Cap.9 Cap.9 – Atrito Atrito Negativo Negativo
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ATRITO NEGATIVO 1. Gene Genera rali lida dade dess Quando uma estaca atravessa uma camada de solo compressível, podem ocorrer esforços adicionais na mesma (que não constam do desenho do engenheiro de estruturas), tais como empuxos horizontais devido a cargas unilaterais nessa camada de solo e atrito negativo, que, no caso de estacas verticais, corresponde a um acréscimo na carga axial decorrente de um recalque recalque da camadas camadas compressív compressível el (Figura (Figura 1a). Se a estaca estaca for inclinada inclinada existirá existirá também um esforço esforço de flexão decorrent decorrente e desse recalque recalque (Figura (Figura 1b).
Figura Figura 1- Esforços Esforços adicionais adicionais nas nas estacas estacas devido ao ao adensamento adensamento de camadas camadas compressíveis
O recalque da camada compressível (e portanto, o atrito negativo) pode ser devido devido a várias causas, causas, entre elas elas se destacam: destacam:
a) amolgamento (perda de resistência) da camada compressível provocado pela cravação das estacas como mostra a Figura 2.
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Figura Figura 2 - Atrito negativo negativo causado por amolgamen amolgamenío ío de camada compressíve compressívell
b) Recalque da camada compressível causado por uma sobrecarga devida ao lançamento de um aterro, ao estoque de materiais ou outra causa, como mostra a Figura 3.
Figu Figura ra 3 - Atrito negativo devido a sobrecarga
subadensados sados que recalcam recalcam por por efeito do peso própri próprio o (Figura (Figura 4) c) Solos subaden
Figu Figura ra 4- Atrito negativo provocado por solo subadensado
Existem ainda outras causas do atrito negativo nas estacas, entre elas o adensamento regional provocado por um rebaixamento geral do lençol freático devido à operação de poços artesianos. Também podem ocorrer recalques por Prof. José Mário Mário Doleys Soares
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carreamentos de partículas de solo provocados pela pe rcolação da água ou por ruptura de grandes vazios (cavernas), que ocorrem, por exemplo, em solos calcários. Neste capítulo, analisaremos apenas as duas primeiras causas, visto que as outras são de análise mais complexa e fogem ao objetivo deste livro.
2. Atrito Negativo provocado por amolgamento da camada compressível. Quando uma estaca é cravada através de uma camada de argila mole submersa tende a deslocar, lateralmente, parte dessa argila provocando amolgamento (perda de resistência) da mesma. A região amolgada resultante depende (além do diâmetro da estaca e do processo de execução) da sensibilidade da argila. O valor do atrito negativo, neste caso, é igual ao peso próprio da argila amolgada (região hachurada na Figura 5), porém a extensão desse amolgamento é um assunto muito controvertido, visto que algumas argilas recuperam rapidamente uma parcela considerável de sua resistência poucos dias após a cravação das estacas (fenómeno da "cicatrização", também denominado set-up) como é o caso das argilas da Baixada Santista, que, apesar de terem uma alta sensibilidade (aproximadamente 4) , recuperam parte considerável de sua resistência muito rapidamente. Por esta razão nas argilas da Baixada Santista, não se considera qualquer parcela de atrito negativo devido à cravação das estacas (a não ser que se executem aterros ou obras que imponham cargas verticais na argila).
Figura 5 - Atrito negativo provocado por amolgamento da argila
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3 . Atrito Negativo provocado por sobrecargas. Para visualizar o mecanismo de desenvolvimento do atrito negativo devido a sobrecargas será usa a Figura 6, na qual se representa uma estaca que atravessa um aterro e uma camada compressível de espessura d. A parcela de atrito negativo transmitida pelo aterro depende da geometria deste, mas para um dado estaqueamento não pode ser maior que o peso do volume de aterro (somado à sobrecarga) sobre o plano que contém o estaqueamento. Na camada compressível o atrito negativo depende do deslocamento relativo entre a estaca e o solo compressível, alcançando, no máximo, o valor corresponde à resistência não-drenada da camada compressível. Supondo um caso hipotético em que essa camada compressível repouse sobre um extrato indeformável e apresente resistência crescente com a profundidade, a distribuição das tensões do atrito negativo também aumentará com a profundidade, mas depois de uma certa profundidade começará a diminuir, caindo para zero no topo da camada indeformável (onde o deslocamento relativo solo-estaca é nulo).
Figura 6 - Mecanismo do atrito negativo
Como a grande maioria dos casos a ponta das estacas não atinge o extrato indeformável haverá um recalque de sua ponta e consequentemente o ponto onde o atrito negativo é nulo se desloca para cima, obtendo-se, na camada compressível, um certo trecho com atrito positivo (Figura 6c). A mudança do atrito lateral de negativo para positivo ocorre na profundidade Prof. José Mário Doleys Soares
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onde o recalque da camada compressível é igual ao recalque da estaca (ω a = ωe). A este ponto dá-se o nome de ponto neutro.
4. Métodos para se estimar o atrito negativo 4.1- Método Convencional No caso de estacas isoladas, a força devido ao atrito negativo pode ser estimada por: A.N = U l . r l
em que: U = perímetro da estaca l = trechos de solo com r l
= constante
r l = adesão entre a estaca e o solo. Para as argilas moles, este valor pode ser
adotado igual à coesão dessas argilas. Na falta deste valor, ou quando a estaca atravessa aterros, r l , pode ser adotado igual, em módulo, ao atrito lateral fornecido pelos métodos de transferência de carga citados nas referências bibliográficas do Cap. 1. No caso de o atrito negativo ser devido unicamente ao efeito de cravação (amolgamento), seu valor não deverá exceder o peso do volume de solo amolgado, cuja extensão dependerá da sensibilidade da argila e das características das estacas. Entretanto, o valor do atrito negativo, devido a esta causa, poderá ser negligenciado quando a argila tiver uma rápida cicatrização, como se comentou no item 2. Se a argila não apresentar o fenómeno da cicatrização, a região amolgada que será responsável pelo atrito negativo é de difícil avaliação. Alguns estudiosos sugerem que seja considerada um área de um círculo com 1,5 vezes o diâmetro da estaca enquanto outros propõem que essa extensão seja de 30 a 50 cm em torno do diâmetro a estaca.
4.2 - Método de De Beer & Wallays O cálculo é feito separadamente para o efeito da sobrecarga (que inclui o aterro) e para o efeito da camada compressível, respectivamente, ANo e AN: NA = AN0 + AN em que: Prof. José Mário Doleys Soares
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A. N 0 A0. p 0 1 e
. D.d .k 0 .tg
A0
. D.d .k 0 .tg 1 e A A. N A . '.d 1 . D.d .k 0 .tg A
A0
.d
2
4
quando a estaca é isolada. No caso de estacas em grupo A0 é
calculado como mostra a .Figura 8. Para A
.d
16
2
(valem as mesmas considerações feitas para o termo A0.)
D = diâmetro da estaca d = espessura da camada compressível k0 tg (p = (l - sen ) tg= atrito solo-estaca p 0 = sobrecarga no topo da camada compressível
’ = peso específico efetivo da camada compressível
A profundidade z até onde se deve considerar a ação do atrito negativo é obtido a partir da figura 7.
Figura 7 - Cálculo da espessura que contribui no atrito negativo
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Quando as estacas fazem parte de um grupo, o procedimento é análogo ao de estaca isolada alterando-se apenas os valores de A o e A para: A0 = A = a • b (estacas internas ao bloco) A0 A
( a 0,9 d ).(b 0,9 d ) 4
(estacas nos vértices do bloco)
d b ou d a 0,9 b (estacas de periferia do bloco) a 2 2 2 2
A0 A 0,9
(Para aplicação, ver 1° e 2° Exercícios).
Figura 8 - Áreas de influência para estacas em grupo
4.3 - Método de Johnson e Kavanagh O método proposto por esses autores só se aplica ao caso de estacas isoladas. Sua hipótese básica é que a carga proveniente do atrito negativo é igual à que deveria ser aplicada pela estaca ao solo, no sentido de baixo para cima, paa produzir na superfície um recalque, em módulo, igual ao que a sobrecarga imporia ao solo, caso não existisse a estaca. (Figura 9).
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Figura 9 - Hipótese de Johnson e Kavanagh
Para se executar o cálculo por este método, divide-se a camada compressível em subcamadas de espessura constante e admite-se que as pressões, de baixo para cima, solicitem essa camadas formando um ângulo = 30°. O cálculo é feito por tentativas até se obter um valor de f (carga/comprimento de estaca). Para este cálculo, admite-se que f o varie linearmente com a profundidade até se anular no fim da camada compressível, como mostra a Figura 9. Assim, conhecido o valor real de f o, obtém-se a carga proveniente do atrito negativo por
A. N f 0
d 2
Os passos de cálculo referentes a este método são apresentados no 4° Exercício resolvido.
5. Procedimentos para se tentar reduzis o atrito negativo Por ser a carga de atrito negativo um fator que encarece o estaqueamento, há sempre interesse em se utilizar procedimentos que, mesmo que não o eliminem totalmente, pelo menos o diminuam. Os procedimentos citados na bibliografia sobre o assunto são:
a) Pré-carregamento da camada compressível antes da instalação antt da instalação das estacas. Esse método, entretanto só pode ser empregado quando o cronograma da obra o permite, visto que este précarregamento deve ser mantido durante um certo tempo até que se processem os recalques preestabelecidos. Por outro lado, os custos envolvidos podem ser de tal ordem que, mesmo levando-se em conta uma carga adicional no estaqueamento devido ao atrito negativo, ainda assim este será mais vantajoso.
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b) Eliminação do contato direto do solo com a estaca, instalando-se as estacas após a cravação de tubos de maior diâmetro, limpando-se o solo dentro dos mesmos e instalando-se as estacas a seguir. Este procedimento não pode ser usado quando, além das cargas verticais, atuam cargas horizontais. c) Pintura da superfície externa da estaca com uma mistura betuminosa especial. Esta pintura, porém, deve ser feita com uma técnica que garanta uma espessura mínima de betume que não seja removida durante a cravação pelo atrito com o solo. Na revista Gronnd Engineering de novembro de 1972 são apresentadas algumas características desse betume: penetração a 25°C de 35 a 70 com índice de penetração + 20 e ponto de amolecimento (R & B) entre 57 e 63. O betume deve ser aplicado até se obter uma superfície uniforme em volta da estaca com espessura mínima de 1 cm. Para se garantir uma aderência eficaz, o mesmo deve ser imprimido com pressão de 1 a 2 kN/m2. Durante a aplicação do betume a estaca deverá ser mantida na horizontal devendo-se evitar temperaturas elevadas para que não ocorram corrimentos. d) Instalar as estacas de modo que possam recalcar da mesma ordem de grandeza do recalque da camada compressível. Este método foi proposto em 1967 por Zeevaert para as argilas da Cidade do México. e) Utilização de estacas de pequeno diâmetro para reduzir a área de contato com o solo. f) Utilização de estacas troncocônicas com a menor seção voltada para baixo, de modo que a camada compressível ao recalcar se descole do fuste.
6. Carga Admissível Conhecido o valor do atrito negativo, a carga admissível da estaca será, segundo a NBR 6122, P
PR AN
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em que PR é a capacidade de carga da estaca, obtida como o menor dos dois valores citados no item 1.1 do Cap. 1. Cabe lembrar que os métodos de transferência de carga devem ser aplicados apenas na região em que existe atrito positivo, como indica a Figura 10.
Figura 10 - Carga admissível quando existe atrito negativo
7. Execícios Resolvidos 1°Exercício : Calcular a carga devida ao atrito negativo na estaca de concreto
com 40 cm de diâmetro, indicada na figura, usando-se o método convencional e o método de De Beer-Wallavs. a) Método convencional NA = x 0,4 x 15 339kN b) Método de De Beer-Wallays A0 A
.18
2
4 .18
2
16
k0.tg = (1-sen).tg = (1-se 10º) tg 10º 0,15
.D.d.k0.tg = .0,4 . 20 . 0,15 3,77 Prof. José Mário Doleys Soares
254 m 2 64 m 2
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. D.d .k 0 .tg 0,015 A0 . D.d .k 0 .tg 0,06 A
AN 0 = 254 x 20 (1-e -0,015 ) 76kN
1 e 0 , 06 136 A. N 64 .(14 10).18.1 0 , 06
AN = 76 x 136 = 212kN
profundidade máxima até onde atua o atrito negativo p 0. D '. A
20.0,4 (14 10).64
0,03
z. D A
0,2 (Figura 7)
z = 0,2 x 64/0,4 = 32m>18m e, portanto, toda camada compressível contribuirá para o atrito negativo 2°Exercício : Calcular a carga devido ao atrito negativo atuante nas estacas de
25 cm de diâmetro solidarizadas por um bloco. O espaçamento entre as estacas é de 1m nos dois sentidos e as mesmas atravessam uma camada compressível de 10 m de espessura sobre a qual será lançado um aterro de 2m de altura, com peso específico de 18 kN/m 3. Adotar para a camada compressível os mesmos parâmetros geotécnicos do exercício anterior. Solução: 2 p o= 2x 18 = 36 kN/m
k 0 tg = 0,15
'= 14- 10 = 4 kN/m3 .D.d.k0.tg = .0,25 . 10 . 0,15 1,18 a) Estacas do interior do bloco A0 - A = 1 x 1 = 1 m ²
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. D.d .k 0 .tg 1,18 A0 . D.d .k 0 .tg 1,18 A
AN 0 = 1 x 36 (1-e -1,18 ) =24,9kN
1 e 1,18 16,5kN A. N 1.4.10.1 1,18
AN = 41,1kN
b) Estacas do vértice A0 A
(1 0,9.10)
2
4
25 m 2
. D.d .k 0 .tg 0,047 A 0 . D.d .k 0 .tg 0,047 A
AN 0 = 25 x 36 (1-e -0,047 ) =41,3kN
1 e 0 , 047 23 ,1kN A. N 25 .4 .10 . 1 0 , 047
AN = 64,4kN
c) Estacas da periferia A0
10 1 A 0,9 .1 5m 2 2 2
. D.d .k 0 .tg 0,236 A0 . D.d .k 0 .tg 0,236 A
AN 0 = 5 x 36 (1-e -0,236 ) =37,8kN Prof. José Mário Doleys Soares
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1 e 0 , 236 21,8 kN A. N 5 . 4 .10 . 1 0, 236
AN = 37,8+21,8 = 59,6kN
3° Exercício : Calcular o atrito negativo atuante numa estaca de 50 cm de
diâmetro
causado
lançamento
de
um
pelo aterro
imediatamente após a cravação da estaca, como indica a figura. Usar o método de Johnson e Kavanagh. Dados Aterro: h = 4 m y= 18kN/m3 Camada compressível: d=8m
= 10kN/m3 e0 = 1,9 Cc = 0,25
1° Passo : Cálculo do recalque, por adensamento, devido ao lançamento do
aterro, caso não houvesse a estaca: r d p 0
C c 1 e0
8 2
p 0 p log p 0
10 40kN / m ²
p = 4 x 18 = 72kN/m²
r 8
40 72 0,3083 m log 1 1,9 40 0,25
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2° Passo: Cálculo da parcela de atrito (carga por unidade de comprimento) a uma dada profundidade x contada do topo da camada compressível, em função do valor de f 0 atuante nesse topo e decrescendo linearmente até zero no final da camada compressível, como mostra a figura acima.
f x f 0 1
x
d
Dividindo-se a camada compressível com 10 subcamadas de espessura constante, tem-se:
x
d n
8 10
0,80m
Força total devido a uma subcamada F x
x x . x f x . x f 0 . 1 . x f 0 1 . d n x
Admitindo-se que a força total Fx de cada subcamada solicite o solo formando um ângulo =30°, então a variação média de pressão p, na profundidade x causada pela força F x, será: x x F x n. x p 2 x x . .tg R . .tg R 2 2 f 0 1
em que R = D/2 é o raio da estaca. Como x=i.x- x/2=(2i-1)x/2 , em que i é o número da subcamada em estudo, então:
p p p
8. f 0 . x(2n 2i 1)
.n(16 R ² 8 R x( 2i 1).tg x ²(2i 1)².tg ² )
8. f 0 .0,80.( 2.1 2i )
.10(16.0,25² 8.0,25.0,8.(2i 1).0,577 0,8²(2i 1)².0,577²) 0,204.(2.1 2i ) 1 0,923.( 2i 1).0,577 0,213.( 2i 1)²
. f 0
Pressão efetiva inicial devido à camada compressível, acima da profundidade x. Prof. José Mário Doleys Soares
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p 0
p0
1 2
i. x
10 4
x x.(2i 1) 2 4
,8.(2i 1) 2.(2i 1)
Recalque da camada compressível devido à força F x agindo na subcamada da profundidade x . r x x
p 0 p log p 0
C c 1 e0
como x = i. x / 2 , então
r i i. x
x C c p 0 p x log 2 1 e0 p 0
em que r i é o recalque da camada compressível devido à força de atrito na subcamada i . Substituindo-se os valores de x, Cc, e0, p0 e p ficaremos com a expressão r i expressa apenas em função de i e f 0. Assim, o problema fica resumido a se arbitrar valores para f 0 até que a soma das parcelas r i, fazendose i = 1,2 .... 10, seja igual ao recalque r calculado no 1° Passo. Para este cálculo, foi elaborada a tabela a seguir: f 0 (kN/m)
30
40
50
r 1 r 2 r 3 r 4 r s r 6 r 7 r 8 r 9 r 10
0,050 0,063 0,046 0,029 0,018 0,011 0,006 0,004 0,002 0,000
0,054 0,073 0,056 0,037 0,023 0,014 0,009 0,005 0,002 0,001
0,057 0,081 0,065 0,044 0,028 0,018 0,011 0,006 0,003 0,001
Soma
2.229
0,274
0,315
r i
45 kN/m (valor intermediário entre 40 e 50 kN/m). A força total de atrito negativo será, então:
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AN f 0
d 2
8
45 180kN 2
ENSAIO DE CARREGAMENTO DINÂMICO: EXEMPLO DE APLICAÇÃO NA DUPLICAÇÃO DA BR 101/SC Luiz Antoniutti Neto e Luís Fernando Debas In Situ Geotecnia S/C Ltda, Curitiba, PR
Luiz Russo Neto Pontifícia Universidade Católica do Paraná / In Si tu Geotecnia S/C Ltda, Curitiba, PR Alessander C. M. Konnann Laboratório de Materiais e Estruturas, Universidade F ederal do Paraná, Curitiba, PR
RESUMO O presente trabalho tem por objetivo divulgar a utilização do ensaio de carregamento dinâmico. Uma breve descrição dessa ferramenta é efetuada. Como exemplo de sua utilização, é apresentada uma prova de carga dinâmica executada nas fundações de um viaduto da duplicação da BR 101, em Santa Catarina. Os resultados do ensaio dinâmico são discutidos com base em uma curva resistência mobilizada versus deslocamentos acumulados. 1 INTRODUÇÃO Em nosso país, os projetos de fundações são correntemente elaborados com base no conceito de capacidade de carga. É usual a estimativa da carga de ruptura de sapatas, tubulões e estacas através de métodos empíricos ou semi-empíricos, baseados principalmente no ensaio SPT. No intuito de evitar Prof. José Mário Doleys Soares
Cap.9 – Atrito Negativo
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que recalques ou deformações excessivas das fundações venham a comprometer a funcionalidade da obra durante sua vida útil, as cargas de ruptura são minoradas através de um fator de segurança, de modo a se estabelecer uma carga de trabalho. Assim, uma das questões que envolvem a segurança das edificações diz respeito à necessidade das fundações estarem aptas a receber os carregamentos previstos em projeto. Para verificar se as fundações executadas em uma dada obra efetivamente suportarão as cargas para as quais foram concebidas, uma técnica que pode ser empregada consiste no Ensaio de Carregamento Dinâmico. Essa ferramenta - que no Brasil vem sendo utilizada desde a década
de 1980 - consiste na instrumentação de estacas e análises com o Método da Equação da Onda (Smith, 1960). No presente trabalho, é efetuada uma rápida descrição do ensaio de carregamento dinâmico, baseada no trabalho de Konnann et al. (1999). No intuito de ilustrar sua utilização, são apresentados dados de ensaios executados nas fundações de um viaduto da duplicação da BR 101, em Santa Catarina 2 O ENSAIO DE CARREGAMENTO DINÂMICO
Quando uma estaca recebe um golpe de martelo, o impacto provoca uma onda de compressão. A onda decorrente do choque do martelo, que inicialmente comprime a cabeça da estaca em frações de segundo se propaga até a ponta, retomando em seguida ao topo e assim sucessivamente. Em estacas de concreto armado, essas ondas viajam com velocidades da ordem de 3500 m/s. À medida que as ondas se deslocam do topo até a ponta da estaca, a sua intensidade tende a se modificar. Para que a estaca supere a resistência oferecida pelo solo e penetre no terreno, a energia transferida pelo martelo é consumida gradualmente. Durante esse processo, a onda produz reflexões compressivas sempre que encontra "barreiras" em seu caminho, tais como atrito lateral e resistência de ponta Por outro lado, caso a onda do impacto encontre regiões de pouco atrito lateral, resistência de ponta reduzida ou até mesmo danos na estaca, uma resposta distinta ocorre. Nessas situações, as reflexões consistirão em ondas de tração. Prof. José Mário Doleys Soares
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Utilizando-se uma instrumentação adequada, é possível medir a intensidade das ondas de impacto do martelo, e as alterações que as mesmas sofrem à medida que encontram as resistências do solo. Para tanto, transdutores de deformação e acelerômetros são posicionados próximo ao topo da estaca, mediante o uso de chumbadores. Esses dispositivos - que são instalados sempre em pares diametralmente opostos - podem observados na Figura 11.
Figura 11 - Detalhe da instrumentação - ensaio de carregamento dinâmico.
Para monitorar os dados de deformação e aceleração que a instrumentação fornece, é necessário o uso de um equipamento específico. Na Figura 12 pode-se observar a unidade conhecida como Pile Driving Analyzer® (PDA), modelo P AL (PDI, 1997), juntamente com um notebook. O PDA condiciona e processa as informações da instrumentação, fornecendo sinais que representam a variação da intensidade de força e velocidade na estaca, ao longo do tempo. Prof. José Mário Doleys Soares
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Durante a cravação da estaca, a monitoração pode fornecer uma série de informações, tais como: - avaliação da capacidade de carga, através do método CASE (Rausche et al, 1971); - força máxima do impacto; - energia do golpe, que é utilizada para calcular a eficiência do sistema de cravação; - tensões máximas, cujo controle reduz o risco de quebra da estaca durante a cravação; - danos estruturais e sua localização.
Figura 12 - Pile Driving Analyzer ® (PDA) - modelo P AL (PDI, 1997).
De modo a se obter uma estimativa mais precisa da capacidade de carga da estaca, os sinais de força e velocidade podem posteriormente ser processados com o método CAPWAP®. Essa técnica é um processo iterativo, em que um sinal calculado numericamente é ajustado de modo a reproduzir, da melhor forma possível, o sinal medido em campo. Quando essa condição é Prof. José Mário Doleys Soares
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atendida, uma série de parâmetros que descrevem o comportamento do sistema estaca-solo é inferida Dentre essas informações, tem-se a capacidade de carga mobilizada pelo golpe do martelo. Apesar do ensaio de carregamento dinâmico ter sido originalmente concebido para uso em estacas cravadas, essa ferramenta vem encontrando aplicação crescente em tubulões e estacas moldadas in loco. Para tanto, basta que se disponha de um sistema que permita aplicar golpes na fundação. A metodologia descrita está normatizada pela NBR 13208 - Ensaio de Carregamento Dinâmico (ABNT, 1994). Quando a capacidade de carga de um estaqueamento é verificada com provas de carga estáticas ou com o ensaio de carregamento dinâmico, a norma NBR 6122 - Projeto e execução de fundações (ABNT, 1996) fixa critérios que permitem otimizar o coeficiente de segurança do projeto. Uma vez que a determinação experimental do comportamento das estacas minimiza as incertezas comuns em projetos geotécnicos, coeficientes de segurança inferiores aos usuais poderão ser empregados. Caso 1% das estacas da obra sejam ensaiadas estaticamente, ou 3% dinamicamente, o coeficiente de segurança global pode ser reduzido até o valor de 1,6.
3 CASO DE OBRA: BR 101/SC 3.1 Dados da obra Para o presente trabalho, foi selecionado como exemplo o caso de um viaduto da duplicação da BR 101/SC. Na Figura 13, pode-se observar dados representativos de sondagens SPT, bem como um perfil geotécnico do local do ensaio dinâmico, que será descrito adiante. O terreno está associado a um perfil de solo residual. Inicialmente, temse a presença de um aterro, com espessura aproximada de 2,0 m. E m seguida, ocorre uma camada de argila arenosa cinza escura, muito mole a mole, com cerca de 6,0 m de espessura. Subjacente a esse material, aparece um silte argiloso rijo a duro, que se estende até o limite de sondagem. As estacas da obra em questão são do tipo hélice contínua, com 70 cm de diâmetro. Dentre os diversos elementos ensaiados nas fundações do
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Cap.9 – Atrito Negativo
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viaduto, será descrita a prova de carga de uma estaca com comprimento útil igual a 11,30 m, com uma carga de trabalho de 1700 kN.
Figura 13 - Perfil geotécnico representativo
3.2 Prova de carga dinâmica P
ara a execução do ensaio de carregamento dinâmico foi utilizado um
martelo do tipo queda livre, com pilão de 51 kN. O sistema amortecedor consistiu em capacete, cepo e coxim de madeira. O topo da estaca foi preparado previamente, com a concretagem de um bloco armado. Esse reforço possuía uma seção circular de 72 cm e comprimento de 190 cm. A instrumentação foi posicionada a cerca de 55 cm do topo da estaca (2,45 m abaixo do topo do reforço). O ensaio foi executado com alturas de queda crescentes do martelo (e.g. Aoki, 1989). Tal procedimento é correntemente designado como prova de carga dinâmica. Com o objetivo de mobilizar tanto quanto possível as resistências do sistema estaca-solo, as alturas de queda receberam incrementos graduais. As tensões compressivas foram controladas, de modo a se evitar danos estruturais à estaca Os golpes do martelo foram monitorados com o PDA, tendo-se medido também as negas correspondentes com lápis e papel. Prof. José Mário Doleys Soares
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A Tabela 1 resume dados do ensaio. A prova de carga dinâmica compreendeu 8 golpes, com alturas de queda variando entre 100 e 450 cm. As tensões de tração máximas abaixo dos sensores (TSX) apresentaram uma intensidade reduzida. A máxima tensão compressiva (CSX) do último golpe que envolveu uma altura de queda considerável - atingiu 24,0 Mpa. A Figura 14 apresenta os sinais de força (linha cheia) e de velocidade x impedância (linha tracejada) correspondentes a esse golpe. Ambos os sinais crescem continuamente dentro do intervalo 2L/c , o que sugere uma interferência do martelo. Em torno de 3L/c , o sinal de força passa a se situar sensivelmente abaixo do sinal de velocidade x impedância Esse comportamento está associado à maior magnitude dos deslocamentos obtidos com o último golpe. A interpretação dos sinais monitorados permitiu definir uma velocidade de propagação de onda igual a 3550 m/s.
Tabela 1 - Dados da prova de carga dinâmica.
Golpe
Nega (mm) TSX (MPa)
CSX (MPa)
1
Altura de Queda (cm) 100
0,0
0,3
6,3
EMX (kN.m) 9,4
2
120
0,0
0,6
7,3
13,2
3
160
1,5
0,5
9,4
20,0
4
200
1,0
0,5
11,4
27,3
5
250
1,0
0,5
13,2
34,6
6
300
3,0
0,3
15,2
43,7
7
350
3,0
0,3
16,8
52,5
8
450
6,5
0,8
24,0
85,1
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Figura 14 - Sinais de força e velocidade x impedância do golpe 8.
3.3 Resultados e interpretação No intuito de se obter parâmetros para a avaliação das resistências mobilizadas no ensaio, o golpe número 5, correspondente à altura de queda de 250 cm, foi analisado pelo programa CAPWAP. Os resultados mostraram uma resistência mobilizada de 2796 kN, sendo 56 % da mesma correspondente a atrito lateral. A interpretação dessa análise, em conjunto como dados de outras estacas da obra, sugeriu o uso um fator de amortecimento do Método Case (J c ) igual a 0,25. Com base nesse valor de amortecimento, foram avaliadas as resistências mobilizadas golpe a golpe (Tab. 2). Estão incluídos também na Tabela 2 os deslocamentos máximos (DMX) e permanentes (DFN) de cada golpe. Esses dados são calculados, envolvendo-se integrações dos sinais monitorados. Os dados da Tabela 2 podem ser utilizados para a simulação de uma curva carga versus recalque. Conforme discutido por Kormann et al. (2000a, 2000b), que analisaram tanto provas de carga estáticas como dinâmicas em estacas hélice contínua, a interpretação dos ensaios pode ser efetuada considerando-se os mesmos como uma sucessão de ciclos de carregamento (e.g. Seitz 1984, Niyama e Aoki 1991). Para tanto, deve-se acumular os deslocamentos permanentes resultantes de cada golpe. Esse conceito está ilustrado na Figura 5. O deslocamento acumulado consiste no somatório dos deslocamentos
permanentes
dos
golpes
anteriores,
acrescidos
do
deslocamento máximo (DMX) do golpe em questão. Para o traçado da curva, foram utilizadas as negas calculadas (DFN) e as medições efetuadas com lápis e papel. Prof. José Mário Doleys Soares
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24 Tabela 2 - Resistências e deslocamentos mobilizados nos golpes.
Golpe 1 2 3 4 5 6 7 8
Altura de Queda* (cm) 100 120 160 200 250 300 350 450
DMX (mm) 5 7 9 10 12 14 16 20
DFN (mm) 0 1 2 3 4 5 6
RMX(kN) 1755 2014 2215 2326 2430 2665 2858 3325
A carga máxima que pôde ser mobilizada com o martelo disponível, igual a 3325 kN, mostrou-se segura em relação à carga de trabalho da estaca (1700 kN). Deve-se observar que para estacas do tipo escavadas, como as aqui descritas, o conceito de ruptura física não é diretamente aplicável. Nesse tipo de fundação — em que uma contribuição de ponta reduzida está associada a pequenos deslocamentos — a mobilização de resistências tende a aumentar continuamente com os recalques. A forma da curva carga x recalque da Figura 15 sugere que resistências mais altas poderiam ser alcançadas caso maiores deslocamentos fossem obtidos no ensaio.
Figura 15 - Curva deslocamento acumulado versus resistência mobilizada (RMX).
4 CONCLUSÕES Prof. José Mário Doleys Soares
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No presente trabalho, procurou-se abordar conceitos básicos do ensaio de carregamento dinâmico. O caso de obra apresentado - o de uma prova de carga dinâmica de um viaduto da duplicação da BR 101/SC - ilustra o potencial dessa técnica como ferramenta de controle de qualidade. A estaca hélice contínua executada em um perfil de solo residual, com 70 cm de diâmetro e 11,3 m de comprimento, mostrou uma resistência mobilizada de 3325 kN, a qual foi considerada satisfatória Apesar do martelo da prova de carga dinâmica possuir um peso de 51 kN e de se ter alcançado uma altura de queda de 450 cm, a estaca suportou adequadamente as tensões compressivas máximas do ensaio (24 MPa).
REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ABNT (1994), NBR 13208, Estacas - Erisaio de Carregamento Dinâmico, 4 p. ABNT (1996), NBR 6122, NBR 6122, Projeto e Execução de Fundações, 33 p. AOKI, N. (1989), A New Dynamic Load Test Concept, Discussion Session 14, TC Pile Driving, XIIICSMFE, Rio de Janeiro, v. l, p. 1-4. KORMANN, A.C.M., ANTONIUTTI NETO, L.A. e RUSSO NETO, L.R. (1999), Ensaio de Carregamento Dinâmico: Caso de Obra com Estaca Cravada em Terreno da Formação Guabirotuba, Anais da Mesa Redonda Características Geotécnicas da Formação Guabirotuba, ABMS/UFPR, Curitiba, p. 173-182.
KORMANN, A.C.M., CHAMECKI, P.R., RUSSO NETO, L., ANTONIUTTI NETO, L. e BERNARDES, G.P. (2000a), Estacas Hélice Contínua em Argila Sobreadensada: Comportamento em Provas de Carga Estáticas e Dinâmicas, SEFEIV, ABMS/ABEF, São Paulo. KORMANN, A.C.M, CHAMECKI, P.R., RUSSO NETO, L., ANTONIUTTI NETO, L. e BERNARDES, G.P. (2000b), Behavior of Short CFA Piles in an Overconsolidated Clay Based on Static and Dynamic Load Tests, Proc. 6th Int. Conf. Applic. of Stress- Wave Theory to Piles, a ser publicado.
NIYAMA, S. e AOKI, N. (1991), Correlação entre Provas de Carga Dinâmica e Estática no Campo Experimental da EPUSP/ABEF, 2° Sem. de Eng. de Fundações Especiais, São Paulo, pp. 285-293.
PDI (1997), Pile Driving Analyzer, PALModel, User s Manual, Pile Dynamics, Cleveland.
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RAUSCHE, F., GOBLE, G.G. e MOSES, F. (1971), A New Testing Procedure for Axial Pile Strength, Third Offshore Technology Conference, Houston, p. 633-642. SEITZ, J.M. (1984), Dynamic Testing of Bored Piles in Non-cohesive Soils, Proc. 2nd Int.Conf. Applic. of Stress-Wave Theory to Piles, pp. 201-209.
SMITH, E.A.L. (1960), Pile Driving Analysis by the Wave Equation, Journal of the Soil Mechanics and Foundation Division, ASCE, SM4, p. 35-61.
PROVA DE CARGA DINÂMICA
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