN, a curva carga deslocamento pode ser vista na Figura

2.31(a). A estaca B teve três ciclos de carregamento e descarregamento, com

inclremento de carga de 1kN os dois primeiros com o solo natural, o terceiro com a

escavação e compactação do solo ao redor a curva cargaxdeslocamento pode ser

vista na Figura 2.31(b). A estaca C teve os dois primeiros ciclos com a condição

natural do solo e o terceiro ciclo com a pré inundação do solo, os três ciclos com

incremento de carga de 1kN, a curva carga deslocamento pode ser vista na Figura

2.31(c). Para o calculo do coeficiente de reação horizontal foi utilizada a expressão de

Alizadeh e Davisson (1963), e seus respectivos valores podem ser vistos na Tabela

2.18.

Figura 2.31– curvas carga deslocamento das estacas A, B e C (MENEZES ET AL 2005)

Tabela 2.18– Dados dos ensaios realizados em Ilha solteira por Menezes et al.

Intervalo utilizado

Ciclo Tipo de estaca

Condição de

inundação


Nh medio [MN/m³]

6-12mm

1° Pré-

moldada de

concreto

Não Não 1,131

2° Não Não 0,553

3° Não Sim 4,069

3° Sim Não 0,852

Fonte: Menezes et al (2005)

Del Pino (2003) obteve para quatro estacas escavadas tipo broca com o

topo livre com 0,32m de diâmetro e 8,71m de comprimento, com um sistema de reação

(a) (b) (c)

66

de duas estacas, onde uma é ensaiada enquanto a outra atua como sistema de

reação. Foi aplicado o Ensaio de carregamento tipo rápido com o tempo de incremento

de 15 minutos. Os descarregamentos foram realizados em quatros estágios, também

de 15 minutos cada estágio. Através dessa curva nota-se que até 41,2% do

carregamento os deslocamentos foram mínimos (1,1mm), já a partir dessa faixa de

carregamentos os deslocamentos foram muito altos (11 e 17mm). O ensaio foi

conduzido até deslocamento que não comprometesse estruturalmente a estaca, para

que a mesma pudesse ser reensaiada futuramente. Os valores de coeficiente de

reação horizontal estão apresentados na Tabela 2.19.

Tabela 2.19– Dados dos ensaios realizados em Ilha solteira por Del Pino Junior

Intervalo utilizado

Tipo de estaca

Comprimento [m] Diâmetro


Nh medio [MN/m³]

7-12mm Escavada 8,71 0,32 Não 8

Fonte: Del Pino Junior (2003)

.

Fioratti (2008) ensaiou duas estacas escavadas, de 0,32m de diâmetro e

10m de comprimento, sendo 8,71 embutido no solo. Foi executado um reforço

cilíndrico de diâmetro de 1m de solo cimento, o qual foi escolhido por ser de grande

praticidade executiva. O esquema da localização do reforço de solo cimento pode ser

visto na Figura 2.32

Figura 2.32- Posição do bloco de solo cimento (FIORATTI, 2008)

67

Com o objetivo de facilitar as analise a serem realizadas, foram plotados os

dados obtidos nos ensaios realizados com o reforço e comparando com os valores

obtidos para as mesmas estacas, mas sem o solo melhorado realizados por Del Pino

Junior (2003), tal gráfico é apresentado na Figura 2.33.

Figura 2.33- Gráfico curva cargaxdeslocamento (a) e para estacas ensaiadas com e sem reforço (FIORATI, 2008)

Os valores dos coeficientes de reação horizontal podem ser vistos na

Tabela 2.20 com seus respectivos intervalos de deslocamentos. O Autor concluiu que

a utilização de reforço de solo cimento é de grande importância para diminuir os

deslocamentos, aumentar o coeficiente de reação horizontal e diminuir e redistribuir

os esforços submetidos na estaca.

Tabela 2.20– Dados dos ensaios realizados em Ilha solteira por Fioratti

Intervalo utilizado

Tipo de estaca

Comprimento Diâmetro Condição de inundação


Nh medio [MN/m³]

4-10mm

Escavada 8,71 0,32

Não Não 12,3

Não Sim 38,5

7-12mm Não Não 8

Não Sim 19,5

Fonte: Fioratti (2008)

68

Em Del Pino et al (2002), foram realizadas duas estacas teste de 0,25m de

diâmetro e comprimento de 6m. Tanto para as estacas em estudo como para as

estacas teste foram realizados os ensaios em duas situações distintas, com a umidade

natural do solo e com a previa inundação do mesmo. Avaliou-se os valores do nh nas

duas condições do solo com a proposta por Matlock e Reese, no caso de cargas

horizontais aplicadas na superfície do terreno. Através do método de Matlock e Reese

foi obtido o valor médio do coeficiente nh, os valores de coeficiente de reação

horizontal estão apresentados na Tabela 2.21.

Tabela 2.21 – Dados dos ensaios realizados em Ilha solteira

Intervalo utilizado

Tipo de estaca


Nh medio [MN/m³]

4-10mm Escavada 6 0,25

Não 0,6

8-14mm Sim 0,14

Fonte: Del Pino Junior et al (2002)

Lemo et al. (2006) obteve para quatro provas de carga em estaca broca,

de 0,32m de diâmetro e comprimento de 10m. As estacas foram ensaiadas

concomitantemente, uma sendo a reação da outra, mas tomando-se as medidas de

deslocamentos para ambas. Foram carregamentos do tipo rápido, segundo a MB-

3472/91, com incrementos de carga a cada 15 minutos, o descarregamento foi

realizado em quatro estágios. Os seguintes valores de coeficiente de reação horizontal

estão apresentados na Tabela 2.22.

Tabela 2.22– Dados dos ensaios realizados em Ilha solteira

Intervalo utilizado

Tipo de estaca


Nh medio [MN/m³]

1,5-3,5mm Broca 10 0,32 Não 50

Fonte: Lemo et al (2005)

O valor de 50MN/m³, esse resultado está fora dos valores comuns para a

região de Ilha Solteira, pode-se explicar pelo intervalo de deslocamento utilizado (1,5-

3,5mm), onde um dos valores para o cálculo da média do nh pode estar próxima ao

pico da curva nh versus deslocamento. Como pode ser visto na Figura 2.34.

69

Figura 2.34- Curvas nh versus y (LEMO ET AL, 2005)

d) Londrina/PR

Em Londrina, no campo experimental de engenharia geotécnica da UEL -

Universidade Estadual de Londrina, onde o solo é contituido por solo residual de

basalto, onde o perfil de sobsolo é composto por uma camada superficial de solo

argiloso, poroso e colapsível, de consistência mole a média. Tem comportamento

laterítico, que pode em algumas situações de carregamento se comportar como um

solo arenoso, mesmo tendo em sua composição 80% de argila em sua composição

(ALMEIDA, 2008).

Miguel et al. (2001) obteve para quatro estaca escavadas perfuradas com

trado mecânico, ensaiadas em pare. Cada par de estacas foi submetida

primeiramente a um ensaio com a condição de umidade natural do solo, e

posteriormente ensaiadas com a inundação previa do solo. As provas de carga foram

realizadas com o carregamento do tipo rápido, com incrementos de carga de 15

70

minutos. A primeira prova de carga não foi conduzida de forma que não houvesse

deslocamento excessivos nem comprometesse a estrutura da estaca, para poder ser

realizados o recarregamento. Através desses ensaios foram obtidos os valores

médios de 6,8 e 2,1 MN/m³ para as condições natural e inundada, respectivamente.

Os seguintes valores de coeficiente de reação horizontal estão apresentados na

Tabela 2.23.

Tabela 2.23– Dados dos ensaios realizados em Londrina

Intervalo utilizado

Tipo de estaca

Comprimento [m] Diâmetro


Nh medio [MN/m³]


Não 6,8

12-18mm Sim 2,1

Fonte: Miguel et al (2001)

Almeida (2008), indaga a problemática de as estacas não levarem em conta

no dimensionamento a fissuração do concreto no fuste da estaca. Para nove estacas

estacas Strauss com diâmetro de 0,32m e 12m de comprimento, tendo armadura

constituída por três barras de aço e com sete barras de aço de 8mm em sua extensão,

no Campo experimental de Engenharia Geotécnica da Universidade Estadual de

Londrina. Enfatiza-se o fato de que, a segunda prova de carga, com a pre inundação

do solo pode ter resultados superestimados devido a possível densificação do solo na

parte posterior do solo, devido a ser um ensaio de recarregamento. Os seguintes

valores de coeficiente de reação horizontal apresentados na Tabela 2.24.

Tabela 2.24– Dados dos ensaios em londrina

Intervalo utilizado

Tipo de estaca


Condição de fissuração Nh medio [MN/m³]

6-12mm Strauss 3 barras de

aço

Não Não 4,5

Não Sim 7

12-18mm Sim Não 3

Sim Sim 5,5

6-12mm Strauss 7 barras de

aço

Não Não 5

Não Sim 7,5

12-18mm Sim Não 1,8

Sim Sim 2,3

Fonte: Almeida (2008)

71

e) Brasilia-DF

Jardim e Cunha (1998) apresentam para o solo de Brasília – Distrito

Federal, para quatro estacas escavada com trado mecânico de 0,5m de diâmetro e

10m de comprimento, três estacas raiz com diâmetro de 0,22 e 8m de comprimento e

uma estaca do tipo pré-moldada com diâmetro de 0,33 e 8,5 m de comprimento,

realizando a prova de carga tipo rápida, o obteve-se os seguintes valores de

coeficiente de reação horizontal apresentados na Tabela 2.25.

Tabela 2.25– Dados dos ensaios realizados em Brasilia

Intervalo utilizado

Tipo de estaca Comprimento [m] Diâmetro


Nh medio [MN/m³]


Não 32

12-18mm Sim 11

4-8mm Raiz 8 0,22

Não 65

12-18mm Sim 33

4-8mm Pré moldada 8,5 0,33

Não 9,8

12-18mm Sim 8,2

Fonte: Jardim e Cunha (1998)

É notória a redução dos valores do coeficiente de reação horizontal quando

há a inundação do solo, outro fator que pode ter diminuído o coeficiente de reação

horizontal no caso da estaca pré-moldada foi a previa destruição do solo pela

cravação. Os resultados também sugerem a diferença no comportamento de cada tipo

de estaca quando submetido a carregamentos horizontais e verticais. Obtendo por

retro análise as estacas pré-moldadas e escavadas tem valores de módulos de

elasticidade semelhantes, enquanto a estaca tipo Raiz levou maiores módulos retro

analisados.

f) Curitiba/PR

Cristian (2012) tem como foco de estudo, a simulação computacional, do

comportamento do sistema solo-estaca quando inundados através da utilização do

SAP2000, a estaca é modelada como um elemento de barra enquanto o solo é

72

representado por molas linearmente elásticas (hipótese de Winkler). Os coeficientes

de mola foram obtidos de três maneiras diferentes, pelo método de Terzaghi, Bowles

e com equações que correlacionam as propriedades elásticas do solo. Para o

desenvolvimento da pesquisa, foram utilizados dois tipos de materiais: concreto e

mista (camisa metálica preenchida de concreto), e quatro condições de solo: arenoso,

coesivo e dois solos estratificados). Para o solo arenoso foi utilizado o método de

Bowles pois a variação do módulo de reação horizontal foi o que mais se aproximou

ao comportamento esperado para solos não coesivos. Para o solo coesivo o método

de Vesic, pois o mesmo correlaciona os coeficientes da mole a as propriedades

elásticas do solo, tendo seus valores muito próximos com o método de Tersaghi.

Foram simulados dois tipos de carregamento o primeiro com cargas

verticais, horizontais e momento, e a segundo com carga horizontal e momento. Os

modelos reproduzidos no SAP200 mostraram que a atuação da carga vertical não

influencia o comportamento da estaca devido a carga horizontal. E a estaca mista

(camisa metálica preenchida de concreto) transfere uma tensão menor para o solo em

relação a estaca de concreto, isso se deve a sua maior rigidez.

Para o solo arenoso, os momentos fletores e os deslocamentos máximos

ficaram muito próximos dos valores obtidos através do método de Navdocks DM7

(método proposto pela Marinha Americana). O autor concluiu que o método clássico

da equação diferencial teve melhores resultados. O solo em estudo tem maiores

deformações horizontais, na ordem de 200% quando comparada com solos coesivos.

Os resultados do SAP200 mostram que as estacas em todas as condições simuladas

se comportaram como estacas flexíveis. (CRISTIAN, 2012)

g) Goiania/GO

Santos et al (2016) realizou modelagens numéricas com o software DIANA,

o qual é baseado nos métodos dos elementos finitos. Foram feitas análises com três

relações de L/D (comprimento relativo) e cinco perfis de solos distintos, sendo um solo

homogêneo e três tipos de solos estratificados. Observou-se que o momento resistido

e os deslocamentos ocasionados pelo carregamento tem ligação direta com o tipo de

solo utilizado, ou seja, não é apenas o modulo de elasticidade da estaca que define o

73

seu comportamento, mas também o modulo de elasticidade das camadas mais

superficiais do solo. É nítido, pelos ensaios realizados, que existe um comprimento

critico, e os comprimentos maiores que esse comprimento critico não alteram os

resultados dos deslocamentos. As estacas classificadas como curtas se comportam

como um elemento rígido, sem que haja flexão da mesma, enquanto que as estacas

longas apresentam um engastamento no solo a partir de uma certa profundidade.

Os momentos gerados, independente do diâmetro da estaca, pois

conforme a resistência do solo aumenta os momentos tendem a diminuir. Os formatos

para ambos os casos são semelhantes, indicando que as camadas mais resistentes

de solo têm maior efeito sobre os momentos interno do que a própria rigidez da estaca.

Pode-se afirmar também que quanto menor a deformabilidade do solo, mais próximo

à superfície acontecerá o engastamento da estaca. A primeira camada do solo (de 0

a 30% do tamanho da estaca) tem influência no comportamento da mesma.

h) Porto Alegre e Passo Fundo/RS

Em Porto Alegre/RS, Faro (2014) tem como estudo o comportamento do

sistema estaca-solo, e busca compreender melhor o efeito do reforço do solo na

camada superficial, para tal foi estabelecido um modelo de previsão da capacidade

de cargo do sistema quando submetido a esforço horizontal. Foram realizados ensaios

de campo, simulações numéricas tridimensionais, utilizando estacas curtas e longas

(pela relação comprimento por diâmetro L/D) nessa etapa foi utilizado o Software

Abaqus®.

Foram feitos ensaios de caracterização (resistência a compressão simples

e diametral) do solo a ser executado (solo com 3 e 7% de cimento) no campo

experimental do centro de tecnologia da faculdade de Engenharia civil e Arquitetura

no município de Passo Fundo. O Solo desse campo experimental é residual de

diabásio e arenitos. Na Tabela 2.26 Podem ser vistas as especificações das estacas

e do solo superficial, essas estacas são do tipo escavadas com trado rotativo. Para

cada configuração de estaca foram executadas duas estacas iguais, uma reagindo

contra a outra, num ensaio simultâneo obtendo os deslocamentos de ambas.

74

Tabela 2.26 – Notação e geometria de cada ensaio

Estacas Quantidade % de

cimento L [m] D [m] L/D

Nat_1 1 - 3 0,6 5

Nat_2 1 - 8 0,4 20

Nat_3 1 - 6 0,3 20

Cim_1 6 7 8 0,4 20

Cim_2 6 7 3 0,6 5

Cim_3 2 3 3 0,6 5

Fonte: Faro (2014)

Sendo: D- Diâmetro da estaca, L a sua profundidade

Para as dezoito estacas rígidas (L/D menor que cinco) foram utilizados

trilhos de trem TR37, e para as dezesseis estacas flexíveis trilhos TR45. Como pode

ser visto na Figura 2.35.

Figura 2.35– Seção transversal da estaca (FARO, 2014)

Teve-se como objetivo a análise gráfica e matemática das simulações

numéricas. Busca-se também identificar os parâmetros geométricos e geotécnicos,

tanto da estaca como do solo tratado para poder fazer o projeto da forma mais

eficiente e otimizada. Observou-se que o diâmetro da estaca tem grande influência na

capacidade de carga horizontal. A utilização de solo cimento, de formato radial,

aumenta muito capacidade de carga horizontal do sistema solo-estaca, e a

profundidade do tratamento do solo, esse efeito ocorre até duas vezes o diâmetro da

estaca, após essa profundidade o efeito não é tão significativo.

Constatou-se que estacas com L/D inferior a sete comportam-se como

estruturas rígidas, ou seja, apresentam rotação quando submetidas a carregamento

horizontal, e seu ponto de rotação é aproximadamente quatro vezes o diâmetro. E o

75

comportamento de sua deformada não é influenciada pelo reforço da camada

superficial. Por sua vez, fundações com L/D maiores que sete, se comportam como

estruturas flexíveis, observando-se flexão quando submetidas a carregamento

horizontal, nesse caso a profundidade em que a estrutura passa a ter deslocamentos

horizontais nulos, dependerá da rigidez do material e do nível de carga imposta sobre

ela, ocorrendo esse ponto aproximadamente cinco a sete vezes o diâmetro.

O uso de trilhos metálicos se revelou uma grande utilidade para projetos de

engenharia geotécnica, contribuindo com a sustentabilidade, e uma economia

significante quando comparado aos perfis de aço. Para as estacas com o reforço de

solo cimento com 7% como o de 3%, o solo se comporta de forma rígida, fissurando

o solo natural em sua frente até que tenha o aparecimento de fissuras a 45°, seguidas

de outra fissura alinhada com a direção do carregamento ocasionadas por causa da

compressão.

Faro (2014) concluiu que, independentemente do tipo de fundação, seja ela

rígida ou flexível, a metodologia semi empírica apresentou-se uma boa ferramenta

para previsão da capacidade de carga horizontal última, tanto para solo natural como

para solo tratado, tendo resultados muito próximos ao obtido em campo, e a favor da

segurança.

Em outra pesquisa, Born (2015) fez um estudo, utilizando simulações

computacionais com elementos finitos, a respeito do efeito de grupo em estacas

carregadas horizontalmente com o solo natural e com o melhoramento do solo. O

autor citado busca definir um modelo numéricos que se adeque as características

geotécnicas, através do software Abaqus®, e assim recriar modelos já ensaiados por

Faro (2014) como calibração do mesmo, utilizando a geometria da estaca com

diâmetro de 0,4m e 8m de comprimento, e realizou-se uma retro análise. Para não ter

dados tendenciosos por utilizar apenas uma base para os parâmetros da calibração,

foram utilizadas, para a variação do modelo, o trabalho de Huang et al (2001). Após a

calibração foi realizada a simulação de duas estacas, variando seu espaçamento entre

eixos de duas a dez vezes o diâmetro, e aplicando o melhoramento da camada

superficial (nas propriedades do solo inseridas no software) com solo cimento, tendo

como distância entre as estacas 3xD, variou-se também a coesão do material,

76

simulando diferentes teores de cimento, foram utilizados os valores de 300,100 e

50kPa.

Como conclusões da pesquisa foi averiguado que nas condições de solo

natural, com as dimensões de Faro (2014) o software tem bom resultado, ficando

próximo dos dados reais. Nas simulações onde o espaçamento entre as estacas

variavam, notou-se que o efeito de grupo é reduzido quando o espaçamento supera 6

vezes o diâmetro, porém não há efeito nenhum de grupo quando o espaçamento é de

dez vezes o diâmetro. Como esperado, a inserção de uma camada de solo cimento

mostrou expressiva melhora do comportamento solo-estaca, em todas as

composições estudadas. Constatou-se que, o comportamento da estaca carregada

lateralmente tem como principal variável é a rigidez do material no topo da estaca,

influenciável até 3 vezes o diâmetro. Mesmo com a coesão, do reforço de solo

cimento, a melhoria do sistema solo-estaca foi satisfatória. Tendo o conhecimento do

comportamento da deformação de uma estaca carregada lateralmente, quando

utilizado o reforço no solo com o solo cimento, pode-se otimizar esse recurso,

dimensionando o volume e resistência da camada com maior aproveitamento de suas

propriedades. (BORN, 2015)

Em outra pesquisa distinta, Lautenschläger (2010),tem como objetivo

desenvolver um método para obter a capacidade de carga de estacas considerando

a coesão dos solos, bem como o estudo da melhoria do solo superficial. A análise é

baseada no software Abaqus®, para as condições do solo natural, compactado e

reforçado com solo cimento. A partir dos resultados pode-se analisar a influência de

cada parâmetro de entrada no sistema solo-estaca. Os parâmetros que mostraram

maior influência no sistema foram módulo de Young, ângulo de atrito interno e coesão.

Com as simulações realizadas percebeu-se que para as estacas longas de mesmo

diâmetro a profundidade que se encontra o maior nível de tensão não varia muito,

indicando que a partir de certa profundidade o aumento do comprimento da estaca se

torna insignificante em termos de resistência lateral. A partir das análise dos isovalores

de tensão e os deslocamentos do solo pode-se identificar a área mais solicitada pelo

carregamento horizontal, indicando onde poderiam ser realizadas melhorias na

estaca.

77

i) Natal/RN

Há também um estudo realizado, em Natal, onde foram compactadas duas

regiões, A e B, respectivamente com Dr= 45% a outra com Dr=70%, foram realizadas

três provas de carga para cada condição de compactação. Com essa diferença de

compactação do solo superficial pode-se notar a influência que o solo superficial tem

no comportamento de estacas submetidas a esforços horizontais. Araújo (2013)

ensaiou nessas duas regiões estacas tipo hélice contínua (HC) com 0,6m de diâmetro

e 10m de comprimento, e quatro estacas metálicas (EM) seção H com dimensão de

315x315mm, com comprimento de 6 m, sendo 4,5m enterrados e 1,5 exposta. A

locação das estacas mencionadas podem ser vistas na Figura 2.36.

Figura 2.36 – Locação das estacas (adaptado de ARAUJO, 2013)

As estacas foram ensaiadas em pares, tomando os deslocamentos

simultâneos das mesmas tanto na base quanto no topo (Figura 2.37), os ensaios

foram realizados com o carregamento do tipo rápido, mantendo cada estágio por cinco

minutos, com leituras de deslocamento a cada um minuto. Os resultados obtidos do

coeficiente nh estão nas tabelas 2.27 e 2.28.

300cm 150cm

215,5

cm

211,5

cm

212cm

152,0

4cm

Hélice Contínua -1

D=0,6m

L=10m

Hélice Contínua -2

D=0,6m

L=10mEstaca Metálica -2

315,5x31,5

L=6m

Estaca Metálica -1

315,5x31,5

L=6m

Estaca Metálica -3

35,5x16

L=6m

Estaca Metálica -4

35,5x16

L=6m

78

Figura 2.37- Especificação da localização da base e do topo (adaptado de ARAUJO, 2013)

Tabela 2.27 - Valores de nh determinados na região A - compactação de 45%

Estaca nh (MN/m³)

y0=6mm y 0=9mm y 0=12mm

Hélice contínua -1 51,4 34,9 23,4

Hélice contínua -média

61,8 37,2 28,5


Metálica 1 e 2- base 21,9 17,7 14,4

Metálica 1 e 2- topo 16,6 13,7 11,8

Metálica 3 e 4- base 27,4 22,3 19,4

Metálica 3 e 4- topo 20,1 17,3 15,4

Fonte: Araujo (2013)

Tabela 2.28- Valores de nh determinados na região B - compactação de 70%

Estaca nh (MN/m³)

y0=6mm y 0=9mm y 0=12mm


Hélice contínua -média

139,0 105,9 -

Hélice contínua -2 210,5 - -

Metálica 1 e 2- base 57,4 54,5 49,0

Metálica 1 e 2- topo - 37,7 35,6

Metálica 3 e 4- base 132,5 103,4 -

Metálica 3 e 4- topo 76,1 65,1 55,0

Fonte: Araujo (2013)

TOPO

BASE

50cm

120cm

79

2.12 Campo experimental

O campo experimental de mecânica dos solos e fundações da Faculdade

de Engenharia Agrícola foi implantado na década de 1990, realizando-se os primeiros

ensaios de campo e laboratórios. O mesmo situa-se no campus da Universidade

Estadual de Campinas ao lado do Laboratório de ensaios de Materiais da Faculdade

de Engenharia Agricola. O subsolo é composto por um solo argilo-siltoso, laterítico,

coluvionar e colapsível, comum em quase 15% da região de Campinas/SP.

No campo experimental foram realizados ensaios de campo, ensaios

laboratoriais e provas de carga em estacas. Albuquerque (1996) apresenta ensaios

de campo e laboratoriais realizados. Miranda Junior (2006) apresenta resultados de

provas de carga com carregamento horizontal realizados em diversos tipos de

estacas. Assim como Zammataro (2007) em estaca escavada e hélice contínua,

Miguel et al. (2008) como outros diversos autores.

A Figura 2.38 apresenta a locação das diversas estacas e os ensaios de

campo do campo experimental FEAGRI – UNICAMP.

Figura 2.38– Locação de estacas e ensaios de campo no campo experimental de mecânica dos solos e fundações – FEAGRI

9,2

13,25

19,65

11,1

LABORATORIO DE MATERIAIS

DE CONSTRUÇÃO FEAGRIESTACA METÁLICA

P2

L=18m

P1

L=12m

ESTACA HÉLICE CONTÍNUA

SPT-T

4,8

4,8

NSP 27SP 26SP 24 SP 28

4,8

4,8

80

Na Figura 2.39 podemos ver as resultados dos ensaios de SPT para os

pontos 24, 26, 27 e 28.

Figura 2.39 – Perfil geológico e geotécnico com sondagens SPT (CURY FILHO,

2016)

Na Tabela 2.29 podem ser vistos os valores médios calculados de SPT

para os pontos 24, 26, 27 e 28.

81

Tabela 2.29- Resumo dos resultados obtidos nos ensaios de SPT-T

Profundidade [m]

SP - 24 SP - 26 SP - 27 SP - 28 MÉDIA

N TMAX TRES N TMAX TRES N TMAX TRES N TMAX TRES N TMAX TRES

1 4,9 6 4 4 1 0 5,4 3 1 4,2 3 1 4,55 3 1

2 4 6 4 4,6 2 1 5 4 2 3 3 2 4,3 3,5 2

3 3,9 5 3 4,9 2 1 4,9 3 1 2,9 2 1 4,4 2,5 1

4 4,5 6 4 5 3 2 5,4 4 2 5,5 2 1 5,2 3,5 2

5 5 6 3 5 4 2 5,2 3 2 5 3 2 5 3,5 2

6 7 6 4 8 5 2 8 4 3 7 8 4 7,5 5,5 3,5

7 9 9 6 9 6 2 9 8 4 7 7 4 9 7,5 4

8 10 10 5 7,1 9 6 11 11 5 9 10 5 9,5 10 5

9 7,8 12 8 9 11 4 11 10 6 10 11 5 9,5 11 5,5

10 6,5 10 6 12 16 11 13 13 9 12 12 6 12 12,5 7,5

11 8 12 9 18 20 16 14 16 13 13 15 8 13,5 15,5 11

12 16 17 13 17 22 16 16 20 17 14 19 12 16 19,5 14,5

13 15 16 11 15 20 13 19 21 15 14 20 16 15 20 14

14 15 18 13 18 23 15 18 19 15 11 15 7 16,5 18,5 14

15 16 20 15 16 18 14 15 18 16 12 16 9 15,5 18 14,5

16 17 21 14 14 17 12 18 20 18 11 17 10 15,5 18,5 13

17 20 25 20 15 19 13 20 19 17 9 15 9 17,5 19 15

18 20 27 21 25 30 18 20 21 17 11 17 10 20 24 17,5

19 45 68 - 29 33 19 15 25 20 12 18 10 22 29 19

20 34 70 - 23 23 18 35 70 - 31 38 25 32,5 54 21,5

21 20 20 16 22 25 21 29 65 - 76 67 - 25,5 45 18,5

22 18 18 14 24 24 20 22 30 24 26 65 - 23 27 20

Fonte: Adaptado de Cury Filho (2016)

82

Formação geológica

A formação geológica do campo experimental é constituída por magmáticos

básicos, com ocorrência de rochas intrusivas básicas da formação da Serra Geral,

que constitui parte do Grupo São Bento, com predominância da rocha de Diabásio, o

qual cobre 98% da região de campinas, ou seja, 14% de sua área total, um esquema

pode ser visto na Figura 2.40. Na Figura 2.41 é mostrada a potencialidade de

ocorrência de perfis semelhantes a este mencionado.

Figura 2.40 – Perfil geológico da Unicamp (ZUQUETE, 1987, modificado por CURY FILHO, 2016)

83

Figura 2.41 – Regiões com potencialidade e ocorrência do perfil (GIACHETI, 1991 modificado por CURY FILHO, 2016)

Características geotécnicas

De acordo com Cavalcante et al (2007) a formação do solo da região

apresenta predominância de Diabásio, com porosidade em cerca de 60%. No campo

experimental, a primeira camada sofreu processos de intemperização, o que pode ser

84

um dos motivos da alta porosidade. No perfil geotécnico pode-se perceber as distintas

camadas sendo a primeira de argila arenosa de alta porosidade ao longo dos seis

primeiros metros, seguida de uma pequena camada de silte argiloso, e solo residual

de Diabásio até os 20m. O nível de agua é encontrado aos 17m de profundidade

Ensaios de campo e laboratório

Os ensaios de laboratório foram realizados em amostras retiradas do

campo experimental FREAGRI por Albuquerque (1996), Monacci (1995) e Giacheti

(1991), analisando-se respectivamente os parâmetros de resistência, colapsibilidade

e compressibilidade. Apresentam-se na Figura 2.42 as características médias do

subsolo até 16m de profundidade. Nos primeiros 6 metros há um solo com alta

porosidade, portanto com baixa capacidade de carga, influenciando diretamente em

seu comportamento quando submetido a esforços horizontais. Informações

detalhadas do subsolo, a cada metro, podem ser encontradas em Miranda Junior

(2006).

85

Figura 2.42– Perfil geotécnico – Valores Médios, adaptado de Albuquerque, (2001)

0,0

6,0

6,5

14,0

16,0

Argila Silto-Arenosa de alta porosidade,

marrom avermelhado.

Areia fina e media Argilo-siltosa

marrom amarelada

Silte Argilo-Arenoso,variegado,

solo residual

Silte Argilo-Arenoso, variegado,

solo residual

S=27,7+s.tg30° KPa

nat= 13,6 kN/m³

w= 23,8 %

e= 1,72

n= 63 %

k= 10-4 cm/s

N/30cm=4,0

qc= 2,35 mPa (CPTU)

fs= 26,58 kPa (CPTU)

E=3460 KPa

Tmáx= 2,59 kgf.m

Tmín= 1,19 kgf.m

N/30cm=7,3

qc= 2,07 mPa (CPTU)

fs= 133,41 kPa(CPTU)

E=23430 kPa

Tmáx= 8,63 kgf.m

Tmín= 5,97 kgf.m

S=58,7+s.tg22° KPa

nat= 15,5 kN/m³

w= 30,3 %

e= 1,52

n= 60 %

S=66,0+s.tg20,60° KPa

nat=16,5 kN/m³

w= 36,0 %

e= 1,51

N/30cm= 8,0

qc=1,85 MPa (CPTU)

fs= 88,18 kPa (CPTU)

E=27183 kPa

n= 60%

NA-não encontrado

Sendo: S=Equação de resistência-ensaio triaxial; nat=Densidade natural do solo;

w=Teor de umidade; e=Índice de vazios; n=Porosidade; µ=Coeficiente de Poisson;

N=Média do NSPT; qc=Resistência de ponta média; fs=Atrito lateral médio; E=Módulo

de Deformabilidade; T=Média do torque. K= Coeficiente de permeabilidade

86

3 MATERIAIS E MÉTODOS

Para a elaboração de projetos técnicos são geralmente utilizados métodos

semiempíricos para a previsão de capacidade de carga, buscando estimar o

comprimento das estacas. Definidos então o tipo de estaca e o seu diâmetro, pode-se

obter o comprimento da estaca, por algum método consagrado na prática no qual está

implícita capacidade de carga do sistema solo-estrutura, isso para cada furo de

sondagem.

Neste trabalho serão estudados os perfis de aço, que se enquadram na

classificação de pequeno deslocamento. Com comprimento de 12 e 18m de

comprimento e seção transversal I de bitola W 250 x 32,7 (mm x kg/m).

3.1 Execução do ensaio

Utilizou-se perfil estrutural Gerdau na forma I, com 12m de comprimento,

bitola W 250 x 32,7 (mm x kg/m), Momento de Inércia Ix= 4937 cm4, Módulo de

Elasticidade E= 205000 mPa e Área= 42,1 cm2, com as dimensões apresentadas na

Figura 3.1.

Figura 3.1– Perfil metálico utilizado - medidas em mm de acordo com Gerdau (2015)

9,1

146

258

220

6,1

23

9,8

9,1

87

Recomendações da norma NBR 12131/2006

A prova de carga estática é regida pela NBR 12131/2006 e ela consiste

basicamente na aplicação de cargas conhecidas no topo da estaca, com sucessivos

incrementos de carga, estes devendo ser iguais (chamados estágios de

carregamento).

Para provas de carga horizontais, concomitante com os incrementos de

carga, os deslocamentos horizontais da estaca são monitorados em deflectômetros,

posicionados de forma simétrica, próximo ao topo da estaca, os mesmos devem estar

fixados em uma viga de referência.

No sistema de reação para aplicação da carga são utilizados um ou mais

macacos hidráulicos que atuam contra um sistema de reação, composto por uma ou

mais estacas, o qual é construído ao lado da estaca em estudo e dimensionado para

atender a carga estimada para o ensaio. O carregamento é controlado com o emprego

de uma célula de carga, devidamente calibrada, a qual é posicionada entre a estaca

e o sistema de reação.

A prova de carga pode ser realizada com carregamento lento, rápido ou

misto. O carregamento lento deve ser realizado em incrementos iguais, que não deve

passar de 20% da carga de trabalho prevista. Em cada estágio a carga deve ser

mantida até que os deslocamentos se estabilizem e no mínimo por 30 minutos. Em

cada estágio os deslocamentos devem ser lidos os deslocamentos nos decorridos

dois, quatro, oito, quinze e trinta minutos, uma, duas, três, quatro, cinco horas e assim

sucessivamente até a estabilização das leituras. A estabilização está atendida quando

em duas leituras consecutivas a diferença for de apenas de 5%.

No carregamento rápido a carga aplicada não deve ser superior a 10% da

carga de trabalho prevista. Em cada estágio a carga é aplicada e mantida por 10

minutos, independentemente da estabilização dos deslocamentos. Em cada estágio

de carregamento registram-se obrigatoriamente as leituras iniciais e finais. Ao ser

alcançada a carga máxima devem ser feitas leituras a dez, trinta, sessenta e cento e

vinte minutos. Para o descarregamento devem ser feitos ao menos cinco estágios,

cada um mantido por dez minutos.

88

O carregamento misto é o carregamento lento seguido do carregamento

rápido. Neste processo os carregamentos são realizados em incrementos lentos até

que se atinja 1,2 da carga de trabalho, e após isso seguem-se as diretrizes do ensaio

de carregamento rápido.

Execução das Provas de Carga

As estacas foram ensaiadas individualmente contra um sistema de reação

composto por uma ou mais estacas, utilizando um cilindro hidráulico, tendo os

carregamentos controlados através de uma célula de carga de 200kN. O sistema de

aplicação da carga foi composto por uma célula de carga (Figura 3.2 e 3.8), calibrada

em prensa hidráulica através de um indicador de deformação. O indicador de

deformação possibilitou a aplicação constante da pressão exercida pelo macaco

hidráulico. Esse sistema de reação aplica a carga em uma chapa rígida entre o

sistema e a estaca. Todo esse sistema foi montado numa cava de 40cm de

profundidade. Os deslocamentos horizontais foram medidos por três relógios

comparadores mecânicos (Figura 3.6 e 3.7), com precisão de 0,01mm, um localizado

em seu topo e dois paralelos ao ponto de aplicação das cargas. Os relógios

comparadores foram instalados em uma viga de referência (Figura 3.35)

Para a aplicação das provas de carga da primeira estaca, utilizou-se como

reação uma estaca hélice contínua de 0,40m de diâmetro instalada a 2,18m da estaca

metálica. Apresentam-se na Figura 3.2 os detalhes da montagem da prova de carga.

89

Figura 3.2– Detalhes da montagem da prova de carga da primeira estaca (medidas

em cm)

O sistema de reação foi preparado para que as cargas fossem transmitidas

da melhor maneira possível, evitando excentricidades e sub dimensionamentos.

Portanto foi realizado com uma viga metálica, apoiada na estaca de reação, tendo sua

face escareada para que ficasse o mais aplainado possível em sua superfície de

contato com a viga de reação (Figura 3.3 e Figura 3.4)

Realizaram-se duas provas de carga na mesma estaca seguindo-se as

prescrições da ABNT-NBR-12131/2006. A primeira prova de carga foi com

carregamento lento, com incrementos de carga de 2,5kN, até se atingir a carga de

70kN. Portanto, com um total de 28 estágios de carregamento. O incremento de carga

foi especificado baseando-se em experiências regionais, admitido-se que a estaca

metálica teria um deslocamento de 12mm próximo as 50kN.. A segunda prova de

carga foi com carregamento rápido, com incrementos de carga de 5kN a cada 5

minutos, até atingir-se a carga de 90kN. Portanto, com um total de 18 estágios de

carregamento.

40

ESTACA DE REAÇÃO

PERFIL METÁLICO

MACACO HIDRÁULICO

CÉLULA DE CARGA - 200KN

ESTACA METÁLICA W 250X32,7EXTENSÔMETRO

VIGA DE REFERÊNCIA

50 161

7

25

90

Na segunda estaca a prova de carga foi executada de forma semelhante à

primeira prova de carga, com incrementos de carga de 2,5kN, até se atingir a carga

de 30kN. Portanto, com um total de 12 estágios de carregamento. O processo de

inundação ocorreu em 72horas com a alimentação da mesma por uma mangueira

com um fluxo de agua constante suficiente para permear sem que houvesse uma

lamina de agua muito espessa, possibilitando uma infiltração constante. Os

coeficientes de permeabilidade deste solo em seu estado natural e compactado

situam-se na faixa de 5x10-4cm/seg e 5x10-7cm/seg, respectivamente. Pelo fato da

inundação do solo deixar o solo praticamente sem resistência, foi admitido, que a

segunda estaca não aguentaria 50% suportada na primeira prova de carga, estimado

então um deslocamento de 18mm para a carga de aproximadamente 35kN.

Figura 3.3– Detalhes do escareamento da estaca de reação

Figura 3.4– Detalhes da estaca de reação

91

Figura 3.5– Detalhes da montagem da prova de carga da primeira estaca

Figura 3.6– Detalhes dos relógios comparadores na estaca em solo

92

Figura 3.7– Detalhes dos relógios comparadores na estaca em solo inundado

Figura 3.8– Detalhes dos relógios comparadores na estaca com bloco de coroamento

93

3.2 Análise

A partir dos resultados numéricos obtidos através das provas de carga,

pode-se montar as curvas carga versus deslocamento horizontal. A partir desses

resultados calculou-se o valor de nh para cada carga aplicada e seu deslocamento

horizontal correspondente, através da equação de Matlock e Reese (1961).

Construiu-se a curva coeficiente de reação horizontal (nh) versus

deslocamento horizontal (y0), obtendo-se um valor de nh médio para um intervalo de

deslocamentos entre 4,4mm a 8,1mm para o solo em seu estado natural de umidade

e um intervalo de 5,2mm a 7,7mm para o solo pré-inundado, escolheu-se esses

intervalos por serem os intervalos reais de ensaio.

Para uma análise mais geral foram interpolados os valores para ambas

condições de solo e foram interpolados os valores de 6-12mm, pois todas as

pesquisas até então obedecem esse intervalo, apenas a primeira prova de carga foi

utilizado o intervalo mais próximo, de 11,47mm.

94

4 RESULTADOS E ANÁLISES

São apresentados a seguir os resultados das provas de carga e análises

feitas através do ensaio SPT e proposições teóricas.

4.1 Curva Carga x Deslocamento Horizontal

Apresentam-se na Figura 4.1 os resultados de carga versus deslocamento

horizontal, obtidos para a primeira e segunda prova de carga. Na Figura 4.4 são

apresentados os resultados obtidos para a terceira prova de carga, a qual foi efetuada

a pré inundação do solo.

Na primeira prova de carga, com o solo em sua condição natural, observa-

se a recuperação de 71% dos deslocamentos após o primeiro descarregamento e a

recuperação de 85% dos deslocamentos referentes ao segundo carregamento. O

deslocamento não recuperado do primeiro carregamento foi de 3,33mm e o do

segundo carregamento foi de 2,85mm, conduzindo a um deslocamento acumulado de

6,18mm após o segundo carregamento.

Para o segundo carregamento, para um mesmo valor de carga do primeiro

carregamento, os deslocamentos são consideravelmente superiores. Para o segundo

carregamento, para 50% da carga máxima do primeiro carregamento (35kN), o

deslocamento foi de 6,33mm (9,66mm considerando o não recuperado do primeiro

carregamento). No primeiro carregamento o deslocamento para 35kN foi de 2,75mm,

2,3 vezes menor que o ocorrido no segundo carregamento.

Foi realizado o segundo carregamento na mesma estaca para analisar o

comportamento das curvas em comparação uma com a outra. No segundo

carregamento, após a carga máxima do primeiro carregamento, há uma indicação de

continuidade da curva do primeiro carregamento.

95

Figura 4.1– Curvas carga horizontal versus deslocamento - solo em condição natural

Na Figura 4.2 é apresentado o gráfico de rigidez, o qual tem o

comportamento esperado, tendo uma linha que tendência com uma possível ruptura

em 90kN. Já na Figura 4.3 observa-se uma curva indicando claramente um

recarregamento até a carga de 70kN, sem mostrar uma linha de ruptura.

Figura 4.2– Gráfico de rigidez - solo em condição natural – carregamento lento

0,0

2,5

5,0

7,5

10,0

12,5

15,0

17,5

20,0

22,5

25,0

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75 80 85 90 95

Des

loca

men

to -

mm

Carga Horizontal - kN

Carregamento horizontal Lento Carregamento horizontal rapido

0

5

10

15

20

25

0 20 40 60 80 100

Rig

idez

Carga

96

Figura 4.3– Gráfico de rigidez - solo em condição natural – carregamento rápido após carregamento lento

Já para a estaca em que o solo foi pré-inundado, os deslocamentos foram

significativamente maiores que o não inundado, o que influencia de forma direta os

valores do coeficiente de reação horizontal. Observa-se a recuperação de 65% dos

deslocamentos após o primeiro descarregamento como mostra a Figura 4.4.

Figura 4.4– Curvas carga horizontal versus deslocamento – solo pré inundado

0

1

2

3

4

5

6

0 20 40 60 80 100

Rig

idez

Carga

0,0

5,0

10,0

15,0

20,0

25,0

30,0

35,0

40,0

0 5 10 15 20 25 30 35 40

De

slo

cam

en

to (

mm

)

Carga Horizontal ( kN )

97

Na Figura 4.5 temos o gráfico de rígida com a condição de inundamento do

solo, mostra que conforme o carregamento é aplicado a rigidez aumenta

progressivamente, mostrando que inicialmente o solo não tinha uma resistência, mas

conforme o solo foi compactado.

Figura 4.5– Gráfico de rigidez - solo pré inundado

No terceiro carregamento, com o bloco de coroamento, os deslocamentos

foram significativamente menores que os deslocamentos em solo natural, para o

mesmo nível de carregamento, o que influência de forma direta os valores do

coeficiente de reação horizontal. Observa-se a recuperação de 21% dos

deslocamentos após o descarregamento como mostra a Figura 4.6. e é apresentada

a Curva de rigidez na Figura 4.7.

0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

1

0 5 10 15 20 25 30 35

Rig

idez

Carga

98

Figura 4.6– Curvas carga horizontal versus deslocamento – com bloco de coroamento

Figura 4.7– Gráfico de rigidez – com bloco de coroamento

Uma visão geral dos deslocamentos em cada situação pode ser visto na

Figura 4.8. Sendo as curvas do carregamento horizontal lento, do carregamento

horizontal rápido e com bloco de coroamento uma estaca de 12m e a com pré

inundação do solo uma estaca de 18m.

0,0

2,5

5,0

7,5

10,0

12,5

15,0

17,5

20,0

22,5

25,0

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 180 190

De

slo

cam

en

to (

mm

)

Carga Horizontal ( kN )

0

20

40

60

80

100

120

140

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200

Rig

idez

Carga

99

Figura 4.8– Curvas carga horizontal versus deslocamento

4.2 Valor do Coeficiente de Reação Horizontal

Neste item serão explorados os dados dos ensaios de Nspt e das provas

de carga, sendo analisado respectivamente o coeficiente de reação horizontal pelas

correlações empíricas de Decourt (1991), assim como a obtenção do coeficiente de

reação horizontal através do ensaio de prova de carga da estaca.

Obtenção de nh por prova de carga estática horizontal - Matlock e Reese

(1961)

Com os valores de cargas aplicadas (PH), deslocamento horizontal para

cada carga (yO), momento de inércia (I) e módulo de elasticidade da estaca, utilizando-

0,02,55,07,5

10,012,515,017,520,022,525,027,530,032,535,037,5

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 180 190

Des

loca

men

to -

mm

Carga Horizontal - kN

Curva carga horizontal versus deslocamento

Carregamento horizontal Lento Carregamento horizontal rapido

com pre inundação do solo com bloco de coroamento

100

se a expressão de Matlock e Reese (1961), Equação 6.1, obteve-se a curva

coeficiente de reação horizontal, nh (eixo das ordenadas) por yO (eixo das abscissas).

𝑛ℎ = 4,42.(𝑃𝐻)5 3⁄

(𝑦0)5 3⁄ . (𝐸𝐼)2 3⁄ Equação 2.9

Apresentam-se na Figura 4.9 a curva dos coeficientes de reação horizontal

calculados para o carregamento lento, os valores utilizados para a confecção do

gráfico podem ser vistas na Tabela 4.1.

Tabela 4.1 - Valores de nh para os respectivos deslocamentos

Nh [MN/m³] 12,8 11,69 10,02 8,95 8,12 7,8 7,74 6,98 6,33 5,79 4,82 4,4 4,2 4,21

Yo [mm] 3,3 3,77 4,4 4,9 5,5 5,94 6 (*) 6,66 7,38 8,1 9,44 10,36 11,1 11,47

(*)Valores interpolados

Figura 4.9– Curva coeficiente de reação horizontal versus deslocamento horizontal – carregamento lento com solo em condição natural

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

0 2 4 6 8 10 12 14

Curva nh versus deslocamento horizontal - 1o

Carregamento

nh

(M

N/m

3)

Deslocamento horizontal y0 (mm)

101

Na Figura 4.10 é apresentada a curva dos coeficientes de reação horizontal

calculados para o carregamento em solo pré inundado, os valores utilizados para a

confecção do gráfico podem ser vistas na Tabela 4.2.

Tabela 4.2- Valores de nh para os respectivos deslocamentos

Nh [MN/m³] 1,33 1,61(*) 2,18 2,78 2,80(*) 2,81 2,92 2,91(*) 2,90 3,07 2,94 3,06 3,20 3,31

Yo [mm] 5,18 6(*) 7,68 9,98 12(*) 13,20 16 18(*) 19 22 26 28 31 33 (*)Valores interpolados

Figura 4.10– Curva coeficiente de reação horizontal versus deslocamento horizontal – carregamento lento com solo inundado

Na Figura 4.11 apresenta-se a curva dos coeficientes de reação horizontal

calculados para o carregamento com o bloco de coroamento. Os valores utilizados

para a confecção do gráfico são apresentados na Tabela 4.3.

0,00

1,00

2,00

3,00

4,00

5,00

6,00

7,00

8,00

9,00

10,00

0,00 5,00 10,00 15,00 20,00 25,00 30,00 35,00

Curva nh versus deslocamento horizontal - pré inundado

nh

102

Tabela 4.3- Valores de nh para os respectivos deslocamentos

Nh [MN/m³] 74,1 61,9 50,7 43,7 35,2 30,7 33,5(*) 22,1 18,1 14,7 16,1(*) 13,2 11,1

Yo [mm] 1,7 2,3 2,9 3,6 4,5 5,4 6(*) 7,2 8,8 10,7 12(*) 12,2 14,5 (*)Valores interpolados

Figura 4.11– Curva coeficiente de reação horizontal versus deslocamento horizontal – carregamento rápido com bloco de coroamento

Na Figura 4.12 é apresentada em escala a comparação das três curvas de

coeficiente de reação horizontal do solo.

0

100

200

300

400

500

600

700

800

0 5 10 15 20 25

nh

(M

N/m

3)


103

Figura 4.12– Curva coeficiente de reação horizontal versus deslocamento horizontal – comparativo

O coeficiente foi determinado da mesma maneira que para os outros

carregamentos utilizando-se o intervalo de 4,5 a 8,8mm, obtendo-se um valore de

26,6MN/m³, e para o intervalo indicado por Miguel (1996), de 6 a 12mm obteve-se por

interpolamento o valor de 24,8 MN/m³.

Para definição de um valor de coeficiente de reação horizontal a ser

utilizado em projetos obtém-se a média dos valores para um intervalo de yO. Alizadeh

& Davisson (1979) definem um intervalo de yO de 6,35 a 12,70mm. Cintra (1981) define

um intervalo de yO de 4,0 a 8,0mm. Miguel (1996) define um intervalo de yO de 6,0 a

12,0mm. Este intervalo deve ser determinado pelo engenheiro estrutural, como

limitação dos deslocamentos na superestrutura, a partir deste valor o engenheiro

geotécnico pode realizar as considerações necessárias no desenvolvimento do

projeto da fundação.

Para o presente trabalho são utilizados os intervalos de 4,4mm a 8,1mm

para o solo em seu estado de umidade natural e para a condição inundada o intervalo

de 5,2mm a 7,7mm. Desta maneira, para o primeiro ensaio obteve-se o valor de

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

0 5 10 15 20 25 30 35 40

Solo Natural 'solo inundado' com bloco de coroamento

nh

(M

N/m

3)


104

7,71MN/m3 para o coeficiente de reação do solo para a estaca metálica em solo

natural, já para a estaca ensaiada em solo pre-inundado o valor médio de 1,75MN/m³.

Foi estabelecido também por interpolação os valores para o intervalo de 6

a 12mm para que se possa fazer um comparativo com os valores já obtidos para o

mesmo campo de prova, tais valores estão relatados no item 2.5.3, no subitem

(a). Desta maneira, para o primeiro ensaio obteve-se o valor de 9,60MN/m3 para o

coeficiente de reação do solo para a estaca metálica em solo natural, já para a estaca

ensaiada em solo pre-inundado o valor médio de 2,20MN/m³. Maiores detalhes de

seus valores de respectivos intervalos selecionados podem ser vistos na Tabela 4.4.

Tabela 4.4 – Resultados obtidos para as estacas metálicas ensaiadas

Intervalo utilizado

Tipo de estaca

Comprimento Diâmetro Condição

de inundação

Condição de reforço

Nh medio [mn/m²]

4,4- 8,1mm

Metálica

12

Perfil I W 250 x 32,7

Não Não 7,71

6-11,47mm 12 Não Não 9,60

5,2-7,7mm 18 Sim Não 1,75

6-12mm 18 Sim Não 2,20

12-18mm 18 Sim Não 2,85

6-12mm 12 Não Bloco 24,8

4,5-8,8 12 Não Bloco 26,6

4.3 Calculo da curva P-Y

Tendo como premissa as Equações 2.3 e 2.4, podemos chegar à equação

5.1.

𝑘 =𝑝

𝑦 Equação 2.3


Igualando k nas duas equações temos a equação 5.1

𝑝

𝑛ℎ.𝑧= 𝑦 Equação 5.1

105

Aplicando a Equação 5.1, pode-se fazer um gráfico com profundidades

hipotéticas de 0,5m e 1m para assim analisar o seu comportamento na curva P-Y, da

estaca ensaiada com o solo em condição natural. A curva se comporta de forma

esperada tendo um trecho aproximando-se se uma reta, tendo uma inflexão no pico,

tendo uma estabilização em seu trecho final, como ilustra a Figura 4.13.

Figura 4.13 – Curva P-Y para o solo em condição natural

Para o solo com inundação a curva não apresentou a esperada resistência

ao deslocamento do solo, assim como esperado, considerando-se a colapsibilidade

do solo, como é ilustrado na Figura 4.14.

0

10

20

30

40

50

0 2 4 6 8 10 12 14

P

Y

Solo Natural

P-Y (0,5m) P-Y(1,0m)

106

Figura 4.14 – Curva P-Y para o solo em condição inundada

No caso com o bloco de coroamento a curva se comporta de forma

esperada tendo um trecho aproximando-se se uma reta, tendo uma inflexão no pico,

tendo uma estabilização em seu trecho final, como ilustra a Figura 4.15.

Figura 4.15 – Curva P-Y com o bloco de coroamento

0

1

2

3

4

5

6

0,00 5,00 10,00 15,00 20,00 25,00 30,00 35,00 40,00

P

Y

P-Y (0,5m) P-Y(1,0m)

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

0 5 10 15 20 25

P

Y

P-Y (0,5m) P-Y (1,0m)

107

4.4 Retro análise dos deslocamentos

Através da retro análise a partir dos resultados obtidos, em comparação

com os admitidos em cálculos pelo método de Miche e Matlock e Reese. Na Figura

4.16 podemos ver que os valores dos dois métodos e do obtido em campo são muito

próximos até 45kN, a partir desse carregamento os valores de deslocamentos são

muito maiores que os obtidos em campo para a condição natural do solo.

Figura 4.16 – Comparação dos deslocamentos para o solo natural do solo

Na Figura 4.17 temos a comparação dos dois métodos já mencionados em

comparação com os obtidos no ensaio de campo, pode-se ver que até 60kN os

métodos e os dados obtidos em campo são muito próximos, de 60 a 130kN os

deslocamentos são maiores que os obtidos pelos métodos teóricos, já a partir de

130kN os deslocamentos calculados são maiores que os obtidos no ensaio de campo.

-50

0

50

100

150

200

250

0 10 20 30 40 50 60 70 80

Des

loca

men

tos

Carga

Ensaio miche matlock e reese

108

Figura 4.17 – Comparação dos deslocamentos com bloco de coroamento

4.5 Comparativo com a literatura

Para a estaca metálica há uma diminuição do coeficiente de reação

horizontal do solo quando o mesmo está em condição de inundação e o aumento do

coeficiente de reação horizontal quando construído o bloco de coroamento na cabeça

da estaca, o que ocasiona uma área de contato maior de reação do solo, o bloco de

coroamento construído na estaca metálica teve suas dimensões de 0,9m em planta e

0,9m de profundidade.

Para solos porosos de outras regiões

a) São Carlos – SP

Para a cidade de São Carlos há valores que variam muito desde 0,3 a

8MN/m³, respectivamente para estaca apiloada e estaca raiz, com o resultado obtido

no campo de prova da FEAGRI de 5,61MN/m³, tem maior valor de coeficiente de

reação horizontal do solo em comparação com a estaca apiloada e escavada, e menor

-10

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200

Des

loca

men

tos

Carga

Ensaio miche matlock e reese COM BLOCO

109

que a estaca Strauss e raiz. O comportamento do solo quando pré inundado é

consistente em todos os ensaios realizados, pois o valor diminui 50% ou mais em

todos os casos, a comparação pode ser vista na Figura 4.18.

Figura 4.18 – Comparativo entre as estacas metálicas e estacas ensaiadas em São Carlos

b) Bauru – SP

Na Figura 4.19 é possível ver a comparação dos valores das estacas

ensaiadas em Bauru com as metálicas ensaiadas na FEAGRI, os resultados estão

semelhantes com os valores, assim como o comportamento do solo quando pre

inundado e quando há o reforço do solo ou da estaca a resistência tende a aumentar

significativamente. Há uma diferença de 64% nos valores com a condição de reforço,

entre a estaca metálica e apiloada.

5,6

4

0,3 0

,65

7,5 8

2,2

0,1

6

0,2

4,5

4

M E T Á L I C A - A U T O R ( 2 0 1 6 )

A P I L O A D A -M I G U E L ( 1 9 9 6 )

E S C A V A D A -M I G U E L ( 1 9 9 6 )

S T R A U S S - M I G U E L ( 1 9 9 6 )

R A I Z - M I G U E L ( 1 9 9 6 )

Solo em condição natural Solo com pré inundação

110

Figura 4.19 – Comparativo entre as estacas metálicas e estacas ensaiadas em Bauru

c) Ilha Solteira – SP

Em Ilha Solteira os valores variaram muito na condição natural do solo

desde 0,6 a 8 para o mesmo tipo de estaca (escavada), o que permanece é o

comportamento da diminuição com a inundação do solo e o aumento o coeficiente de

reação horizontal do solo quando há a condição de pre inundação, como mostrado na

Figura 4.20.

Figura 4.20 – Comparativo entre as estacas metálicas e estacas ensaiadas em Ilha Solteira parte 1

5,6

4

4,4

8

7,8

2,2

1,9

4,7

24

,8

16

M E T Á L I C A - A U T O R ( 2 0 1 6 )

A P I L O A D A - F E R R E I R A E T A L ( 2 0 0 6 )

A P I L O A D A - F E R R E I R A E T A L ( 2 0 0 7 )

Solo em condição natural Solo com pré inundação Solo com condição de reforço

5,6

4

1,1

31

8

0,62

,2

0,8

52

0,1

4

24

,8

4,0

69

M E T Á L I C A - A U T O R ( 2 0 1 6 )

P R É - M O L D A D A D E C O N C R E T O -

M E N E Z E S E T A L . ( 2 0 0 5 )

E S C A V A D A - —D E L P I N O ( 2 0 0 3 )

E S C A V A D A - D E L P I N O E T A L ( 2 0 0 2 )

Solo em condição natural Solo com pré inundação Solo com condição de reforço

111

Os valores do coeficiente de reação horizontal do solo são semelhantes

com o da estaca escavada ensaiada por Fioratti (2008), mas difere muito da estaca

broca de Lemo et al (2006), há o comportamento esperado para a condição de reforço

do solo, que aumenta significativamente os valores do coeficiente de reação horizontal

do solo.

Figura 4.21 – Comparativo entre as estacas metálicas e estacas ensaiadas em Ilha Solteira parte 2

d) Londrina – PR

Em Londrina os valores obtidos por Miguel et al (2001) foram muito

próximos com os obtidos no campo experimental da FEAGRI, e teve uma diminuição

de mais de 60% do coeficiente de reação horizontal do solo, como mostra a Figura

4.22.

5,6

4 10

,15

50

24

,8 29

M E T Á L I C A - A U T O R ( 2 0 1 6 )

E S C A V A D A - F I O R A T T I ( 2 0 0 8 )

B R O C A - L E M O E T A L . ( 2 0 0 6 )

Solo em condição natural Solo com condição de reforço

112

Figura 4.22 – Comparativo entre as estacas metálicas e estacas ensaiadas em Londrina

e) Brasilia- DF

Em Brasilia há uma grande dispersão de valores nas estacas ensaiadas

por Jardim e Cunha (1998), mas ao analisar a Figura 4.23 pode-se ver que a estaca

metálica obteve menos coeficiente de reação horizontal do solo, mesmo quando em

condição de inundação do solo.

Figura 4.23 – Comparativo entre as estacas metálicas e estacas ensaiadas em Brasilia

5,6

4

6,8

5

2,2

2,1

1,8

M E T Á L I C A - A U T O R ( 2 0 1 6 )

E S C A V A D A - M I G U E L E T A L . ( 2 0 0 1 )

S T R A U S S - A L M E I D A ( 2 0 0 8 )


5,6

4

32

65

9,8

2,2

11

33

8,2

M E T Á L I C A - A U T O R ( 2 0 1 6 )

E S C A V A D A -J A R D I M E C U N H A

( 1 9 9 8 )

R A I Z - J A R D I M E C U N H A ( 1 9 9 8 )

P R É M O L D A D A -J A R D I M E C U N H A

( 1 9 9 8 )


113

f) Natal – RN

Em Natal, Araújo (2013) obteve para diferentes compactações de solo,

mostrando a importância da compactação do solo superficial, mostrando que há um

grande aumento do coeficiente de reação horizontal do solo. Através da Figura 2.24

podemos ver que para a condição de compactação especificada a estaca hélice

contínua tem melhor desempenho que a estaca metálica.

Figura 4.24 – Comparativo entre as estacas metálicas e estacas ensaiadas em Natal

Para o solo da mesma região

a) No campo da FEC e FEAGRI

Para as estacas ensaiadas por Zammataro (2007), Kassouf (2012) e

Carvalho et al (1996), os valore da estaca metálica está abaixo do esperado,, com

uma média de 12MN/m³, e à estaca metálica com 5,64MN/m³, menos de 50% do valor

esperado, tais valores estão apresentados na Figura 4.25.

24

,8

45

,15

69

,5

20

,77

53

,2

S O L O C O M C O N D I Ç Ã O D E R E F O R Ç O - B L O C O

S O L O C O M C O N D I Ç Ã O D E R E F O R Ç O - D R = 4 5 %

S O L O C O M C O N D I Ç Ã O D E R E F O R Ç O - D R = 7 0 %

Metálica - Autor (2016) Hélice contínua -Araújo (2013) Metálica -Araújo (2013)

114

Figura 4.25 – Comparativo entre as estacas metálicas e estacas ensaiadas na FEC e FEAGRI

b) Miguel et al (2008)

Já para as estacas metálicas ensaiadas por Miguel (2008) os valores dos

trilhos ensaiados foram muito semelhantes com o perfil i ensaiado, e a diminuição do

coeficiente de reação horizontal do solo na condição de inundação é mais de 50%, os

valores podem ser vistos na Figura 4.26.

Figura 4.26 – Comparativo entre as estacas metálicas e estacas ensaiadas por Miguel (2008)

5,6

4

12

,2

12

,5

12

11

,9

M E T Á L I C A -A U T O R ( 2 0 1 6 )

E S C A V A D A -—Z A M M A T A R O

( 2 0 0 7 )

H É L I C E C O N T Í N U A -

—Z A M M A T A R O ( 2 0 0 7 )

T U B U L Ã O -K A S S O U F ( 2 0 1 2 )

- F E C

P R É M O L D A D A -C A R V A L H O E T

A L . ( 1 9 9 6 )

5,6

4

6,8

1

2,2

3,3

8

M E T Á L I C A - A U T O R ( 2 0 1 6 ) T R I L H O ( T R 3 7 ) - M I G U E L E T A L ( 2 0 0 8 )


115

c) Miranda junior (2006)

Miranda Junior (2006), obteve para o mesmo solo, com condições de

ensaios semelhantes ao deste trabalho, os seguintes valores de coeficiente de reação

horizontal do solo, apresentada na Figura 4.27

Figura 4.27 – Comparativo entre as estacas metálicas e estacas ensaiadas por Miranda Junior (2006)

Pode-se observar que o comportamento das estacas em estudo, tiveram o

mesmo padrão de comportamento das estacas ensaiadas por Miranda Junior (2006),

tendo um valor muito reduzido para as estacas que sofreram a pré inundação do solo,

e tendo um aumento significativo quando ensaiadas com um bloco na cabeça da

estaca. No caso de Miranda Junior (2006) esse bloco foi composto por um solo

compactado com solo cimento na cabeça da estaca, obtendo então um bloco de solo

mais resistente que o solo natural, com dimensões de 1m em planta de 1m de

profundidade.

Para a estaca metálica os resultados apresentados na Figura 4.27 tem o

mesmo comportamento que as demais estacas ensaiadas por Miranda Junior (2006),

ou seja, uma diminuição do coeficiente de reação horizontal do solo quando o mesmo

9,8

6

11

,55

43

,13

7,2

8

5,6

4

0,2

4

0,5

6

1,9

2

0,6

9

2,2

68

,31

61

,39

91

,01

46

,53

24

,8

7,0

9

2,7

4

15

,86

7,8

8

H É L I C E C O N T Í N U A -

M I R A N D A J U N I O R ( 2 0 0 6 )

E S C A V A D A M I R A N D A

J U N I O R ( 2 0 0 6 )

Ô M E G A M I R A N D A

J U N I O R ( 2 0 0 6 )

R A I Z M I R A N D A J U N I O R ( 2 0 0 6 )

M E T Á L I C A A U T O R ( 2 0 1 6 )

SOLO NATURAL SOLO PRÉ INUNDADO

SOLO CIMENTO SOLO CIMENTO PRÉ INUNDADO

116

está em condição de inundação e o aumento do coeficiente de reação horizontal

quando construído o bloco de coroamento na cabeça da estaca, o que ocasiona uma

área de contato maior de reação do solo, o bloco de coroamento construído na estaca

metálica teve suas dimensões de 0,9m em planta e 0,9m de profundidade.

117

5 CONCLUSÃO

Por meio da execução e análise de provas de carga horizontal, com e sem

inundação do solo, em estacas metálicas W 250 x 32,7 (mm x kg/m), este trabalho

avaliou os valores de coeficiente de reação horizontal (nh) para o solo de diábásio da

região de Campinas, SP

As principais conclusões estão expostas a seguir.

Comparando-se os valores obtidos com os valores apresentados na

literatura nacional e internacional para solos de alta porosidade, pode-se concluir que

o valor de coeficiente horizontal obtido para a estaca metálica em solo natural, nh=

5,64MN/m3, difere de valores da literatura internacional para solos porosos. No

entanto, este valor está dentro da faixa de valores encontrados para solos porosos

arenosos do interior de São Paulo. Este fato demonstra a importância do emprego de

provas de carga nos projetos de engenharia de fundações para uma melhor definição

dos parâmetros de projeto.

Para carregamentos horizontais neste tipo de solo ocorrem deslocamentos

permanentes após um primeiro carregamento e descarregamento, fato este a ser

considerado em carregamentos cíclicos. Em um segundo carregamento, para um

mesmo valor de carga do primeiro carregamento, os deslocamentos são

consideravelmente superiores, fato este também a ser considerado em

carregamentos cíclicos.

As provas de carga indicaram ser o solo de baixa capacidade de carga

ao carregamento horizontal, mesmo em seu estado natural de umidade. Estes

resultados reforçam a necessidade de se realizar provas de carga nestes tipos de solo

para se obter parâmetros precisos para projetos.

Os valores do coeficiente de reação horizontal do solo (nh), obtidos para o

solo com umidade natural e o solo pré inundado, indicaram a perca quase total da

resistência. Havendo grande variação de umidade até a alguns metros de

profundidade o solo reduz significativamente sua capacidade ao carregamento

118

horizontal de estacas. Desta maneira, em fundações sujeitas a este tipo de

carregamento, nestes tipos de solos, deve-se tomar providências para minimizar esta

possibilidade, tanto no caso de vazamentos, como no caso de infiltração de água de

chuvas.

Os coeficientes de permeabilidade deste solo em seu estado natural e

compactado situam-se na faixa de 5x10-4cm/seg e 5x10-7cm/seg, respectivamente.

A compactação do solo superficial conduziu a um coeficiente de reação

horizontal 4 vezes maior que o obtido para o solo natural.

Isto indica, que para regiões de camadas de solos superficiais de grande porosidade,

a alternativa de compactar o solo em torno da cabeça da estaca é uma boa técnica

para melhorar a característica de seu comportamento carga x deslocamento

horizontal.

A compactação do solo superficial elimina também a característica

colapsível do solo e dificulta penetração da água em camadas mais profundas do

subsolo.

119

6 REFERÊNCIAS

ALBUQUERQUE, P.J.R. Análise do comportamento de estaca pré-moldada de pequeno diâmetro, instrumentada em solo residual de diabásio da Região de Campinas. Dissertação de mestrado. FEAGRI. Unicamp. 1996. 170p.

ALBUQUERQUE, P.J.R. Estaca escavada, hélice contínua e ômega: estudo do comportamento à compressão em solo residual de diabásio, através de provas de carga instrumentada em profundidade. Tese de doutorado. Escola politécnica da USP. 2001. 260p.

ALMEIDA, M. A. Análise do comportamento de estacas Strauss submetidas a carregamento horizontal no solo da região de londrina-PR. Dissertação de mestrado, UEL, 2008.

ALONSO, U. R. Dimensionamento de Fundações Profundas. 2a Edição. São Paulo. Edgar Blücher. ISBN 9788521206613. 2012. 157 p.

ALIZADEH, M; DAVISSON, M.T. Lateral Load Tests on Piles. Journal of Soil Mechanics and Foundation Division. ASCE, vol.96, no 5, 1979.

ALMEIDA M. A., MIGUEL, M. G., TEIXEIRA, S. H. C., Estaca Strauss submetidas a carregamento horizontal em solo laterítico e colapsível da região de Londrina/PR, VI Seminário de Engenharia de Fundações Especiais e Geotecnia, São Paulo-SP.2008.

AMERICAN SOCIETY FOR TESTING AND MATERIALS, D 3966 -07- Standart test methods for deep foundations under lateral load, Pennsylvania, 2010.

ARAÚJO, A.G.D. de. Provas de carga estática com carregamento lateral em estacas escavadas hélice contínua e cravadas metálicas em areia. Dissertação de mestrado. Universidade Federal do Rio Grande do Norte. Natal. 2013.

ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. Estacas - Prova de Carga Estática – Método de Ensaio: NBR 12131/2006. Rio de Janeiro: ABNT, 2006.

ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. Projeto e execução de fundações, NBR 6122/2010. Rio de Janeiro: ABNT, 2014.

BORN, R. B., Efeito de grupo em estacas carregadas transversamente associadas a solos melhorados. Dissertação de Mestrado. Universidade Federal do Rio Grande do Sul. Porto alegre. 2015.

BOUAFIA, A. Single piles under horizontal loads in sand:determination of P-Y curves from the prebored pressuremeter test. Geotechnical and Geological Engineering, p.283-301, 2007.

BROMS, B. B. (1964a) Lateral resistence os piles in coesive soils. Journal os soil mechanics and foundation engineering division, ASCE, SM-2, p.27-63

120

BROMS, B. B. (1964b) Lateral resistence os piles in coesive soils. Journal os soil mechanics and foundation engineering division, ASCE, SM-3, p.123-156

BROWN, D., MORRISON, C., REESE, L., Lateral Load Behavior of pile Group in Sand, Journal of Geotechnical Engineering. 1988.

CARVALHO, D. de, ALBUQUERQUE, P. J. R. de, FONTAINE, E. B., PASCHALIN FILHO, J. A., NOGUEIRA, R. C. R. Campo experimental de mecânica dos solos e fundações da Unicamp, SEFE V, 2004.

CARVALHO, D; ALBUQUERQUE, P.J.R; CLARO, A.T.; FERREIRA, C.V. Análise de Estaca Carregada Transversalmente no Topo, em Solo Residual de Diabásio. In: SEMINÁRIO DE ENGENHARIA DE FUNDAÇÕES ESPECIAIS E GEOTECNIA, III.1996 Anais... ABEF/ABMS. São Paulo. Vol. 1, p. 145-154.

CAVALCANTE, E. H. ; CARVALHO, D. ; Mais Diversos Autores . Campos Experimentais Brasileiros. Geotecnia (Lisboa), v. 111, p. 99-205, 2007

CINTRA, J.C.A. Uma Análise de Provas de Carga Lateral em Estacas e Comparação com os Métodos da Teoria Horizontal do Solo. Dissertação de Mestrado. E.E.S.C-USP. 150p. 1981.

CINTRA, J. C. A. Carregamento lateral em estacas. São Carlos. EESC-USP. 1ª edição. 1982.

CINTRA, J. C. A. Fundações em solos colapsíveis. São Calos: Serviço Gráfico da EESC/USP, São Carlos, 116 p. 1998.

CINTRA, J. C. A; AOKI, N; TSUHA, C. H. C; GIACHETI, H.L. Fundações: ensaios estáticos e dinâmicos. Oficina de textos. São Paulo.2013.

CINTRA, J. C. A; AOKI, N; Fundações por estacas: projeto geotécnico. Oficina de textos. São Paulo.2010

COMODROMOS, E. M., PAPADOPOULOU, M. C., LALOUI, L. Contribution to the design methodologies of piled raft foundations under combined loadings, Canadian Geotechnical Journal, 2016, Vol. 53

CRISTIAN, P. Estudo da interação solo-estaca sujeito a carregamento horizontal em ambientes submersos. Dissertação de Mestrado. Universidade Tecnológica Federal do Paraná. Curitiba. 2012.

DAVISSON, M. T. Estimating Buckling loads for Piles. 2º PSCMFE, São Paulo, 1963.

DAVISSON, M. T. e ROBINSON,K. E. , Bending and buckling of partially embedded piles, VI ICSMFE, Canadá, 1965.

http://lattes.cnpq.br/5412834079157695

121

DECOURT, L. Deflection prediction for laterally load piles based on N-SPT Values. Proceedings of the 4° international conference on pilling and deep foundations. Balkema, vol. 1 , p. 549-555, 1991.

DEL PINO JÚNIOR, A., Análise do comportamento de estacas do tipo broca escavada com trado mecânico, solicitadas por esforços transversais. Dissertação de mestrado UNESP, 2003.

DEL PINO JÚNIOR, A., SEGANTINI, A. A. S. E CARVALHO,D. Análise de estacas escavadas carregadas transversalmente em solo colapsível com umidade naturas e após sua inundação. XII Congresso Brasileiro de Mecânica dos Solos e Engenharia Geotécnica, São Paulo-SP, 2002.

FARO, V. P. Carregamento lateral em fundações profundas associadas a solos tratados: Concepção, prova de carga e diretrizes de projeto. Tese de Doutorado. Universidade Federal do Rio Grande do Sul. Porto Alegre. 2014

FELLENIUS, B, H, Basic foundations design. Edição eletrônica, Bbril de 2016.

FERREIRA, C.V.; LOBO, A.S.; CARVALHO, D. e ALBUQUERQUE, P.J.R. Estacas apiloadas submetidas a esforços horizontais. In: Simpósio sobre solos não saturados, IV. Porto Alegre. Anais..., ABMS-UFRS, pp. 471-489. 2001

FERREIRA, C. V., LOBO, A.S.; CARVALHO, D.. Comportamento de estacas apioadas carregadas lateralmente. In: Congresso Argentino de Macánica de suelos e ingeneria Geotecnica, XVI CAMSIG, Patagonia, Argentina. Anais CD. 11p. 2002.

FERREIRA, C. V. ; LOBO, A. S. ; ALBIERO, J. H. ; CARVALHO, D. ; ALBUQUERQUE, P. J. R. . Efeito do solo-cimento no comportamento de estaca carregada lateralmente. In: VI Simpósio Brasileiro de Solos Não Saturados, 2007, Salvador - BA. VI Simpósio Brasileiro de Solos Não Saturados. Salvador: EDUFBA, 2007. v. 1. p. 299-306.

FERREIRA, C. V. ; LOBO, A. S. ; CARVALHO, D. ; ALBUQUERQUE, P. J. R. . Comportamento de estaca carregada lateralmente implantada em solo reforçado com solo-cimento. In: X Congresso Nacional de Geotecnia - Portugal, 2006, Lisboa. X Congresso Nacional de Geotecnia - Portugal. Lisboa: Sociedade Portuguesa de Geotecnia, 2006. v. 4. p. 1089-1098.

FIORATTI, N. A., Análise da influencia de um reforço de solo-cimento na extremidade superior estacas escavadas, sob carregamentos horizontais. Dissertação de Mestrado. Universidade Estadual Paulista. SP 2008.

GERDAU, Estacas metálicas Gerdau, Catálogo, 8ª edição. 2015.

GIACHETTI, H. L. Estudo experimental de parâmetros dinâmicos de alguns solos tropicais do estado de São Paulo. Tese de doutorado. Escola de engenharia de São Caslos. USP. 1991.










122

JARDIM, N. ; CUNHA, R. P. . Cálculo do coeficiente de reação horizontal da argila porosa de Brasília por retroanálise de provas de carga. In: 11o. Congresso Brasileiro de Mecânica dos Solos e Engenharia Geotécnica, 1998, Brasília, 1998. p. 1631-1638

KHARI, M. KASSIM, K. A. E ADNAN, A. Development of P-Y Curves of Laterally Loaded Piles in Cohesionless Soil. The Scientific World Journal Volume 2014, Article ID 917174, 8 pages, 2014.

KASSOUF, R. Análise de Prova de Carga em Tubulão a Céu Aberto Submetido a Esforço Horizontal em Solo não Saturado de Diabásio da Região de Campinas. Dissertação de Mestrado. Universidade Estadual de Campinas, SP. 2012. 111p.

LAUTENSCHLÄGER, C. E. R. Modelagem numérica do comportamento de fundações profundas submetidas a carregamento lateral. Dissertação de Mestrado. Universidade Federal do Rio Grande do Sul. Porto Alegre. 2010.

LEMO, D. T. ; SOUZA, A. ; DEL PINO JÚNIOR, A., . Análise do comportamento de estacas do tipo broca solicitadas por esforços transversais. In: XIII Congresso Brasileiro de Mecânica dos Solos e Engenharia Geotécnica, 2006, Curitiba. XIII COBRAMSEG, 2006. v. 2. p. 949-954.

MARDFEKRI, M., GARDONI, P., ROESSET, J. M. Modeling Laterally Loaded Single Piles Accounting for Nonlinear Soil-Pile Interactions. Journal of Engineering, Volume 2013, Article ID 243179, 7 pg, 2013

MATLOCK, H.; REESE, L.C. Foundation Analysis of Offshore Pile Supported Structures. 5th. ICSMFE. Paris. 1961.

MENEZES, S.M., CARVALHO, D, SAMPAIO, F.M.T e RIBEIRO, K.D. Determinação do Coeficiente de Reação Horizontal do Solo em estacas pré-moldadas de concreto cravadas em Solo de Alta Porosidade. In: V SEMINÁRIO DE ENGENHARIA DE FUNDAÇÕESESPECIAIS E GEOTECNIA, São Paulo, Vol. 2, p. 507 –516. 2004.

MENEZES, S.M., CARVALHO, D., ALBUQUERQUE, P.J.R., provas de carga horizontais em estacas pré-moldadas de concreto cravadas em solo de alta porosidade. Jornal Ciencia e Engenharia, pg 77-82, 2005.

MEYERHOF, G. G., RANJAN, G. The bearing of rogid piles under inclined loads in sand: vertical piles. Canadian Geotechnical Journal, 1972, 430-446

MIGUEL, M.G. Execução e Análise de Provas de Carga Horizontal em Estacas em Solo Colapsível. Dissertação de Mestrado. Escola de Engenharia de São Carlos. USP. 1996.168 p.

MIGUEL, M. G.; BELINCANTA, Antonio ; TEIXEIRA, Raquel Souza ; BRANCO, Carlos José Marques da Costa . Provas de carga horizontal em estacas escavadas





123

a trado mecânico em solo colapsível da região de Londrina/PR. Acta Scientiarum (UEM), UEM/Maringá/PR, v. 23, n.6, p. 1579-1587, 2001

MIGUEL, M. G., LIANG, T. Y., CARVALHO, D., Provas de carga horizontal em estacas metálicas tipo trilho em solo laterítico de Campinas/sp. VI Seminário de Engenharia de Fundações Especiais e Geotecnia, São Paulo-SP.2008

MIRANDA JÚNIOR, G. Estacas Submetidas a Esforços Horizontais em Solos Colapsíveis do Interior de São Paulo nas Condições Natural, Melhorada e Inundada. Tese de Doutorado – Universidade Estadual de Campinas, SP. 2006. 328 p. Download em: http://www.bibliotecadigital.unicamp.br/

MONACCI, M.G. Estudo da colapsibilidade de um solo do campo experimental da faculdade de engenharia agrícola – Unicamp. Dissertação de mestrado. FEAGRI. Unicamp. 130p.1995.

PANONI, F. D.. Coletânea do uso do aço: princípios da proteção de estruturas metálicas em situação de corrosão e incêndio. 4ª Edição. 2007.

POULOS, H. G., DAVIS, E. H., Pile foundation analysis design. John Wiley & Sons Inc., New York, 1980, 397p.

REESE, L.C.; VAN IMPE, W.F. Single Piles and Pile Groups Under Lateral Loading. Rotterdam. Balkema. 463p.2011.

SANTOS, I. C. P., SALES, M. M., LIMA, G. M. S. Efeito da interação solo-estaca na geração de momentos internos de uma estaca carregada horizontalmente. XVIII Congresso brasileiro de mecânica dos solos e engenharia geotécnica, Belo Horizonte, 2016.

SONG, S. T., CHAI, Y. H. e HALE, T. H. Limit state analysis os fixed-head concrete piles under lateral loads. 13 World conference Earthquake Engineering, Vancouver, Canadá. August 2004.

SOUSA, M. A. P., SALES, M. M., PINHO, F. A. X. C., MEDEIROS, G. F. Efeito do comportamento não linear dos solos para três blocos de fundações analisados como radier estaqueado. XVIII Congresso brasileiro de mecânica dos solos e engenharia geotécnica, Belo Horizonte, 2016.

SOUZA, A.; LEMO, D.T.; SEGANTINI, A.A.S. Provas de Carga em Estacas do Tipo Broca Instaladas em Solo Colapsível na Umidade Natural e após sua Inundação. Congresso Brasileiro de Mecânica dos Solos e Engenharia Geotécnica. ABMS. p.821-827. Gramado, R.S. 2008.

VARGAS, M. Introdução a mecânica dos solos. EDUSP. Ed MCGraw-Hill do Brasil. São Paulo, 1ed. 1978.

VELLOSO, D.A. e LOPES, F.R. Fundações: critérios de projeto, investigação de subsolo, fundações superficiais, fundações profundas. São Paulo: Oficina de textos 2010.

http://www.bibliotecadigital.unicamp.br/

124

ZAMMATARO, B. B. Comportamento de estaca tipo escavada e hélice contínua submetidas a esforços horizontais. Disserttação de mestrado. Unicamp 187p. 2007.

ZUQUETE. L. V. Análise critica da cartogrefia geotécnica e proposta metodológica para condições brasileiras. Tese de Soutorado. Escola de Engenharia de São Carlos. USP, 1987.

Documents

COMPORTAMENTO DE ESTACAS METÁLICAS SUBMETIDAS … · Figura 2.18 resistência lateral máxima para estacas longas em solo coesivo (BROMS,1964a)