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
MARCCELLA BELVEDERE MOREIRA SILVA
COMPORTAMENTO DE ESTACAS METÁLICAS
SUBMETIDAS A ESFORÇOS HORIZONTAIS NAS
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
COMPORTAMENTO DE ESTACAS METÁLICAS
SUBMETIDAS A ESFORÇOS HORIZONTAIS NAS
CONDIÇÕES DE UMIDADE NATURAL E INUNDADA DO
SOLO
MARCCELLA BELVEDERE MOREIRA SILVA
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
Figura 4.11– Curva coeficiente de reação horizontal versus deslocamento horizontal
– carregamento rápido com bloco de coroamento .................................................. 102
Figura 4.12– Curva coeficiente de reação horizontal versus deslocamento horizontal
– 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
Tabela 2.11– Dados dos ensaios realizados no mesmo campo experimental por
Zammataro ................................................................................................................ 57
Tabela 2.12– Dados dos ensaios realizados no mesmo campo experimental por
Kassouf ..................................................................................................................... 58
Tabela 2.13– Dados dos ensaios realizados no mesmo campo experimental por
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
RELOGIOS COMPARADORES
ESTRUTURA DE APOIO
VIGA DE REFERENCIAPESO MORTO
DE MADEIRA
ESTACA A SER ENSAIADA
CÉLULA DE CARGA
CILINDRO HIDRAULICO
ESTRUTURA DE APOIO
RELOGIOS COMPARADORES
VIGA DE REFERENCIA
ESTACA A SER ENSAIADA
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.
𝑘 = 𝑛ℎ . 𝑧 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
𝐸𝐼 Equação 2.28
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
𝐸𝐼 Equação 2.29
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]
Condição de inundação
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
[m] Condição de inundação
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]
Condição de inundação
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]
Condição de inundação
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
Condição de compactação
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
[m] Condição de inundação
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
Condição de compactação
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
Comprimento Diâmetro Condição de inundação
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
Comprimento Diâmetro Condição de inundação
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
[m] Condição de inundação
Nh medio [MN/m³]
6-12mm Escavada 12 0,3
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 inundação
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
[m] Condição de inundação
Nh medio [MN/m³]
4-8mm Escavada 10 0,5
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
Hélice contínua -2 74,2 52,8 40,9
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 -1 131,5 78,9 65,4
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)
Deslocamento horizontal y0 (mm)
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)
Deslocamento horizontal y0 (mm)
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
𝑘 = 𝑛ℎ . 𝑧 Equação 2.4
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 )
Solo em condição natural Solo com pré inundação
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 )
Solo em condição natural Solo com pré inundação
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 )
Solo em condição natural Solo com pré inundação
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.
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.
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.