Controle Atraves de Métodos Dinãmicos

C ON T T R OL E D E F U N N D A Ç ÕE S P R OF U N N D A S A T R A V É S D E M MÉ T OD O S D I N Â M I C O S ( E Ç A L V E E S ) E N G º C L A U D I O G ON Ç

e l o r t n o C e d s o c i m â n i D s o INTRODUÇÃO d 1. o t é Embora os carregamentos de trabalho aplicados às estacas sejam quase sempre estáticos (à exceção de M fundações que sofrem efeitos dinâmicos como, por exemplo, as bases de máquinas), não se pode negar que,

M É T OD O S D I N Â M I C O S D E C ON T T R OL E

ao serem cravadas por percussão, os controles a serem feitos quase sempre devem estar associados a métodos dinâmicos. Na prática diária, erroneamente faz-se muito comum proceder-se à recusa de uma estaca que não apresente uma determinada impenetrabilidade previamente “calculada”, em relação a uma determinada energia aplicada a esta, proveniente dos golpes do martelo que a crava. A origem da cravação de estacas como elementos de fundação é tão antiga quanto a do homem e, sem dúvida, uma das maiores incógnitas que ainda persistem e se faz objeto de muita polêmica esta relacionada à avaliação da capacidade de carga de estacas cravadas. Segundo consta na literatura, a primeira Fórmula Dinâmica desenvolvida com a finalidade de determinar a capacidade de carga última de uma estaca cravada foi a de Weisbach (1820) e, até 1955, já haviam sido desenvolvidas e cadastradas cerca de 450 fórmulas dinâmicas, visando avaliar a capacidade de carga de estacas cravadas. A partir de 1960, houve significativo avanço tecnológico nesse sentido, pois o desenvolvimento de um modelo matemático proposto por Smith (1960), tendo t endo por embasamento a Teoria de Propagação de Ondas, passou a ser adotado como representativo para explicar fisicamente o fenômeno de cravação de estacas. Procedimento) aborda tópicos sobre esse assunto A NBR-6122/2010 - (Projeto e Execução de Fundações – Procedimento) aborda da seguinte forma: “I tem tem 3.2.5 3.2.5 – NEGA NEGA → Medida da penetração permanente de uma estaca, causada pela aplicação de um

golpe de martelo ou pilão, sempre relacionada com a energia de cravação. Dada a sua pequena grandeza, em geral é medida para uma série de 10 (dez) golpes”.

tem “I tem

3.2.6 – REPIQUE →

Parcela elástica do deslocamento máximo de uma estaca decorrente da

aplicação de um golpe de martelo ou pilão”. “I tem tem 8.2.1.4 8.2.1.4 – MÉTODOS MÉTODOS

DI NÂMI COS COS → São métodos de estimativa de carga de fundações profundas,

baseados na previsão e/ou verificação do seu comportamento sob ação de carregamento dinâmico ”.

e l o r t n o C e d s o c i m â n i D s o INTRODUÇÃO d 1. o t é Embora os carregamentos de trabalho aplicados às estacas sejam quase sempre estáticos (à exceção de M fundações que sofrem efeitos dinâmicos como, por exemplo, as bases de máquinas), não se pode negar que,

M É T OD O S D I N Â M I C O S D E C ON T T R OL E

ao serem cravadas por percussão, os controles a serem feitos quase sempre devem estar associados a métodos dinâmicos. Na prática diária, erroneamente faz-se muito comum proceder-se à recusa de uma estaca que não apresente uma determinada impenetrabilidade previamente “calculada”, em relação a uma determinada energia aplicada a esta, proveniente dos golpes do martelo que a crava. A origem da cravação de estacas como elementos de fundação é tão antiga quanto a do homem e, sem dúvida, uma das maiores incógnitas que ainda persistem e se faz objeto de muita polêmica esta relacionada à avaliação da capacidade de carga de estacas cravadas. Segundo consta na literatura, a primeira Fórmula Dinâmica desenvolvida com a finalidade de determinar a capacidade de carga última de uma estaca cravada foi a de Weisbach (1820) e, até 1955, já haviam sido desenvolvidas e cadastradas cerca de 450 fórmulas dinâmicas, visando avaliar a capacidade de carga de estacas cravadas. A partir de 1960, houve significativo avanço tecnológico nesse sentido, pois o desenvolvimento de um modelo matemático proposto por Smith (1960), tendo t endo por embasamento a Teoria de Propagação de Ondas, passou a ser adotado como representativo para explicar fisicamente o fenômeno de cravação de estacas. Procedimento) aborda tópicos sobre esse assunto A NBR-6122/2010 - (Projeto e Execução de Fundações – Procedimento) aborda da seguinte forma: “I tem tem 3.2.5 3.2.5 – NEGA NEGA → Medida da penetração permanente de uma estaca, causada pela aplicação de um

golpe de martelo ou pilão, sempre relacionada com a energia de cravação. Dada a sua pequena grandeza, em geral é medida para uma série de 10 (dez) golpes”.

tem “I tem

3.2.6 – REPIQUE →

Parcela elástica do deslocamento máximo de uma estaca decorrente da

aplicação de um golpe de martelo ou pilão”. “I tem tem 8.2.1.4 8.2.1.4 – MÉTODOS MÉTODOS

DI NÂMI COS COS → São métodos de estimativa de carga de fundações profundas,

baseados na previsão e/ou verificação do seu comportamento sob ação de carregamento dinâmico ”.

“I tem tem

8.2.1.5 8.2.1.5

–

FÓRMULAS DINÂMICAS

→ Fórmulas Dinâmicas baseadas na nega visam

principalmente assegurar a homogeneidade das estacas cravadas. Em determinados tipos de terreno t erreno deve ser levada em conta, na verificação da nega, sua diminuição (cicatrização) ou aumento (relaxação)”.

tem 8.2.1.6 8.2.1.6 – E E NSAI NSAI OS “I tem

DE CARRE GAMENTO DI NÃMICO → O ensaio de carregamento dinâmico

visa à avaliação de cargas mobilizadas na interface solo-estaca, fundamentada na aplicação da Teoria da Equação da Onda Unidimensional, conforme ABNT NBR-13208 – Estacas – Ensaio de Carregamento Dinâmico – Método de Ensaio. Deve-se, contudo, observar que durante o ensaio de carregamento dinâmico o atrito lateral é sempre positivo, ainda que venha a ser negativo ao longo da vida útil da estaca”. “I tem tem

9.2.2.3 9.2.2.3 – QUA QUANTIDADE NTIDADE DE E NSAIOS DI NÂMI COS COS → Para comprovação de desempenho, as

provas de carga estática podem ser substituídas por ensaios de carregamento dinâmico na proporção de cinco ensaios dinâmicos para cada prova de carga estática....”. “ Anexo Anexo

D – I I tem D 8 →

idos em todas as estacas, atendendo-se às A nega e o repique devem ser med idos

condições de segurança. Deve-se elaborar o diagrama de cravação em 100% das estacas. Há terrenos que têm comportamento de relaxação e outros de cicatrização. Para sua identificação é recomendada a determinação da nega descansada (alguns dias após o termino da cravação). A relaxação ou cicatrização variam de poucas horas para os solos não coesivos e até alguns dias para solos argilosos. Quando a nova nega for superior à obtida no final da cravação, as estacas devem ser recravadas. Quando a nova nega for inferior à obtida no final da cravação, deve-se limitar o numero de golpes para não causar danos à estaca. Neste caso a nega originalmente especificada deverá deverá ser reavaliada”.

2. FÓRMULAS DINÂMICAS As fórmulas dinâmicas baseadas na medida da nega e repique elástico durante a cravação de estacas continua sendo apesar das críticas, uma ferramenta importante para o controle do comprimento de cravação e avaliação da capacidade de carga. A própria NBR-6122/2010 define como já citado, que as fórmulas dinâmicas visam apenas garantir a homogeneidade das fundações (item 8.2.1.5). Com o surgimento dos métodos que utilizam a "Teoria da Equação da Onda" (Smith, 1960), houve um avanço muito grande na instrumentação de campo (PDA, TNO, IFCO, IPT-CASE  e outros) para controle de fundações profundas com base no ensaio de carregamento dinâmico e prova de carga dinâmica. Porém, a utilização de métodos simples continua sendo uma exigência dos engenheiros que executam fundações. Como a análise e quantificação de alguns parâmetros passaram a ser viáveis através da teoria da equação de onda, novas fórmulas dinâmicas continuaram sendo criadas (Uto et al .,1985) .,1985) e as já existentes puderam ser reavaliadas (Sakai et al.,1996) al.,1996) e aferidas (Gonçalves et al.,1998). al.,1998). No Brasil, a fórmula Dinâmica de Hiley (1925) e o método proposto por Uto et al . (1985) são os mais difundidos para estimativa da capacidade de carga estática (RMX) e controle da nega para critério de interrupção da cravação (Velloso, 1987 e Aoki, 1989), embora existam inúmeros outros métodos desenvolvidos para tal finalidade.

e O princípio básico de todas as fórmulas dinâmicas está ilustrado na figura 1. A energia efetiva transmitida e l o o trabalho realizado no impacto do martelo na cabeça da estaca são dados pela expressão: r t n o C e e s W H Qd s0 S pp  Qd S ep  Qd S es (1) e d s Onde: o c i m  so = penetração da estaca (nega); â n i  S pp = deformação plástica da estaca; D s  S ep = deformação elástica da estaca; o d  Ses = deformação elástica do solo (quake); o t é  W = peso do martelo; M

  











 



H = altura de queda;



e = fator de eficiência do martelo;



e s = fator de eficiência devido ao impacto;



Qd = resistência dinâmica.

Figura 1 - Energia transferida e deslocamentos da estaca durante um golpe do martelo (Janbu - 1951)

As diferentes fórmulas dinâmicas existentes dependem das hipóteses e simplificações adotadas pelos autores. Uma análise da validade de algumas fórmulas dinâmicas, bem como a apresentação de modificações foi apresentada por Ramey e Johnson (1979). A seguir, será apresentado o desenvolvimento da fórmula dinâmica de JANBU com base na primeira versão escrita em 1951, referente à sua monografia do curso de graduação em engenharia civil.

2.1. FÓRMULA DE JANBU (1951) Com base na equação 1, se considerarmos a proporcionalidade das deformações elásticas do solo (Ses) e da estaca (Sep) com a resistência dinâmica (Qd), os fatores  e  são iguais a 0,5. Como a deformação plástica da estaca é usualmente pequena, para fins práticos, ela pode ser desprezada (S pp = 0). Convencionalmente, a resistência dinâmica do solo é levada em consideração assumindo um incremento de carga proporcional à resistência estática. Na fórmula de JANBU, a resistência estática é multiplicada pelo fator . Este fator pode ser considerado como o produto de dois fatores que representam a situação que ocorre durante o impacto. O primeiro fator descreve o efeito dinâmico e está relacionado às forças de inércia e amortecimento. O segundo fator leva em conta o efeito do amolgamento e das poro-pressões acumuladas que podem reduzir a resistência, no caso de solos colapsíveis, ou aumentar para solos dilatantes. Para o caso do efeito do amolgamento e poro-pressões geradas serem levadas em consideração na avaliação da resistência estática, o fator  passa a representar apenas a parte dinâmica. Como orientação, a tabela 13.6 apresenta proposta de valores do fator  em função do tipo de solo. Tabela 1 - Valores do Fator em função do tipo de solo

TIPO DE SOLO

FATOR

Areia

1,00 - 1,15

Areia Siltosa

1,15 - 1,25

Silte Arenoso

1,20 - 1,45

Argila Siltosa

1,40 - 1,70

Argila

1,70 - 2,10

Estes valores em termos de porcentagem são muito próximos aos valores do coeficiente de amortecimento adimensional propostos por Hermansson e Grävare (1978). A deformação elástica da estaca, devido à carga mobilizada (ponta e fuste), pelo impacto do martelo, pode ser calculada com base na Lei de Hooke pela expressão:

S ep 

Qd  Le A  E

Onde: 

A = área da seção da estaca;



E = Módulo de Elasticidade;



Le = Comprimento efetivo da estaca Le =  . L;



Q0 = resistência mobilizada.

(2)

e l o r t n o C e d s o c i m â n i D s o d o t é M

O fator  é função do comprimento da estaca e da resistência do solo na ponta da estaca. Para uma estaca curta ( L < 10 m) e resistência alta, o fator  está próximo da unidade e para resistência baixa fica em torno de 0,7. Para estacas longas o valor de  pode variar entre 0,5 e 1,0, dependendo da distribuição da resistência mobilizada. No caso de estacas muito longas, como no caso de fundações Offshore, este valor pode ser inferior a 0,5. A equação que determina a capacidade de carga mobilizada pode ser obtida rearranjando a equação (1), inserindo a equação 2 e incorporando as hipóteses e considerações descritas acima. Assim temos: Qu



2e  e s

 W  H

(3)

      S es  W  H  Le 1     s0     1  1  e  e s  2  2   A  E  S es     s0    2    

Através da equação 3 é possível fazer um estudo paramétrico da influência de cada variável no valor da resistência mobilizada. A figura 13.38 mostra a influência da deformação elástica do solo na construção dos diagramas de cravação para uma estaca Offshore. Os parâmetros mantidos constantes estão apresentados na figura. Para resistência de 4 MN verifica-se que a estaca atinge o impenetrável para valor de deformação elástica do solo situado sob sua ponta, superior a 5,0 mm.

Figura 2 - Diagramas de cravação de uma estaca (Bernardes – 1989)

A equação 3 pode ser escrita substituindo-se alguns parâmetros por símbolos mais conhecidos na prática brasileira, ficando da forma:

RMX 

2  E ef

       L 1  C      s  3   1  1  E ef   2  A  E  C 3    2    s      2   

(4)

Onde: 

RMX = Resistência máxima mobilizada;



Eef. = Energia efetiva transmitida à estaca;



C3 = deformação elástica do solo.

Com as equações apresentadas acima, o controle da cravação para garantir a uniformidade do estaqueamento pela medida de negas aproximadamente iguais, pode ser estimado pela expressão: s 

1 N



E ef RMX



K 2

(5)

Na equação 5, o valor de RMX representa a resistência máxima do solo sendo igual a duas vezes a carga de trabalho prevista para a estaca. O parâmetro K é a soma das deformações elásticas do solo e da estaca (C2 + C3). A energia efetivamente transmitida à estaca (E ef ), para martelos do tipo queda livre, corresponde a cerca de 40 % a 60 % da energia potencial (W.H) envolvida no processo de cravação, considerando-se o sistema de amortecedores já devidamente amaciado pelo processo de cravação.

2.2. FÓRMULA DE HILEY (1925) Neste item será descrita a proposta de Chellis (1961) para a determinação da resistência de uma estaca cravada. De acordo com esse autor, a fórmula dinâmica de HILEY para a determinação dessa resistência pode ser escrita da seguinte forma: Ru



e W  H s  0,5  C 1  C 2

 C 3 



W   2 W p

W  W 

Onde: 

Ru = Resistência última da estaca;



e = Eficiência do martelo;



W = Peso do martelo do bate-estaca;



H = Altura de queda do martelo;

p

(6)




η = Coeficiente de restituição;



W p = Peso da estaca;

 

s = Penetração permanente da estaca, para um golpe do martelo (nega); C 1 , C 2 e C 3 = Compressões elásticas (repiques) do capacete, estaca e solo, respectivamente.

Na figura 3 e na figura 4 que seguem, estão representados dispositivos práticos para medição, em campo, dos valores das deformações elásticas (C 2 + C 3) e da penetração permanente ( s), durante a aplicação dos golpes do martelo dos bate-estacas. O valor C 1 corresponde à deformação elástica do capacete, e pode ser desprezada (C 1 = 0).

Vista Frontal

Vista Lateral

Figura 3 - Medida da nega e repique

Figura 4 - Dispositivo para obtenção dos valores de C 2 , C 3 e Nega ( S) (Souza Filho e Abreu - 1989)

A formulação matemática de HILEY considera que uma parte da energia aplicada é consumida na deformação elástica do sistema, em que (C 1 + C 2 + C 3) representariam perdas de energia de cravação, em conformidade com os conceitos prescritos nas fórmulas dinâmicas de cravação. Assim, podemos considerar que a parcela correspondente à deformação elástica da estaca (C 2) será: C 2



Ru    l A  E

 Ru 

C 2  A  E

  l

(7)

Onde: 

 = Fator de redução (0 <  < 1);



l = Comprimento da estaca;



A = Área da seção transversal da estaca;



E = Módulo de elasticidade dinâmico do material da estaca.

Observando as expressões acima, pode-se concluir que R u (resistência última da estaca) é diretamente proporcional ao valor de C2 (deformação elástica da estaca), ou seja, para determinarmos a resistência última R u, basta medirmos o valor da deformação elástica C 2 durante a cravação da estaca. Quanto ao valor da parcela da deformação elástica do solo (Quake = C 3) devida ao carregamento aplicado, é usual adotar-se um valor de 2,5 mm (0,1”), para areias, podendo chegar a valores muito superiores para argilas plásticas. A atribuição de valores de deformações elásticas do solo situado na ponta das estacas, (quake), inicialmente era feita em função da “dificuldade de cravação”.


Esses valores foram arbitrados entre 0,0 e 0,1 polegadas, embora se admitisse que, caso existissem camadas de solo de baixa resistência sob a camada onde estariam apoiadas as pontas das estacas, esse valor poderia ser bastante superior. Diversos autores estudaram esse assunto no decorrer dos anos, porém há de se observar que, sendo uma deformação elástica, o quake depende diretamente do carregamento aplicado e, por consequência, da parcela deste que chega à ponta da estaca para provocar a deformação do solo ali situado. Foreland e Reese (1964) sugeriram a adoção de valores de quake obtidos através de programas para resolução da Equação da Onda. Os valores propostos por esses autores encontram-se na tabela 2 abaixo: Tabela 2 - Valores de quake segundo Foreland e Reese (1964)

Tipo de Solo situado na Ponta das Estacas

Quake (cm)

Areia grossa

0,25

Areia grossa misturada

0,25

Areia fina

0,38

Camadas de areia e argila, mas com pelo menos 50% da estaca em contato com a camada de areia.

0,51

Solo resiliente

0,51

Areia e cascalho

0,38

Souza Filho e Abreu (1990) estudaram diversos casos de cravação de estacas de concreto, sobre as quais foram aplicadas energias de cravação suficientes para que suas pontas atingissem estágios precedentes ao limite de ruptura do solo que alí se encontrava, permitindo assim, a caracterização do quake conforme o modelo elasto-plástico. A tabela 3 apresenta os valores obtidos por esses autores, em função do tipo de solo situado na ponta das estacas. Tabela 3 - Valores de quake em função do tipo de solo

Tipo de Solo situado na Ponta das Estacas

Quake (mm)

Areias

0,0 – 2,5

Areias siltosas e siltes arenosos

2,5 – 5,0

Argilas siltosas e siltes argilosos

5,0 – 7,5

Argilas

7,5 – 10,0

Existem, no entanto, situações onde os valores de quake excedem significativamente os valores apresentados pelos diversos autores. São os casos dos solos com comportamento resiliente, os quais se assemelham a uma borracha, onde a energia aplicada é convertida temporariamente em deformação e não em trabalho. Quando, durante o processo de cravação, forem observados valores de negas (deslocamentos permanentes) relativamente abertas (e > 20 mm/10 golpes) e, conjuntamente, valores de repiques elásticos (deformação elástica) elevados, faz-se prudente desconfiar que o solo possa estar resiliente.

Assumindo a hipótese que a distribuição dos esforços normais na ruptura ao longo da estaca seja conhecida e representada pela função R( z) (Velloso, 1987), tem-se: l

C 2

 0

R( z ).dz A. E

(8)

Onde: 

l = Comprimento da estaca. Para A . E = constante, tem-se: l   Ru l   R( z ).dz 0   l   0 R( z )  dz  l   Ru

(9)

A figura 4 ilustra, fisicamente, o conceito abordado pelo controle das cravações das estacas através do repique elástico, em que, a partir da medição das deformações elásticas que envolvem o sistema, pode-se avaliar a resistência da estaca.

Figura 4 - Esquema físico ilustrativo


Figura 5 - Esquema físico ilustrativo (Cont.)

Avanço significativo foi proposto por Rosa (2000), que apresentou estudo e sugestões para modificações das fórmulas de Uto (1985) e Chellis (1961), objetivando a obtenção de resultados mais precisos. Este autor, estudando o assunto e realizando análises estatísticas dos parâmetros envolvidos nas formulações apresentadas pelo método simplificado de CASE (fundamentado na Teoria de Propagação da Onda), propôs o que denominou de “Fórmula de Chellis Modificada”. Segundo este autor, as modificações sugeridas na

fórmula de Chellis Convencional, resultam na seguinte formulação: RCM



  kK  E  A   L

(10)

Onde: 

RCM = Resistência estática mobilizada pelo golpe aplicado.






A = Área de concreto da seção transversal da estaca.



Ω = 0,03 L + 0,5 = Fator de correção, cujo objetivo é corrigir a tendência de crescimento da

relação RCASE / R FÓRMULA em função do comprimento cravado da estaca. 

kK = C 2 = Deformação elástica da estaca, admitindo-se a existência de fase perfeitamente elástica do solo.



α = Fator de redução (0< α <1). Propõe fixar o valore médio de 0,8.



L = Comprimento da estaca.

Segundo este autor, o coeficiente k depende do tipo de solo situado na ponta da estaca quando da retirada do sinal do repique elástico Em geral, isso ocorre no final da cravação da mesma. Após estudo efetuado em inúmeras estacas cravadas em diversas regiões do país, propõe adotar os médios do coeficiente multiplicador k apresentados na tabela 4 a seguir: Tabela 4 - Valores do coeficiente multiplicador k

Tipo de Solo na Ponta da Estaca

Coeficiente k

Areias

0,8

Siltes

0,7

Argilas

0,7

2.3. FÓRMULA DE BRIX As hipóteses admitidas para esta formulação são as seguintes: 

Fundamenta-se integralmente na teoria de choque Newtoniana, embora essa teoria, tal como formulou Newton, não se preste a embasar tecnicamente problemas relacionados ao fenômeno da cravação de estacas.



Admite a ocorrência de choque perfeitamente elástico no impacto entre o martelo e a estaca, porém despreza a elasticidade que possa ocorrer individualmente à estaca e o martelo.



Admite que imediatamente após a ocorrência do choque entre o martelo e o topo da estaca, estes se separem de tal forma que o peso do martelo não continue auxiliando a penetração da estaca.



Sugere que seja adotado coeficiente de segurança entre 4 e 5 (4 < Cs < 5). Isto posto, a formulação básica proposta por este autor é a seguinte:  P 2  Q  h   e  2    P Q   Rd  Cs

Onde: 

Rd = Resistência oferecida pelo solo à penetração da estaca.



P = Peso do martelo do bate estacas.



Q = Peso total da estaca quando da retirada do sinal de nega.



h = Altura de queda do martelo do bate estacas.



e = Penetração final da estaca para o último golpe do martelo (nega).



C s = Coeficiente de segurança a adotar conforme proposto pelo autor.

(11)

e 2.4. FÓRMULA HOLANDESA l o r t As hipóteses admitidas para esta formulação são as seguintes: n o C  Fundamenta-se integralmente na teoria de choque Newtoniana, embora essa teoria, tal como e formulou Newton, não se preste a embasar tecnicamente problemas relacionados ao fenômeno da d cravação de estacas. s o  Admite a ocorrência de choque inelástico no impacto entre o martelo e a estaca. c i m  Admite que imediatamente após a ocorrência do impacto entre o martelo e o topo da estaca, estes â se separem de tal forma que o peso do martelo não continue auxiliando a penetração da estaca no n i solo. D s  Sugere que seja adotado coeficiente de segurança entre 6 e 12 (6
 P 2  h    P  Q  e   Rd  Cs

(12)

Onde:

3.



Rd = Resistência oferecida pelo solo à penetração da estaca.



P = Peso do martelo do bate estacas.



Q = Peso total da estaca quando da retirada do sinal de nega.



h = Altura de queda do martelo do bate estacas.



e = Penetração final da estaca para o último golpe do martelo (nega).



C s = Coeficiente de segurança a adotar conforme proposto pelos autores.

MEDIDA DA NEGA E R EPIQUE ELÁSTICO

O controle in situ da capacidade de carga de estacas cravadas, é realizado utilizando-se os sinais do deslocamento máximo (nega e repique elástico) obtidos em uma determinada seção da estaca. Esses sinais são obtidos colocando-se uma folha de papel em uma determinada seção da estaca, sobre a qual se move um lápis apoiado em uma régua fixa que serve de referência. Assim, a cada golpe desferido sobre o topo da estaca, é obtido um sinal que representa, de maneira gráfica, a deformação do conjunto estaca-solo quando submetido a um carregamento dinâmico. Esse registro mostra os deslocamentos, máximo e mínimo, sofridos pelo topo da estaca, porém nem sempre permite determinar o tempo decorrido entre os mesmos, o que caracteriza uma deficiência quando da tentativa de interpretar mais sofisticadamente tal sinal, com base nos conceitos fundamentados da Teoria da Equação de Onda. A obtenção desses sinais pode ser feita manual, mecânica, ou eletronicamente. A seguir, serão descritos alguns mecanismos para a obtenção desses sinais.

3.1. OBTENÇÃO MANUAL DOS SINAIS O controle da cravação das estacas pré-fabricadas de concreto via repique elástico, já é usualmente adotado no Brasil e sua teoria está basicamente apoiada no fundamento físico de que a uma dada força está associada uma deformação (Lei de Hooke). A prática diária tem mostrado que os deslocamentos máximos ( DMX ) obtidos nos ensaios de carregamentos dinâmicos com PDA  ( Pile Driving Analyzer ) são comparáveis aos valores dos repiques elásticos somados aos deslocamentos permanentes (negas), medidos simultaneamente. A figura 6 apresenta um esquema da obtenção manual, em campo, do repique elástico em estacas pré-fabricadas de concreto.

Figura 6 - Obtenção manual do repique elástico em campo

3.1.1. INTERPRETAÇÃO DE SINAIS DE R EPIQUES COLETADOS MANUALMENTE Assim como descrito anteriormente, no caso dos sinais coletados em campo através do PDA® ( Pile Driving Analyzer ), os sinais dos repiques elásticos coletados em campo no final da cravação de cada estaca, uma vez interpretados adequadamente, fornecem informações tão confiáveis quanto àqueles anteriormente estudados e apresentados. Obviamente que a precisão das análises e as conclusões a serem tiradas destes sinais, assim como daqueles obtidos no Ensaio de Carregamento Dinâmico, dependem diretamente da qualidade destes e, da experiência do profissional que o faz. A seguir, será apresentada uma série de sinais de repiques elásticos coletados no final das cravações de diversas estacas e a correspondente interpretação do que cada um deles representa fisicamente. Vale salientar que embora sejam sinais reais, coletados em obras, não se encontram apresentados em escala, sendo meramente ilustrativos.

1) EXEMPLO 1 – ESTACA EM DESLOCAMENTO COM ENERGIA CONSTANTE e l o r t Observa-se na figura 7, que à medida que são aplicados os golpes do martelo do bate estaca, ocorre n o deslocamento permanente da estaca e, praticamente são mantidos constantes os valores de nega (S) e C e repique elástico (K) em cada golpe aplicado. d s o c i m â n i D s o d o t é M

Figura 7 – Estaca em deslocamento com energia constante

2) EXEMPLO 2 – ESTACA EM DESLOCAMENTO COM ENERGIA CRESCENTE Na figura 8 é apresentada uma seqüência de sinais, obtida durante a execução de um ensaio de Carregamento Dinâmico, com alturas de queda crescentes ( DLT ), em que se nota, a partir do terceiro sinal (hq = 60 cm), a constância das deformações elásticas ( K ) e o incremento dos deslocamentos permanentes (S ). Tal comportamento caracteriza a ocorrência da ruptura geotécnica.

Figura 8 – Estaca em deslocamento com energia crescente

3) EXEMPLO 3 – ESTACA APOIADA EM SOLO R ESISTENTE COM ENERGIA CONSTANTE Observa-se na figura 9, que à medida que são aplicados os golpes do martelo do bate estaca, não ocorre deslocamento permanente da estaca caracterizado pela nega (S) e, praticamente são mantidos constantes os valores das deformações elásticas caracterizadas pelo repique elástico (K), em cada golpe aplicado.

Figura 9 – Estaca apoiada em solo resistente com energia constante

4) EXEMPLO 4 – ESTACA APOIADA EM SOLO R ESISTENTE COM ENERGIA CRESCENTE No caso da figura 10, verifica-se que os deslocamentos permanentes (S ) mantêm-se constantes e as deformações elásticas ( K ) aumentam com o incremento de energia aplicada em decorrência do aumento da altura de queda do martelo do bate estacas. Nesse caso, a ruptura a ser caracterizada corresponderá à do elemento estrutural (estaca).

Figura 10 – Estaca apoiada em solo resistente com energia crescente

5) EXEMPLO 5 - ESTACA QUEBRADA DURANTE A COLETA DOS SINAIS e l o r Na figura 11a seguir, observa-se uma série de sinais de repiques elásticos, sendo que os dois últimos (da t n o direita para a esquerda) apresentam negas bastante abertas, caracterizando a ocorrência da ruptura estrutural C e da estaca nos dois últimos golpes (da direita para a esquerda) desferidos pelo martelo do bate estacas. d s o c i m â n i D s o d o t é M

Figura 11 – Estaca quebrada durante a coleta dos sinais de repiques elásticos

6) EXEMPLO 6 – PROBLEMAS EM UMA DAS EMENDAS E APOIO EM SOLO R ESISTENTE Observa-se neste caso (Figura 12), a ocorrência de repiques negativos em relação ao referencial horizontal (eixo cartesiano X). A estaca não se desloca a cada golpe aplicado, apenas deforma-se elasticamente, o que caracteriza um comportamento estrutural quanto à sua capacidade de carga. No entanto, a cada golpe aplicado, ocorre a deformação elástica da estaca, ou o seu deslocamento, em relação a ela própria, caracterizando assim, algum tipo de dano estrutural localizado. Tal ruptura, em geral ocorre por esmagamento da seção, uma vez que a estaca não se desloca e os segmentos tendem a deslocar-se entre si, literalmente “sanfonando-se”, à medida que são desferidos os golpes do martelo do bate estacas. Solda mal executada em emenda ou com presença de calços (bacalhaus), proporcionam a ocorrência desse tipo de sinais. Sinais desse tipo não são necessariamente condicionantes à rejeição das estacas que os produziram.

Figura 12 – Estaca apoiada em solo resistente e com algum problema em uma das emendas

7) EXEMPLO 7 – ESTACA COM PROBLEMAS EM UMA DAS EMENDAS E EM DESLOCAMENTO Observa-se neste caso (Figura 13), a ocorrência de pequeno repique negativo em relação ao referencial horizontal (eixo cartesiano X). A estaca se desloca a cada golpe aplicado, o que caracteriza um comportamento geotécnico quanto à sua capacidade de carga. No entanto, a cada golpe aplicado, ocorre a deformação elástica da estaca, ou o seu deslocamento, em relação a ela própria, caracterizando assim, algum tipo de dano estrutural localizado. Sinais desse tipo não são necessariamente condicionantes à rejeição das estacas, porém neste caso, como a estaca ainda está em deslocamento, dificilmente suportará o final da cravação sem que ocorra sua ruptura, pois nessa fase ocorrerão os maiores esforços de cravação.

Figura 13 – Estaca em deslocamento com algum problema em uma das emendas

8) EXEMPLO 8 – ESTACA APOIADA EM SOLO R ESILIENTE Existem situações onde os valores de quake excedem significativamente os valores apresentados pelos diversos autores. São os casos dos solos com comportamento resiliente, os quais se assemelham a uma borracha, onde a energia aplicada é convertida temporariamente em deformação e não em trabalho. Quando, durante o processo de cravação, forem observados valores de negas (deslocamentos permanentes) relativamente abertas (e > 20 mm /10 golpes) e, conjuntamente, valores de repiques elásticos (deformação elástica) elevados, faz-se prudente desconfiar que o solo possa estar resiliente. Os sinais de repiques a seguir, ilustram muito bem tal comportamento (Figura 14).

Figura 14 – Sinais de estaca apoiada em solo resiliente


9) EXEMPLO 9 – ESTACA COM EXCESSIVA INSTABILIDADE LATERAL Sinais como os apresentados a seguir (Figura 15), onde os repiques formam pequenos círculos, são obtidos em estacas que oscilam demasiadamente no final do processo de cravação. Em geral, a persistência no processo de cravação quando se observam repiques elásticos desse tipo, provoca elevado índice de quebras de estacas. Solos com pouco confinamento lateral ou que apresentam o nível d’á gua muito baixo, são característicos desse tipo de comportamento, pois permitem que o fuste das estacas desloque-se lateralmente, mesmo estando guiado pelo capacete do bate estacas. Há sempre risco de quebras de estacas em cravações que apresentem tal comportamento

Figura 15 – Repiques coletados em estaca instável lateralmente

10) EXEMPLO 10 – INSTABILIDADE DURANTE A APLICAÇÃO DOS GOLPES DO MARTELO Sinais de repiques elásticos como os apresentados na figura 16, mostram claramente que existe acentuada heterogeneidade na aplicação dos golpes do martelo do bate estacas. Isso em geral ocorre em função de alguma inabilidade operacional ou, imediatamente após a troca das lonas do guincho do bate estacas, fase em que o maquinista apresenta certa dificuldade em manter a freqüência da aplicação dos golpes do martelo.

Figura 16 – Instabilidade durante a aplicação dos golpes do martelo

11) EXEMPLO 11 – INSTABILIDADE LATERAL E VARIAÇÃO NA ENERGIA APLICADA Conforme já mostrado anteriormente, este tipo de sinais aglutina dois problemas em uma única estaca, ou seja, a ocorrência de instabilidade lateral durante o processo de cravação em decorrência da falta de confinamento lateral do fuste da mesma e, a instabilidade de energia aplicada a cada golpe desferido pelo martelo do bate-estaca. Estacas que apresentam esse tipo de sinais (Figura 17) tendem a romperem-se durante o processo de cravação, principalmente quando da coleta dos sinais de repiques elásticos e negas no final da cravação das mesmas.

Figura 17 – Repiques coletados em estaca instável lateralmente e com variação de energia aplicada

12) EXEMPLO 12 – ESTACA INSTÁVEL LATERALMENTE APOIADA EM SOLO R ESISTENTE Observa-se nos sinais apresentados na figura 18, que a cada golpe aplicado, surge registrado um segundo golpe de menor intensidade. Neste caso, a ponta da estaca encontra-se apoiada em solo muito resistente e, durante a aplicação de cada golpe, o martelo sobe repicado após o impacto com o topo e cai novamente, registrando novo sinal de repique, porém de menor intensidade. Verifica-se a cada golpe aplicado, a falta de confinamento lateral entre o fuste da estaca e o solo que a circunda.

Figura 18 – Estaca instável lateralmente apoiada em solo resistente


13) EXEMPLO 13 – ESTACA ESTÁVEL LATERALMENTE APOIADA EM SOLO R ESISTENTE Observa-se nos sinais apresentados na figura 19, que a cada golpe aplicado, surge registrado um segundo golpe de menor intensidade. Neste caso, a ponta da estaca encontra-se apoiada em solo muito resistente e, durante a aplicação de cada golpe, o martelo sobe repicado após o impacto com o topo e cai novamente, registrando novo sinal de repique, porém de menor intensidade. Verifica-se a cada golpe aplicado, pouca falta de confinamento lateral entre o fuste da estaca e o solo que a circunda, pois embora se verifique a ocorrência de pequenos círculos em cada sinal registrado, estes só aparecem na ponta dos repiques elásticos e não no sinal do repique como um todo. Neste caso, parece que tais círculos se formam em decorrência de alguma instabilidade horizontal provocada por folgas do martelo ou do capacete em relação às guias da torre do bate estacas.

Figura 19 – Estaca estável lateralmente apoiada em solo resistente

14) EXEMPLO 14 – ESTACA ESTÁVEL LATERALMENTE NÃO APOIADA EM SOLO R ESISTENTE No caso em questão (Figura 20), verifica-se a cada golpe aplicado, a ocorrência de incremento de energia, apresentando nos dois últimos golpes (da direita para a esquerda), o deslocamento da estaca. Observa-se que a cada golpe aplicado surge um segundo repique, de menor intensidade que o primeiro. Durante a aplicação de cada golpe, o martelo sobe repicado após o impacto com o topo da estaca e cai novamente, registrando novo sinal de repique, porém de menor intensidade. Não se observa a formação de sinais de repiques em forma de círculos, o que caracterizaria a falta de confinamento da parte do fuste próxima à superfície do terreno.

Figura 20 – Estaca estável lateralmente não apoiada em solo resistente

15) EXEMPLO 15 – R EFERENCIAL EFERENCIAL EM DESLOCAMENTO HORIZONTAL Não são raras as vezes onde a qualidade da coleta dos sinais em campo sofre interferência de movimentação da régua de referência onde é apoiado o lápis de carpinteiro que registra os sinais. No caso em questão (Figura 21), verifica-se que os sinais encontram-se tremidos horizontalmente, o que demonstra que a régua que serve de referência não se encontrava devidamente fixa em relação à horizontal.

Figura 21 – Sinais Sinais coletados com deslocamento horizontal da régua referencial

16) EXEMPLO 16 – R EFERENCIAL EFERENCIAL EM DESLOCAMENTO VERTICAL Neste caso (Figura 22), observa-se que ocorrem oscilações sob o eixo horizontal de referência, referênci a, praticamente como se tendessem a formar sinais negativos de repiques elásticos. Trata-se, neste caso, de instabilidade vertical da régua de referência onde é apoiado o lápis de carpinteiro para coleta dos sinais, ou seja, a régua não se encontra devidamente apoiada em relação ao eixo vertical, fazendo com que os sinais oscilem verticalmente em obediência ao mesmo movimento do referencial de apoio do lápis de carpinteiro.

Figura 22 – Sinais Sinais coletados com deslocamento vertical da régua referencial


17) EXEMPLO 17 – R EFERENCIAL EFERENCIAL EM DESLOCAMENTO HORIZONTAL E VERTICAL Neste exemplo (Figura 23), verifica-se a ocorrência de oscilações dos sinais de repiques elásticos em relação ao eixo horizontal e também em relação ao eixo vertical. Tais sinais encontram-se demasiadamente tremidos em relação aos dois eixos referenciais (horizontal e vertical) em função de ajuste inadequado da régua de referência que serve de apoio ao lápis de carpinteiro que registra os referidos sinais em campo.

Figura 23 – Sinais Sinais coletados com deslocamento horizontal e vertical da régua referencial

18) EXEMPLO 18 – R EFERENCIAL EFERENCIAL EM DESLOCAMENTO HORIZONTAL E VERTICAL E APOIO EM MATERIAL R ESISTENTE ESISTENTE Neste caso (Figura 24) verifica-se basicamente que os registros dos sinais de repiques elásticos de cada golpe aplicado pelo martelo do bate estacas encontram-se tremidos em relação ao eixo vertical e também em relação ao eixo horizontal. Verifica-se ainda, a cada golpe aplicado, o registro de um segundo sinal de repique elástico, de menor intensidade. Esses sinais de menor intensidade ocorrem em função da ponta da estaca encontrar-se apoiada em solo muito resistente e, durante a aplicação de cada golpe, o martelo sobe repicado após o impacto com o topo e cai novamente, registrando novo sinal de repique, porém de menor intensidade.

Figura 24 – Deslocamento Deslocamento horizontal e vertical da régua referencial e apoio em material resistente

19) EXEMPLO 19 – DESLOCAMENTO EM FUNÇÃO DE INCREMENTO DE ENERGIA Neste exemplo (Figura 25) observa-se que os dois primeiros golpes (direita para a esquerda) apresentam repiques elásticos de boa magnitude e deslocamentos permanentes (negas) bastante fechadas. A partir do terceiro golpe (da direita para a esquerda), com incremento de energia aplicada, observa-se a manutenção da magnitude dos sinais de repiques elásticos e o aumento acentuado dos deslocamentos permanentes (negas). Trata-se de um caso típico de cravação dependente do comportamento geotécnico e não do elemento estrutural da estaca.

Figura 25 – Sinais Sinais característicos de ruptura geotécnica em função de incremento de energia

20) EXEMPLO 20 – EQUIPAMENTO (BATE-ESTACA) INSTÁVEL À ESQUERDA Neste exemplo (Figura 26), observa-se nitidamente niti damente que todos os sinais registrados encontram-se inclinados à esquerda, embora o referencial horizontal esteja correto. Os golpes aplicados pelo martelo estão deslocando a estaca na direção oposta (à direita) e, ao deslocar-se lateralmente, retorna impulsionando o lápis de carpinteiro no sentido oposto à aplicação do golpe, ou seja, da direita para a esquerda. Isso nos permite concluir que o bate estaca está inclinado na direção oposta ou, que o martelo encontra-se demasiadamente folgado em relação aos trilhos da torre, aplicando os golpes da esquerda para a direita. Capacetes ou cepos inclinados também proporcionam a ocorrência desse tipo de sinais. Estacas que apresentam sinais desse tipo são muito propensas a sofrer ruptura no final da cravação.

Figura 26 – Sinais Sinais característicos de instabilidade à esquerda do bate estaca


21) EXEMPLO 21 – EQUIPAMENTO (BATE-ESTACA) INSTÁVEL À DIREITA Neste caso (Figura 27), observa-se nitidamente que todos os sinais registrados encontram-se inclinados à direita, embora o referencial horizontal esteja correto. Os golpes aplicados pelo martelo estão deslocando a estaca na direção oposta (à esquerda) e, ao deslocar-se lateralmente, retorna impulsionando o lápis de carpinteiro no sentido oposto à aplicação do golpe, ou seja, da esquerda para a direita. Isso nos permite concluir que o bate estaca está inclinado na direção oposta, ou que o martelo encontra-se demasiadamente folgado em relação aos trilhos da torre, aplicando os golpes da direita para a esquerda. Capacetes ou cepos inclinados também proporcionam a ocorrência desse tipo de sinais. Estacas que apresentam sinais desse tipo são muito propensas a sofrer ruptura no final da cravação.

Figura 27 – Sinais característicos de instabilidade à direita do bate estaca

22) EXEMPLO 22 – EQUIPAMENTO (BATE-ESTACA) INSTÁVEL EM R ELAÇÃO À HORIZONTAL Observa-se neste caso (Figura 28) que inúmeros sinais de repiques encontram-se bem verticais e outros se apresentam em forma de arredondada. Neste caso, parece haver movimentação horizontal do martelo do bate estaca em relação às suas guias na torre. Essa movimentação pode proporcionar deslocamento lateral da estaca em alguns golpes aplicados, situação que se agrava se o solo onde a estaca está sendo cravada não a confina lateralmente na parte superior.

Figura 28 – Sinais característicos de instabilidade horizontal do bate estaca

23) EXEMPLO 23 – ESTACA EM DESLOCAMENTO E INSTABILIDADE À DIREITA Observa-se nos sinais abaixo (Figura 29) que, a cada golpe aplicado, surge registrado um segundo golpe de menor intensidade, porém inclinado à direita. Neste caso, a ponta da estaca encontra-se apoiada em solo não muito resistente, pois se desloca a cada golpe aplicado. Verifica-se ainda que, durante a aplicação de cada golpe, o martelo sobe repicado após o impacto com o topo e cai novamente, registrando novo sinal de repique, porém de menor intensidade e inclinado à direita. Neste caso, parece haver instabilidade lateral do martelo nas guias da torre ou do capacete.

Figura 29 – Sinais característicos de estaca em deslocamento e instabilidade à direita

24) EXEMPLO 24 – R EPIQUES ELÁSTICOS COLETADOS COM SUPLEMENTAÇÃO Não são raras as vezes, em que observamos a coleta de sinais de repiques elásticos com auxílio de prolongador metálico (suplemento). Sinais assim obtidos (Figura 30) apresentam repiques positivos e negativos de intensidade semelhante, uma vez que a haste metálica pula sobre o topo da estaca, à medida que os golpes do martelo lhe são desferidos, provocando assim medidas de repiques elásticos negativos de grande magnitude. Tal prática é recomendável para doutrinar os operários em campo, que se faz necessário o controle de cada estaca cravada através da coleta dos correspondentes repiques elásticos, independente de haver ou não a suplementação destas. Obviamente que, a interpretação desse tipo de sinais para avaliação da capacidade de carga fica prejudicada.

Figura 30 – Sinais de repiques elásticos coletados com auxílio de suplemento metálico


3.2. OBTENÇÃO MECÂNICA DOS SINAIS 

R EGISTRADOR DE DESLOCAMENTO DINÂMICO (RDD)

O registrador de deslocamento dinâmico ( RDD) foi desenvolvido pela SCAC, com colaboração do Instituto de Pesquisas da FAAP / São Paulo (Aoki et al, 1992), e é um equipamento que registra diretamente a curva “deslocamento versus tempo” que ocorre em uma seção da estaca, durante o efeito dinâmico provocado pelo impacto do martelo. O esquema do equipamento está ilustrado na figura 31.

Figura 31 - Seção esquemática do RDD

O conjunto cilindro (1), motor (2) e controlador de frequência (3) são apoiados sobre uma base de ferro (4) com ajuste de nível (5). O registro no papel fixo ao cilindro é feito por uma ponta metálica pressionada contra o carbono que cobre o papel. A ponta metálica (6) é fixada por uma lâmina flexível, a um braço (7). O sistema está conectado à estaca por meio de uma cinta metálica (8) com parafuso de ajuste (9).

3.3. OBTENÇÃO ELETRÔNICA DOS SINAIS 

R EPICÔMETRO

O repicômetro eletrônico (Machado e Dionisi, 1992) é composto de um sensor de deslocamento, um dispositivo mecânico e uma placa de interface com um microcomputador. Os sinais registrados pelo sensor, com resolução de 0,1 mm e leitura a cada 2 milisegundos, são armazenados e analisados através de um programa desenvolvido em linguagem C. Após processamento, são apresentados os valores da nega e repique elástico. A figura 32 apresenta um esquema do equipamento.

Figura 32 - Desenho esquemático do repicômetro

3.4. OBTENÇÃO ÓTICA DOS SINAIS Este sistema consiste em medir, à distância, os deslocamentos e as deformações das estacas, no final das cravações. Apresenta como vantagem, a não interferência das vibrações decorrentes do processo de cravação no sistema de coleta de dados e, nos próprios dados coletados. Também possibilita a não ocorrência de acidentes durante a coleta de dados. Pode ser utilizada uma filmadora ou uma máquina fotográfica, com possibilidade de registrar entre 60 e 100 quadros por segundo, ou seja, o intervalo de tempo de registro entre dois quadros é de 0,017 a 0,010 segundos. A distância entre o dispositivo ótico e as estacas pode variar em conformidade com a precisão e o tipo de máquina. Em geral situa-se acima de 20 metros. A figura 33 ilustra tal procedimento. Depois de revelado o filme com os elementos registrados, é analisado quadro por quadro através de um analisador de movimento (NAC - Film Notion Analyser – 165), que fornece no visor, ampliação de 15 vezes com precisão de 0,05 mm.

e l o r t n o C e d s o c i m â n i D s o d o t é M Figura 33 - Sinais coletados através de dispositivo ótico

3.5. VANTAGENS DO CONTROLE ATRAVÉS DE NEGAS E R EPIQUES ELÁSTICOS 

Baixíssimo custo para ser executado, pois necessita apenas de um lápis de carpinteiro e uma folha de papel.



Fácil de ser executado e interpretado.



Pode e deve ser executado em todas as estacas da obra, permitindo assim o controle de 100% da fundação.



Permite o controle estatístico de toda a fundação (conjunto).



Desde que executado com acompanhamento e de forma criteriosa, é um método muito confiável.



Não requer profissional altamente especializado e capacitado para interpretar os resultados.



Permite identificar problemas e adotar medidas corretivas imediatas.



Integram ao processo todos os profissionais que direta ou indiretamente participem da execução dos trabalhos correlacionados com a obra, independente da posição hierárquica que ocupam.

3.6. DESVANTAGENS DO CONTROLE ATRAVÉS DE NEGAS E R EPIQUES ELÁSTICOS 

É executado por pessoal pouco alfabetizado, necessitando treinamento e fiscalização constantes.



Pode, em determinadas circunstâncias operacionais, colocar em risco de acidente, o operário que coleta o sinal em campo.



Necessita de aferição por outros métodos para tornar algumas variáveis totalmente confiáveis para posterior interpretação técnica.

4. 4.1.

ENSAIO DE CARREGAMENTO DINÂMICO . DESCRIÇÃO DOS INSTRUMENTOS

A monitoração dinâmica de estacas é feita utilizando-se um conjunto básico de instrumentos e equipamentos para a aquisição e tratamento dos dados conforme ilustrado na figura 34.

Figura 34 - Esquema de aquisição de dados no campo


A aquisição dos registros gerados, quando da aplicação do carregamento dinâmico axial, é realizada através da prévia fixação, em uma seção da estaca próxima ao topo e com o auxílio de buchas especiais, de um par de transdutores de deformação específica e de um par de acelerômetros. Esses sensores são dispostos de forma diametralmente oposta (Figura 34a), para que haja a compensação de eventuais efeitos de flexão e excentricidade durante a aplicação dos golpes do martelo. Os medidores de deformação são constituídos de quatro " strain-gages" (extensômetros elétricos) tipo película de 350 ohms, montados em um arranjo tipo ponte de Wheatstone completa, para amplificar o efeito de variação da resistência proporcional à deformação da estaca e colocados nos pontos de concentração de tensão das armações de alumínio. A sensibilidade se encontra entre 350 ME/mV/V e 450 ME/mV/V, sendo que ME = "microstrain". Na figura 34a é apresentado um desenho esquemático de um transdutor de deformação, fabricado pela empresa americana PDI - Pile Dynamics Inc. Os acelerômetros utilizados (Figura 34b) são do tipo piezelétricos com amplificador incorporado, para reduzir problemas de ruído, e são lineares até pelo menos 5.000 g e 10.000 Hz. O acelerômetro é montado em bloco especialmente projetado e patenteado, que possui isolamento eletrônico e uma base rígida cujo amortecimento mecânico interno é apenas o necessário para eliminar as freqüências acima de 2.000 Hz, que poderiam causar ressonância. A sensibilidade dos acelerômetros é de cerca de 1mV/g (1.000 g/V). OBS.: 1g = 9,81 m/s2.

a) Vista frontal da instalação

b) Construção básica do acelerômetro piezelétrico

Figura 34 - Detalhes da instalação dos sensores

Tanto os transdutores de deformação (train-gages) como os acelerômetros são reutilizáveis por serem fixados através de parafusos e chumbadores no fuste das estacas (Figura 35).

a) Transdutor de Deformação

b) Acelerômetro

Fig. 35 - Detalhes da fixação dos sensores

Fig. 36 - Detalhes da preparação da estaca e fixação dos sensores em campo


4.2.2. DESCRIÇÃO DO P.D.A® (PILE DRIVING ANALYZER ) Os sinais assim obtidos (em bruto) são transferidos através de um sistema de cabos de conexão a um equipamento eletrônico que os transcodifica e os processa, através de uma série de cálculos (on line), durante cada golpe do martelo. Este equipamento, compacto e robusto, especialmente projetado para utilização em campo, é denominado PDA® ( Pile Driving Analyzer ). O PDA® provê o condicionamento dos sinais dos transdutores de deformação específica e dos acelerômetros, fazendo a conversão dos sinais medidos em força e velocidade médias, respectivamente, para utilização em um microcomputador digital. Este processador utiliza a Teoria de Propagação das Ondas para calcular dados como:  

Resistência mobilizada do solo; Tensões máximas na estaca;



Integridade da estaca;



Desempenho do martelo.

Tais equipamentos dispunham inicialmente de um osciloscópio que se destinava à visualização de sinais de força e velocidade que iam sendo gravados em um gravador de fita magnética, para armazenamento e posterior análise dos mesmos, além de uma mini impressora na qual eram impressos alguns parâmetros como força máxima de impacto, energia máxima do golpe, eficiência do sistema de cravação, etc. Tais parâmetros poderiam ser selecionados durante a realização do ensaio. Atualmente, novas versões desenvolvidas dispensam a utilização do gravador de fita magnético, do osciloscópio e da impressora, pois permitem a visualização dos sinais através de uma tela de cristal líquido e o armazenamento de um grande número de golpes. Esses equipamentos apresentam ainda, um microcomputador PC acoplado de forma bastante compacta, permitindo o imediato processamento dos dados. A figura 37 ilustra um equipamento modelo PAK ®, fabricado pela empresa americana PDI – Pile Dynamics Inc. Figura 37 – P.D.A® modelo PAK ®

Tabela 5 - Características físicas de alguns materiais MATERIAL

Concreto Armado Concreto Protendido Aço

MASSA ESPECÍFICA (kg/m3)

MÓDULO DE ELASTICIDADE (GPa)

VELOCIDADE DE ONDA (m/s)

2.500

2.250 a 2.890

3.000 a 3.600

2.450

2.830 a 3.920

3.400 a 4.000

7.850

21.000

5.120

4.2.3. CRITÉRIOS NA CORRELAÇÃO COM PROVAS DE CARGA ESTÁTICAS Há de se frisar neste tópico, a grande dificuldade que existe em se efetuar a comparação entre resultados obtidos por instrumentação e por provas de carga estáticas. Isso porque as provas de carga estáticas realizadas são em número muito reduzido e, raramente, são levadas à ruptura. Isso leva a uma escassez de informações originada pelo pequeno número de provas de carga estáticas realizadas, em relação aos ensaios de carregamento dinâmicos, o que dificulta tal estudo. Decorrente do fato de que raramente sejam levadas à ruptura, é necessário que os valores finais da curva carga-recalque sejam extrapolados e, em geral, isso é feito através de critérios consagrados da mecânica dos solos (Van Der Veen; Mazurkiewicz; De Beer; Davisson; etc). Tais correlações devem ser feitas cuidadosamente, pois podem entre si, apresentar resultados que divergem em até 20% em relação a um valor médio obtido entre os mesmos. Recomenda-se que esses métodos sejam aplicados quando a curva carga-recalque atingir valores próximos à carga de ruptura, de tal forma que os valores obtidos pelos diversos métodos não sejam muito discrepantes. Para tanto, como já foi citado anteriormente, haveria a necessidade de se efetuarem mais provas de carga estática levadas à ruptura.

4.2.4. EXEMPLOS DE SINAIS OBTIDOS EM CAMPO Para um melhor entendimento e objetivando a visualização de como são interpretados os sinais coletados em campo com o PDA® ( Pile Driving Analyzer ), a seguir será apresentada uma série de sinais e suas correspondentes interpretações. Não é nosso objetivo aqui detalhar cada um dos sinais apresentados, e sim descrever sucintamente o que representam. Uma análise mais detalhada de cada um desses sinais pode ser realizada através do correspondente método numérico denominado análise CAPWAPC®. Para tanto, serão visualizadas quatro curvas em cada exemplo apresentado, a saber: 

F (Curva de Força) – Corresponde á média da leitura dos sinais obtidos pelos transdutores de deformação específica.



V (Curva de velocidade x Impedância) – Corresponde á média da leitura dos sinais obtidos pelos acelerômetros.



WU (Curva de Wave Up) – Corresponde à onda ascendente (metade da diferença entre a força e velocidade vezes impedância). Indica os efeitos da distribuição de resistências e outros efeitos da resistência do solo.



WD (Curva de Wave Down) – Corresponde à onda descendente (metade da diferença entre a força e velocidade vezes impedância). Indica os efeitos do martelo na propagação da onda para baixo e para cima na estaca.


4.2.4.1. EXEMPLO 1 – ESTACA COM BAIXO ATRITO LATERAL Na figura 38 observa-se um trecho inicial bastante extenso, a partir do primeiro cursor de tempo (t 1), onde as curvas de Força e Velocidade x Impedância, apresentam-se praticamente justapostas. Essa justaposição entre essas duas curvas, caracteriza-se em função da não ocorrência de reflexões das ondas de cada uma das singularidades localizadas, ou seja, atritos laterais unitários. Em síntese, quanto mais próximas entre si estiverem as curvas de Força e Velocidade x Impedância, menor será a parcela de carga correspondente ao atrito lateral.

Figura 38 – Estaca com baixa parcela de carga devido ao atrito lateral

4.2.4.2. EXEMPLO 2 – ESTACA COM ELEVADO ATRITO LATERAL A figura 39 ilustra um exemplo de estaca onde a parcela de carga correspondente ao atrito lateral é bastante elevada. Verifica-se após o primeiro cursor de tempo (t 1), onde se observa a proporcionalidade entre as curvas de Força e Velocidade x Impedância, o afastamento gradual dessas duas curvas, fato esse que caracteriza a ocorrência de reflexões de ondas decorrentes dos atritos laterais unitários ao longo do fuste da estaca. Ainda neste exemplo, verifica-se a ocorrência de um trecho extenso de ocorrência de velocidade negativa antes do segundo cursor de tempo (t 2), ou seja, velocidade negativa antes do tempo 2 L/c. Isso significa que toda a deformação elástica da estaca em decorrência do carregamento aplicado ocorreu em um comprimento inferior ao comprimento real da estaca. Nesse caso a carga assim obtida ( RSU ), corresponde à parcela de carga mobilizada, utilizando damping e corrigida para descarregamento prematuro.

Figura 39 – Estaca com elevada parcela de carga devido ao atrito lateral


4.2.4.3. EXEMPLO 3 – ESTACA COM UMA EMENDA VISÍVEL A existência de emendas em uma estaca pode ocasionar picos localizados da curva de Velocidade x Impedância em relação à de Força. Ao trafegar pela estaca, a onda depara-se com uma irregularidade no local da emenda, irregularidade essa que pode ser ocasionada em decorrência de alguma imperfeição no ajuste do contato entre as duas pontas unidas dos segmentos. Assim sendo, nesse ponto, verifica-se um pequeno vazio, que é suficiente para que a velocidade nesse ponto seja superior à do restante da estaca. No exemplo a seguir (Figura 40), pode ser observada com nitidez a presença de uma emenda pela curva de Velocidade x Impedância e também pela curva de Wave Up, que se encontra negativa (abaixo do eixo referencial horizontal) próxima ao ponto onde tal emenda ocorre. Ainda neste exemplo, observa-se a ocorrência de um fator de integridade β = 80%. Isso significa dizer que nesse ponto (5,90 metros a partir da posição onde estão instalados os sensores) a estaca encontra-se ligeiramente danificada.

Figura 40 – Estaca com emenda

4.2.4.4 EXEMPLO 4 – ESTACA COM MAIS DE UMA EMENDA No exemplo a seguir (Figura 41), pode ser observada a presença de duas emendas pela curva de Velocidade x Impedância e também pela curva de Wave Up, estando uma delas bastante nítida, pois a curva de Velocidade x Impedância encontra-se acima da curva de Força nesse ponto. Ainda neste exemplo, observase a ocorrência de fatores de integridade β = 79% aos 4,80 metros e β = 88% aos 12,90 metros. Isso significa dizer que nesses pontos (4,80 e 12,90 metros a partir da posição onde estão instalados os sensores) a estaca encontra-se ligeiramente danificada. A insistência no processo de cravação pode ocasionar o colapso estrutural da estaca e, nesse caso, deverá ocorrer aos 4,80 metros.

Figura 41 – Estaca com mais de uma emenda


4.2.4.5. EXEMPLO 5 – ESTACA COM MAIS DE UMA EMENDA No exemplo a seguir (Figura 42), pode ser observada a presença de pelo menos duas emendas pela curva de Velocidade x Impedância e também pela curva de Wave Up. Neste caso, a curva de Velocidade x Impedância em nenhum momento apresenta-se acima da curva de Força, o que dificulta a perfeita visualização dessas emendas. Através da análise da curva Wave Up pode ser verificado um pequeno pico ascendente na posição dessas emendas. Ainda neste exemplo, observa-se a ocorrência de fatores de integridade β = 86% aos 26,90 metros e β = 81% aos 31,90 metros. Isso significa dizer que nesses pontos (26,9 e 31,90 metros a partir da posição onde estão instalados os sensores), a estaca encontra-se ligeiramente danificada.

Figura 42 – Estaca com mais de uma emenda

4.2.4.6. EXEMPLO 6 – GOLPE APLICADO EXCENTRICAMENTE Na figura 43, verifica-se a falta de proporcionalidade no trecho inicial (antes da primeira reflexão de onda) entre as curvas de Força e Velocidade x Impedância. Como tais curvas têm por origem a média das leituras dos sinais obtidos pelos transdutores instalados na estaca, caso ocorra uma deformação muito desproporcional entre esses transdutores, haverá interferência no valor médio obtido por esses sinais. Essa desproporcionalidade pode ocorrer por diversos fatores, dentre os quais, estaca desaprumada (fora do eixo), martelo excêntrico em relação ao eixo longitudinal da estaca, capacete excêntrico ou inclinado em relação ao topo da estaca e cepo inclinado em relação ao topo da estaca.

Figura 43 – Golpe desferido excentricamente em relação ao eixo da estaca


4.2.4.7. EXEMPLO 7 – ESTACA QUEBRADA EM UM PONTO Na figura 44, verifica-se um grande dano estrutural a partir dos 15,70 metros a contar da posição onde se encontram instalados os sensores. Observa-se nitidamente a sobreposição da curva de Velocidade x Impedância sobre a curva de Força. Além disso, a curva de Wave Up encontra-se sob o eixo horizontal de referência, caracterizando descontinuidade de propagação de onda nesse local. O fator de integridade β = 51% aos 15,70 metros, mostra que a estaca encontra-se quebrada a partir desse ponto.

Figura 44 – Estaca quebrada em um ponto

4.2.4.8. EXEMPLO 8 – ESTACA QUEBRADA EM MAIS DE UM PONTO Na figura 45, verifica-se um grande dano estrutural a partir dos 17,00 metros a contar da posição onde se encontram instalados os sensores e, um outro dano estrutural aos 4,70 metros. Observa-se nitidamente a curva de Velocidade x Impedância acima da curva de Força nesses dois pontos. Além disso, a curva de Wave Up encontra-se sob o eixo horizontal de referência, caracterizando descontinuidade de propagação de onda. O fator de integridade β = 55% aos 17,00 metros, mostra que a estaca encontra-se quebrada a partir desse ponto e, 68% aos 4,70 metros, caracteriza a existência de um grande dano estrutural nessa posição.

Figura 45 – Estaca quebrada em mais de um ponto


4.2.4.9. EXEMPLO 9 – ESTACA EM DESLOCAMENTO DURANTE A EXECUÇÃO DO ENSAIO Não raras as vezes, durante a aplicação dos golpes do martelo (pilão) do bate estacas para a realização do ensaio de carregamento dinâmico, a estaca encontra-se mal cravada e passa a deslocar-se. Nesses casos, observa-se a ocorrência de um pico de Velocidade, superpondo-se à Força na região da ponta da estaca (segundo cursor de tempo (t 2)). Após o tempo 2 L/c, ocorre uma queda na curva de Força e um aumento abrupto de velocidade, caracterizando que a ponta da estaca não apresenta resistência para a profundidade onde se encontra apoiada (Figura 46). Nesses casos, em geral, procede-se a recravação da estaca até que atinja uma cota de assentamento adequada. Observe-se que não se apresenta graficamente qualquer indício de dano estrutural caracterizado pela superposição da curva de Velocidade x Impedância à de Força.

Figura 46 – Estaca em deslocamento durante a execução do ensaio

4.2.4.10. EXEMPLO 10 – DEFORMAÇÃO ELÁSTICA EXCESSIVA SOB A PONTA DA ESTACA Esse tipo de ocorrência, embora não muito freqüente, caracteriza problema. Em geral quando isso ocorre, podemos ter certeza que o solo situado imediatamente sob a ponta da estaca encontra-se resiliente e, portanto, apresentará elevada deformação elástica, ocasionando quakes elevados e carga mobilizada bastante reduzida. A visualizarão desse fenômeno pode ser feita através da observação da superposição localizada da curva de Velocidade x Impedância sobre a curva de Força, na ponta da estaca (Figura 47). Se observarmos essas curvas, nesse local, verificaremos que aí se forma um pequeno semicírculo, em decorrência da chegada de uma onda de tração refletida na ponta e atraso na chegada da onda de compressão em decorrência dessas elevadas deformações elásticas.

Figura 47 – Deformação elástica excessiva sob a ponta da estaca


4.2.5. MÉTODO CAPWAPC® No início da década de 80, com a necessidade de se analisar estacas cada vez mais longas ( L  30m), em função da execução de obras tipo "offshore" , observava-se que o modelo anteriormente proposto por Smith já não era tão satisfatório, apresentando algumas imprecisões numéricas. O modelo da estaca foi então subdividido em segmentos contínuos e um algoritmo de propagação de onda foi implementado no programa CAPWAP®, dando origem ao CAPWAPC® (Case Pile Wave Analysis Program - Continuous Model ). Tal programa, além da possibilidade de ser processado em qualquer microcomputador PC, dispõe de recursos adicionais em relação à versão anterior, para a representação do conjunto interativo estaca-solo, tais como a descontinuidade entre a ponta da estaca e o solo subjacente (Gap), consideração de amortecimento radial ( MS ), análise de tensões residuais na estaca ( RE ), etc...

4.2.5.1. EXEMPLO DE ANÁLISE CAPWAPC® Os sinais obtidos em campo são posteriormente analisados através de um Software denominado Programa CAPWAPC®. A solução idealizada é aquela que melhor ajustar os sinais obtidos à curva calculada, tendo por base todos os parâmetros envolvidos no processo de cravação. O resultado final de uma análise CAPWAPC® vem resumido em quatro gráficos como mostra a figura 48. Nessa figura, o gráfico superior esquerdo mostra o ajuste das curvas de força medida em campo e a calculada pelo método CAPWAPC®, sendo que, quanto maior for o ajuste entre essas curvas, maior será a precisão do valor de resistência mobilizada pela estaca. No segundo gráfico, o superior direito, é mostrado os sinais medidos de força e velocidade, e a partir desses sinais é que se chega aos valores de resistência mobilizada pela estaca. No lado esquerdo inferior, é apresentada uma simulação de uma prova de carga estática da estaca analisada, indicando os valores das resistências totais, laterais e de ponta, assim como seus deslocamentos. O último gráfico, dividido em duas partes, mostra a distribuição de resistência pelo atrito lateral unitário, na parte superior, e a distribuição de resistência no solo, na parte inferior. As principais informações contidas nos resultados impressos pelo CAPWAPC® são as seguintes: 

Force Msd - Força medida;



Force Cpt - Força calculada;



Vel Msd - Velocidade medida;



Rut - Resistência máxima mobilizada;



R sk - Parcela de resistência correspondente ao atrito lateral;



Rto - Parcela de resistência correspondente à ponta;



Dy - Menor deslocamento estático no último estágio de carregamento da prova de carga;



Dmx - Deslocamento estático máximo descendente na localização dos transdutores;

Deve-se lembrar de que, às vezes, aparece, entre o segundo e o quarto gráficos, um desenho representativo da estaca, com qualquer variação de impedância que possa ter ocorrido na mesma.

Fig. 48 - Apresentação gráfica dos resultados de uma análise CAPWAPC ®


4.2.5.2. PROCEDIMENTO DE ANÁLISE A análise CAPWAPC consiste basicamente em modelar matematicamente, com base em uma série de incógnitas envolvidas no processo, uma curva teórica, que pode ser a de Força, Velocidade x Impedância ou Wave Up, que se ajuste com a maior precisão possível à correspondente curva medida em campo quando da execução do ensaio. O grau de precisão desse ajuste denomina-se match ( MQno), sendo avaliado pela soma das diferenças relativas e absolutas entre as variáveis calculadas e medidas. Em outras palavras, o “match” correspondente à diferença percentual entre a curva (em análise) medida e a correspondente curva calculada, ou seja, quanto menor o “match” melhor a precisão da análise CAPWAPC  realizada. As diversas incógnitas envolvidas na análise matemática devem correlacionar-se entre si, de modo a dar significado físico coerente à solução final em conformidade com o modelo físico admitido para representar o comportamento interativo estaca-solo. A figura 39 a seguir representa tal modelagem.

Segmento do Atrito Segmento do Atrito Lateral (Ns) Lateral (Ns)

Segmento da Estaca (N p) Segmento da Estaca (N p) Rskn, QSkn, CSkn, REss, UNld, LSkn

PIld

Massa de solo (MSkn)

JSkn ou SSkn Segmento do solo Segmento do solo da ponta (Ns +1) da ponta (N s +1)

Massa de “Plug” (PLug)

Amortecimento Radial - Lateral (SKdp) “Gap” da ponta (TGap) Rtoe, QToe, CToe, LToe

JToe ou SToe, OPtd

Massa de solo (MToe)

Amortecimento Radial - Ponta (BTdp) Rut = Rskn + Rtoe Rut = Rskn + Rtoe

Figura 49 – Modelagem da interação estaca-solo do Programa CAPWAPC

Assim, cada incógnita possui individualmente o seu significado físico, além de valores máximos e mínimos que, na medida em que vão sendo ajustados através das análises, por tentativa e erro, passam a integrar conjuntamente com as demais incógnitas, a solução do problema em estudo, que é representado pelo conjunto de curvas obtidas em campo quando da execução do ensaio. A seguir serão descritas quais são as incógnitas envolvidas na análise CAPWAPC:

Máxima resistência total mobili zada (R ut) : corresponde à resistência máxima mobilizada no golpe analisado. Essa resistência é o somatório da resistência de ponta e a resistência mobilizada pelo atrito lateral.

Máxima resistência lateral mobilizada (Rskn): corresponde a máxima resistência mobilizada pelo atrito lateral para o golpe analisado. Corresponde ao somatório dos atritos laterais dos vários segmentos em que a estaca foi dividida para a análise.

Máxima resistência de ponta mobilizada (R toe): corresponde à máxima resistência mobilizada pela ponta no golpe analisado.

Deformação lateral (QSkn) : corresponde a deformação elástica do solo adjacente ao fuste da estaca (quake lateral), em função da correspondente resistência lateral mobilizada. Uma vez que o fuste da estaca, em geral, atravessa várias camadas do solo com características distintas e, a parcela de atrito lateral distribui-se irregularmente ao longo do seu comprimento, as deformações elásticas laterais podem ser analisadas individualmente (Qi) para cada segmento da estaca.

Deformação da ponta (QToe) : corresponde a deformação elástica do solo que se encontra imediatamente sob a ponta da estaca (quake da ponta), em função da correspondente carga mobilizada pela ponta.

Coeficiente de amortecimento da estaca (PI ld) : corresponde ao amortecimento (damping ) imposto pelo material que compõe a estaca à ação dinâmica em reação à passagem de onda de impacto. Assim, por exemplo, em uma estaca de aço, esse coeficiente é menor que em uma estaca de concreto.

Massa de plug (PL ug) : corresponde à massa de solo de embuchamento de ponta de estacas vazadas ou lateral de estacas de perfis metálicos.

E spaçamento sob a ponta (TGap): corresponde a um espaço vazio que pode se formar entre a ponta da estaca e a superfície do solo onde estaria apoiada. Em geral isso só ocorre em situações onde a ponta da estaca esteja apoiada em rocha ou qualquer tipo de solo de alta resistência. Estacas onde tem ocorrido levantamento em função da cravação de estacas vizinhas também apresentam tal comportamento.

Coeficiente adimensional de amortecimento lateral (J Skn) : também denominado damping lateral CASE. Esta incógnita representa o amortecimento dinâmico do movimento da estaca, imposto pelo solo adjacente ao fuste da estaca.

Coeficiente adimensi onal de amortecimento de ponta (JToe) : também denominado damping de ponta CASE, esta incógnita representa o amortecimento dinâmico do movimento da estaca imposto pelo solo sob a ponta da estaca.

Coeficiente de amortecimento lateral (SSkn) : também denominado damping lateral de Smith, esta incógnita representa o mesmo efeito que JSkn acima, porém em relação à impedância e à resistência estática lateral do solo (SSkn = JSkn . Z / R s).


Coeficiente de amortecimento de ponta (SToe) : também denominado damping de ponta de Smith, esta incógnita representa o mesmo efeito que JToe acima, porém em relação à impedância e à resistência estática de ponta do solo (SToe = JToe . Z / R s).

Opção de coeficiente de amortecimento (OPtd) : permite alterar o modelo da resistência do amortecimento dinâmico na ponta. Para OPtd = 0, modelo padrão viscoso; OPtd = 1, modelo de Smith em que a resistência dinâmica é função também da resistência estática; Optd = 2, modelo misto, sendo de Smith até a total mobilização da resistência estática e viscoso após esse instante.

Deformação lateral devido ao descarregamento (CSkn) : coeficiente usado para redefinir os valores das deformações elásticas laterais do solo (QSkn) durante o descarregamento, o qual pode ser menor ou igual ao adotado no carregamento.

Deformação da ponta devido ao descarregamento (CToe) : coeficiente usado para redefinir os valores das deformações elásticas da ponta do solo sob a base da estaca (QToe) durante o descarregamento, o qual pode ser menor ou igual ao adotado no carregamento.

Amortecimento da massa de solo lateral (SKdp): coeficiente adimensional que específica o amortecimento do deslocamento do solo adjacente ao fuste da estaca.

Massa de solo lateral (M Skn) : massa de solo mobilizada adjacente ao fuste da estaca. Esta incógnita representa a massa de solo lateral que se “desloca” conjuntamente com o fuste da estaca dev ido ao

carregamento aplicado.

Amortecimento da massa de solo sob a ponta (B Tdp): coeficiente adimensional que especifica o amortecimento do solo existente sob a ponta da estaca. Massa de solo sob a ponta (MToe ): massa de solo mobilizada sob a ponta da estaca. Esta incógnita é utilizada quando a ponta da estaca apoia-se sobre solos de alta resistência à cravação (Ex.: argilas duras), pois nesses casos, a onda de compressão ao chegar à base da estaca pode propagar-se pela a massa de solo existente sob a mesma. Não se deve confundir essa incógnita com o “Plug” , pois têm significado físico distintos.

Tensão Residual (REss) : especifica a utilização ou não de análises das tensões residuais – REss > 0 representa o número de análises consecutivas efetuadas.

Descarregamento (UNld) : atrito negativo mobilizado devido ao movimento ascendente da estaca causada pela inversão do sinal da velocidade das partículas.

Níveis de descarregamento lateral (LSkn) e da ponta (LToe) :

é a relação entre o chamado “nível de

recarregamento” e a resistência estática respectivamente de um elemento de atrito lateral ( LS ) e da resistência de ponta ( LT ). Abaixo do nível de recarregamento, a rigidez do solo é igual à rigidez de descarregamento, num segundo ou posterior ciclo de carregamento.

Além das análises numéricas que procuram correlacionar harmoniosamente todas as incógnitas citadas, procurando, em conjunto, dar significado físico ao problema em estudo, existem outras condições básicas a serem estudadas. Assim, de forma simples, dentre outras análises, duas importantes devem ser citadas, sendo elas a distribuição unitária das resistências mobilizadas em relação ao comprimento total da estaca e a verificação da integridade da estaca em análise.

4.2.5.4. DISTRIBUIÇÃO DAS R ESISTÊNCIAS Durante a execução da análise CAPWAPC, a estaca é dividida em um determinado número de segmentos, os quais são individualmente analisados em função da sua localização em relação ao perfil geotécnico onde a estaca em estudo está embutida. Assim sendo, o comportamento da interação estaca-solo é distinto em cada segmento, pois a condição de embutimento modifica-se à medida que as diversas camadas de solo atravessadas pela estaca, apresentarem heterogeneidade de comportamento geotécnico. Procede-se então a distribuição, por segmento, da parcela correspondente ao atrito lateral mobilizado. O somatório dos atritos laterais distribuídos por segmento corresponde à parcela total de atrito lateral mobilizado. A figura 50 a seguir mostra uma análise da distribuição das resistências por segmento de estaca, durante a execução de uma análise CAPWAPC.

Figura 50 – Simulação da análise das distribuições de resistências por segmento

4.2.5.5. VERIFICAÇÃO DA INTEGRIDADE DA ESTACA O controle da integridade é possível através da análise dos registros dos sinais de Força e Velocidade multiplicada pela Impedância. Conforme teoria apresentada neste capítulo, a chegada de uma onda refletida de tração só é esperada para o tempo 2 L/c referente à onda refletida na ponta da estaca. É importante lembrar que, independente da resistência existente na ponta da estaca, ela só será mobilizada a partir de um determinado deslocamento. Este deslocamento sempre gera uma onda refletida que pode ser inicialmente de tração, ou no caso de baixa resistência na ponta, ser totalmente de tração.


A ocorrência de alguma singularidade, tal como uma alteração da seção transversal ou da impedância da estaca, provocada, por exemplo, pela existência de um dano estrutural ocasionará uma onda refletida de tração para um determinado tempo 2 x/c inferior a 2 L/c. O valor x, no caso, é a profundidade correspondente à seção danificada em relação à posição dos sensores fixados próximos ao topo da estaca. O parâmetro  , que quantifica o grau do dano é de uma forma simples, a razão entre as impedâncias acima ( Z 1) e abaixo ( Z 2) da seção transversal em estudo. Logo temos:

 E 1. A1   

Z 1 Z 2



C 1  E 2 . A2 

(13)

C 2

O problema para calcular o valor de  pela equação acima reside no desconhecimento da impedância Z 2. Uma nova equação para  é determinada através do equilíbrio de força e da compatibilidade das velocidades na seção danificada em função dos sinais de força e velocidade multiplicada pela impedância medidas no topo da estaca. O valor  pode então ser calculado pela expressão (manual do PDA/1987, A22):  

 F  Down, t 1   R x   F up, t 4   F  Down, t 1   F up, t 4 

O significado de cada parâmetro da equação acima está representado na figura 51.

Figura 51 - Sinais de Força e Velocidade multiplicada pela Impedância (1 Kips = 4,45 kN)

(14)

Para o sinal apresentado na figura 13.35, monitorado em uma estaca de 240 ft (73 m) de comprimento com velocidade de propagação de onda de 12570 ft/s (3800 m/s), temos a seguinte análise do dano estrutural: 

Força de impacto: F(Down, t 1 ) = 520 Kips (2314 kN)



Resistência de atrito máxima: R x = 200 Kips (890 kN)



Onda de tração refletida: - 2F (up, t 4 ) = - 120 Kips (- 534 kN)

520  200   60  0,55 520   60



Análise do dano:  



Profundidade da seção danificada: x = (12570  13,5) / 2 = 85 ft (26 m)

A figura 52 a seguir procura mostrar a verificação da integridade de uma estaca, através da análise da variação de impedância de cada segmento. Nota-se que o segmento número 5, que corresponde à posição em que se situa a emenda da estaca, apresenta uma pequena redução de impedância.

Figura 52 – Simulação da análise da integridade de uma estaca


A tabela 6 abaixo apresenta a faixa de valores de  em função do grau de dano ocorrido. Tabela 6 – Proposta de estimativa de dano estrutura em função do fator β

CONDIÇÕES DA ESTACA 1,0 0,8 – 1,0 0,6 – 0,8 < 0,6

Uniforme Ligeiramente danificada Danificada Quebrada

Observação: Recomenda-se que, havendo indício de dano estrutural durante a execução do ensaio em campo, seja sempre efetuada a análise CAPWAPC , pois não são raros os casos onde a interpretação da magnitude de dano estrutural baseado em dados de campo induz o profissional a erros graves.

Nota I mportante: Os equipamentos eletrônicos desenvolvidos para a aquisição dos dados de campo, em geral, dispõem de softwares capazes de processar automaticamente, até um determinado limite, as análises numéricas do tipo CAPWAPC . Evidentemente que tais análises necessitam do envolvimento de um profissional capacitado para serem concluídas. Embora a análise automática efetuada pelo equipamento possa, em algumas situações, resultar em valores de match bastante satisfatórios, isso não significa que a análise tenha sido bem feita, pois a combinação das incógnitas envolvidas no processo não apresenta significado físico coerente. Sendo assim, recomenda-se prudência na utilização impulsiva e sem limites de tal recurso, pois pode resultar em erro de interpretação com conseqüências nem sempre das melhores.

4.2.5.6. VANTAGENS DA EXECUÇÃO DE ENSAIOS DE CARREGAMENTO DINÂMICOS 

O ensaio é rápido e barato, permitindo a execução de grande número de estacas pelo mesmo custo de uma única prova de carga estática.



Apresenta boa correlação com resultados de provas de carga estáticas desde que levados à ruptura geotécnica.



Excelente ferramenta para o controle da qualidade do estaqueamento durante a cravação.



Permite interferir no sistema de cravação de modo a aperfeiçoar a eficiência do mesmo e também definir o melhor padrão de cravação de modo a limitar o nível de tensões induzidas nas estacas.

4.2.5.7. DESVANTAGENS DA EXECUÇÃO DE ENSAIOS DE CARREGAMENTO DINÂMICOS 

A Capacidade de Carga é interpretada ao invés de ser diretamente medida.



A execução deste tipo de ensaio requer atualização constante dos profissionais que o executam e amplo conhecimento do assunto.



Requer a utilização de sensores muito delicados que necessitam calibração com determinada freqüência.



Os serviços de campo e de escritório requerem a presença de especialista para a obtenção de sinais de qualidade e a correta análise dos mesmos.



Avaliam apenas as características das estacas ensaiadas e não do conjunto total executado.

4.2.6. EXEMPLO PRÁTICO DE APLICAÇÃO Como se sabe, as estacas pré-fabricadas de concreto podem ser diferenciadas dos demais tipos de fundações profundas por terem a seu favor a característica de, no próprio ato de cravação, funcionar como elementos de controle da resistência do solo e, em consequência, permitirem de imediato, “in situ”, a adoção de quaisquer medidas corretivas que permitam a readequação do projeto, visando a garantia da segurança e a otimização técnica e econômica da fundação. O próprio processo executivo desse tipo de fundação permite a verificação, praticamente imediata, da integridade do elemento estrutural, antes mesmo de sua instalação no subsolo e, também, do seu comportamento como elemento de fundação durante o processo executivo, utilizando-se para tal, métodos de extrema rapidez, simplicidade e confiabilidade. Conforme demonstrado, um desses métodos consiste na utilização do repique elástico, um método muito simples e que, com auxílio de um simples lápis, pode avaliar o comportamento de uma estaca de forma bastante confiável. No entanto, o modelo matemático que procura representar fisicamente o método apresenta algumas variáveis que precisam ser previamente aferidas, permitindo assim que possam ser ajustados todos os parâmetros preliminarmente para que, a partir de então, os resultados assim obtidos sejam bastante confiáveis. A NBR-6122/2010 - (Projeto e Execução de Fundações), na alínea D 8 – Anexo D, observa dentre outras coisas, o seguinte: “ A nega e o repique devem ser medidos em todas as estacas, atendendo-se às condições de segurança”. Assim sendo, a aferição de tais parâmetros deve ser feita por processo igualmente rápido e que, além de plenamente confiável, possa “ medir” cada variável envolvida de forma isolada. Para essa finalidade, pode se utilizar um equipamento denominado PDA ( Pile Driving Analyzer ). Neste capítulo, serão apresentados os resultados das análises realizadas pelo programa CAPWAPC para os sinais obtidos com um PDA  modelo PAK, para 04 (quatro) estacas (A, B, C e D) cujos diâmetros nominais são de 33 cm. Esses resultados serão comparados com as correspondentes avaliações das cargas mobilizadas obtidas através do repique elástico de cada golpe analisado, porém utilizando-se de valores de variáveis obtidos nas correspondentes análises CAPWAPC.

4.2.6.1. DESCRIÇÃO DO LOCAL DOS ENSAIOS Durante a execução das fundações de uma indústria situada na cidade de São José dos Campos, Estado de São Paulo, foram executados ensaios de carregamento dinâmico em algumas estacas cravadas, além de ter sido realizado o acompanhamento, em campo, da maioria das estacas cravadas, através da coleta do repique elástico no final das cravações das mesmas. Tal medida foi adotada em atendimento a NBR - 6122/2010. O perfil geotécnico representativo do local onde as estacas foram cravadas (Figura 53a) é constituído de uma camada inicial de argila arenosa mole a média, com 2,5 m de espessura. Abaixo dessa camada de argila, observa-se uma camada de areia fina e média siltosa com pedregulhos, medianamente compacta, com 2,5 m de espessura e sob essa camada verifica-se outra camada de argila plástica, rija, variegada, com 1,80 m de espessura.


Observa-se ainda, logo abaixo dessa camada de argila, uma camada de areia fina e média argilosa, compacta, com 2,90 m de espessura, a qual se encontra sobreposta à outra camada de argila plástica, dura, verde, cuja espessura se estende até o limite da sondagem efetuada a 12,15 m de profundidade. O nível d’água foi medido a - 2,80 m a contar da cota da boca do furo da sondagem. Essa característica observada na sondagem, onde camadas de argila e areia intercalam-se entre si, caracteriza o solo local como de origem sedimentar, típico do terciário encontrado na Bacia de Taubaté. O gráfico de variação dos índices de resistência à penetração (NSPT) com a profundidade encontra-se apresentado na figura 53b.

Figura 53 – Perfil geotécnico (Geocampos - 1996) e previsão de capacidade de carga

Para a carga admissível de projeto de 750 kN, considerando a avaliação empírica realizada pelo método de Décourt e Quaresma (1982), figura 53, observa-se que as pontas das estacas deveriam ficar assentadas com comprimentos superiores àquele limitado pela sondagem (12,15 m), motivo pelo qual os ensaios de carregamento dinâmicos e os controles por repiques foram executados na obra, como prescreve a NBR6122/2010. Não foi necessária a execução de sondagem adicional para verificação das condições geotécnicas abaixo da cota (-12,15 m), pois em experiências anteriormente adquiridas no mesmo local, não foi verificada nenhuma perda de resistência abaixo da camada de argila plástica, dura, verde.

4.2.6.2. CARACTERÍSTICAS DAS ESTACAS E SISTEMA DE CRAVAÇÃO As estacas em análise são do tipo pré-fabricadas de concreto protendido, e têm diâmetro nominal de 33 cm. Foram cravadas com martelo do tipo “queda-livre” com 28 kN de peso. Para que houvesse uma distribuição uniforme das tensões dinâmicas provocadas pelos impactos do martelo sobre a cabeça das estacas, foi instalado um capacete metálico dotado, na parte superior, de um “cepo” de madeira dura com fibras paralelas ao eixo da estaca e, na parte inferior, um “coxim” de madeira compensada do tipo “madeirit ” com

diâmetro igual ao da estaca. As emendas dos elementos de concreto foram feitas com solda eletrogênica. Um resumo das características das estacas e do sistema de cravação está apresentado nas tabelas 7 e 8. Tabela 7 - Características das Estacas Pré-Fabricadas. Diâmetro (cm)

Cimento ARI - CP V Módulo de Elasticidade Resistência do Concreto (MPa) Dinâmico (GPa)

33

35

Velocidade de Propagação da Onda (m/s)

30,14 a 35,74

3510 a 3822

Tabela 8 - Características do Sistema de Cravação. Tipo de Martelo

Massa (kN)

Altura de Queda (m)

Energia Nominal (kN.m)

Rigidez do Capacete (kN/mm)

Eficiência (%)

Queda-livre

28

1,0

28,0

550

60,0 a 70,0

O comportamento das estacas durante o processo de cravação pode ser observado pela análise dos diagramas de cravação apresentados na figura 54. Verifica-se nesses diagramas, em praticamente todas as estacas, um aumento considerável da resistência à penetração entre 3,00 e 5,00 m de profundidade. Após essa profundidade, a resistência sofre uma queda até os 7,00 m, aproximadamente, e um posterior crescimento gradual, a partir dessa profundidade, até a cota de assentamento das estacas. Tal comportamento é perfeitamente justificável, face à existência da camada de areia com pedregulhos dos 2,50 aos 5,00 m.

Figura 54 – Perfil geotécnico e diagrama de cravação das estacas.


4.2.6.3. CONTROLE ATRAVÉS DO R EPIQUE ELÁSTICO O controle da cravação das estacas pré-fabricadas de concreto via repique elástico, já é usualmente adotado no Brasil e sua teoria está basicamente apoiada no fundamento físico que a uma dada força está associada uma deformação (Lei de Hooke). A prática diária tem mostrado que os deslocamentos máximos ( DMX ) obtidos nos ensaios de carregamentos dinâmicos com PDA (Pile Driving Analyzer) são comparáveis aos valores dos repiques elásticos somados às deformações permanentes (negas), medidos simultaneamente. A seguir, será descrita a proposta de Chellis (1951) para a determinação da resistência de uma estaca cravada. De acordo com esse autor, a fórmula dinâmica de Hiley para a determinação dessa resistência pode ser escrita da seguinte forma:

Ru



e W  H S  0,5  (C 1  C 2  C 3 )

2



W   W p

(W  W p )

(15)

Onde: 

Ru = Resistência última da estaca;



e = Eficiência do martelo;



W = Peso do martelo do bate-estaca;



H = Altura de queda do martelo;



 = Coeficiente de restituição;



W p = Peso da estaca;



S = Penetração permanente da estaca, para um golpe do martelo (nega);



C 1 , C 2 e C 3 = Compressões elásticas (repiques) do capacete, estaca e solo, respectivamente.

Nas figuras 55 e 56, estão representados dispositivos práticos para medição, em campo, dos valores das deformações elásticas (C 2 + C 3 ) e da penetração permanente (S), durante a aplicação dos golpes do martelo do bate-estaca.

Vista Frontal

Vista Lateral

Figura 55 – Medição da nega e repique

Figura 56 – Dispositivo para medição dos valores de C 2 , C3 e Nega (S) - (Souza Filho e Abreu - 1989)


A formulação matemática de Hiley considera que uma parte da energia aplicada é consumida na deformação elástica do sistema, em que (C 1 + C 2 + C 3 ) representariam perdas de energia de cravação, em conformidade com os conceitos prescritos nas fórmulas dinâmicas de cravação. Assim, podemos considerar que a parcela correspondente à deformação elástica da estaca (C 2 ) será: C 2



Ru   l A  E

 Ru 

C 2  A  E

  l

(16)

Onde: 

 = Fator de redução (0 < α < 1);



l = Comprimento da estaca;



A = Área da seção transversal da estaca;




Observando as expressões acima, pode-se concluir que Ru (resistência última da estaca) é diretamente proporcional ao valor de C 2 (deformação elástica da estaca), ou seja, para determinarmos a resistência última Ru, basta medirmos o valor da deformação elástica C 2 durante a cravação da estaca. Quanto ao valor da parcela da deformação elástica do solo devida ao carregamento aplicado no golpe analisado (Quake → C 3 ), é usual adotar-se um valor de 2,5 mm (0,1”) para areias, podendo chegar a valores muito superiores para argilas plásticas, porém neste exemplo, tal parcela será aferida através da execução de ensaios de carregamentos dinâmicos com PDA e das correspondentes análises CAPWAPC. Assumindo a hipótese que a distribuição dos esforços normais na ruptura ao longo da estaca seja conhecida e representada pela função R(z) (Velloso, 1987), tem-se: 1

C 2

 0

R z  A  E

dz

(17)

Onde 

l = Comprimento da estaca. Para A . E = constante, tem-se: 1   Ru   l   R z  dz 0  1  R z dz    0     l   Ru

(18)

A figura 57 ilustra, fisicamente, o conceito abordado pelo controle das cravações das estacas através do repique elástico, em que, a partir da medição das deformações elásticas que envolvem o sistema, pode-se avaliar a resistência da estaca.

Figura 57A – Esquema físico ilustrativo

Figura 57B – Esquema físico ilustrativo


4.2.6.4. ENSAIOS R EALIZADOS Na figura 58 são apresentadas as curvas de Força e Velocidade multiplicada pela Impedância, em função do tempo, medidas nas quatro estacas. As curvas cheias representam a Força (F) obtida pelo extensômetro elétrico multiplicado pela constante de calibração e, as curvas pontilhadas, a Velocidade obtida pela integração da aceleração multiplicada pela impedância ( Z . V ) da estaca. Estaca (A) - Altura de Queda = 100 cm

2400

CAPWAPC Força Velocidade x Impedância

(kN)

1200

10

30

20

m/s

0 0

1

2

4

3

5

6

7

8

9

L/c

10

- 1200

Estaca (B) - Altura de Queda = 100 cm

2000


(kN)

1000

10

30

20

m/s

0 0

1

2

4

3

5

6

7

8

L/c

9

- 1000

Estaca (C) - Altura de Queda = 100 cm

2500


(kN)

1250

10

30

20

m/s

0 0

- 2500

1

2

3

4

5

6

7

8

9

L/c

Estaca (D) - Altura de Queda = 100 cm

2000


(kN)

1000

10

30

20

m/s

0 0

1

2

4

3

5

6

7

8

9

L/c

- 1000

Figura 58 – Curvas de Força e Velocidade em função do tempo (Estacas A, B, C e D)

A partir das curvas de Força e Velocidade medidas em campo (Figura 58), foram realizadas análises CAPWAPC para cada uma das estacas, com o objetivo de verificar quais os melhores parâmetros de ajuste e as correspondentes resistências mobilizadas. Os parâmetros utilizados nas análises que forneceram o melhor ajuste das curvas medidas em campo e calculadas pelo método CAPWAPC  estão apresentados na tabela 9 que segue. Encontra-se também, nesta tabela, um resumo dos resultados obtidos para cada estaca, evidenciando-se o Match (Mqno) de cada uma delas. O Match é um parâmetro de aferição da qualidade da análise CAPWAPC. Ele representa a diferença, em porcentagem, entre a curva calculada pelo CAPWAPC e a curva medida em campo pelo PDA . Quanto menor o Match, melhor a qualidade do ajuste. Valores de Match inferiores a 4 são representativos de análises de boa qualidade. Tabela 9 – Resumo das Análises CAPWAPC Energia Energia Eficiência R u Estaca Aplicada Medida (%) (kN) (kN.m) (kN.m)

R lat (kN)

Qt Jt R ponta Js Dtopo “quake” “damping (kN) (mm) “damping” ” (mm)

Match Dponta Dtopo-Dponta “Mqno” (mm) (mm) (%)

A

28,0

17,30

61,79

2271 1075 1196

3,6

0,63

0,44

10,7

4,2

6,5

2,17

B

28,0

17,00

60,71

1695

636

1059

5,2

0,57

0,28

12,6

6,3

6,3

3,41

C

28,0

19,50

69,64

2166 1328

839

3,5

0,93

0,71

11,9

4,3

7,6

3,61

D

28,0

18,40

65,71

1902

1250

5,8

0,62

0,44

12,4

5,2

7,2

3,00

651

Na figura 59 são apresentadas as curvas de Forças Medidas em campo e Calculadas pelo método CAPWAPC  , assim como as curvas Carga Mobilizada versus Deslocamento previstas através das simulações de provas de carga estáticas, considerando-se os parâmetros obtidos nas análises CAPWAPC , subtraindo-se o efeito dinâmico (damping = 0).


Estaca (A) Simulação de Prova da Carga Carga Mobilizada (kN) 600

1200

1800

2400 Topo da Estaca Ponta da Estaca

CAPWAPC

2400 (kN)

Força Medida Força Calculada

1200

10

30

20

m/s

0 0

1

2

4

3

5

6

7

8

10 L/c

9

) m m ( o 4.0 p o T o d o 8.0 t n e m a c o l s 12.0 e D

R ut = 2271 kN R sk = 1075 kN R to = 1198 kN Dy = 11,0 mm Dmx = 11,8 mm

16.0

- 1200

Estaca (B) Carga Mobilizada (kN) 450

2000

900

1350


CAPWAPC

(kN)


1000

10

30

20

m/s

0 0

1

2

4

3

5

6

7

8

L/c

9

) m m ( o4.0 p o T o d o8.0 t n e m a c o l s12.0 e D


16.0

- 1000

Estaca (C) Carga Mobilizada (kN) 600

(kN)

CAPWAPC

2500


1250

10

m/s

30

20

0

0

1

2

3

4

5

6

7

L/c 8

9

) m m ( o 4.0 p o T o d o 8.0 t n e m a c o l s 12.0 e D

1200

1800



16.0

- 2500

Figura 59A – Curvas de Forças medidas e calculadas e simulação de provas de carga (Estacas A, B e C)

Estaca (D) Carga Mobilizada (kN) 500

2000

1000

1500

2000

CAPWAPC

(kN)


1000

10

30

20

m/s

0

0

1

2

3

4

5

6

7

8

9 L/c

) m m ( o4.0 p o T o d o8.0 t n e m a c o l s12.0 e D

Topo da Estaca Ponta da Estaca


16.0

- 1000

Figura 59B – Curva de Força medida e calculada e simulação de prova de carga (Estaca D)

As diferenças observadas entre os valores dos deslocamentos máximos (DMX) das simulações de provas de cargas estáticas e os valores dos deslocamentos máximos do topo das estacas ensaiadas (Tabela 10), são devido à presença de resistências dinâmicas residuais no instante do deslocamento máximo do topo (Niyama, S; Aoki, N; Chamecki - 1996). Essas resistências residuais podem ser positivas ou negativas, originando assim valores de deslocamentos maiores ou menores que DMX . Em outras palavras, a simulação da curva Carga Mobilizada versus Deslocamento no Topo é efetuada considerando-se que naquele instante de tempo a estaca encontra-se “parada” (estática), quando, na realidade, o máximo deslocamento do top o pode não ocorrer no mesmo instante em que ocorre o máximo deslocamento da ponta, pois a estaca pode ainda estar se deformando. Na figura 60, são apresentados os diagramas obtidos nas análises CAPWAPC, de transferência de carga versus profundidade e de atrito lateral mobilizado. Também são apresentados nesta figura, os correspondentes sinais de repiques elásticos obtidos para cada golpe analisado, de cada estaca em estudo. Através da análise dos diagramas de transferência de carga versus profundidade e de atrito lateral mobilizado, assim como dos correspondentes sinais de repiques elásticos obtidos durante a execução dos ensaios para cada golpe analisado, foram efetuadas avaliações das resistências de cada estaca, utilizando-se os conceitos para o controle através do repique elástico, já descritos. Vale lembrar que o parâmetro , determinante da profundidade do centro de compressão da estaca, pode ser avaliado também pela distribuição de carga obtida pelos métodos empíricos.


Figura 60A – Transferência de carga, atrito lateral mobilizado e repique elástico (Estaca A e B)

Figura 60B – Transferência de carga, atrito lateral mobilizado e repique elástico (Estaca C e D)


A tabela 10 a seguir contém os valores dos parâmetros aferidos para a Fórmula Dinâmica de Hiley, os valores de K e S medidos em campo e as correspondentes cargas mobilizadas obtidas através das análises dos mesmos. Tabela 10: Resumo dos valores dos parâmetros medidos em campo. Estaca

Comprimento Cravado (m)

Módulo de Elasticidade (GPa)

Área (cm2)

10,40

35,74

855

10,50

30,14

10,83 10,83

A B C D

K (mm)

C3 “quake” (Qt - Tabela 3) (mm)

C2 (mm)

S (mm)

Ru (kN)

0,86

10,0

3,6

6,4

2,5

2190

855

0,91

11,0

5,2

5,8

1,0

1560

30,14

855

0,83

11,0

3,5

7,5

2,0

2150

30,14

855

0,92

13,0

5,8

7,2

4,0

1840

Faz-se importante observar, que muitas vezes o valor da penetração permanente (S) não representa somente a parcela devida às deformações plásticas do solo, podendo englobar também uma parcela de deformação elástica devida às cargas residuais remanescentes do fuste. A literatura recomenda que na falta de dados, adote-se o valor da parcela correspondente à deformação elástica do solo (quake) em função do carregamento aplicado, igual a 2,5 mm. No entanto, em certos tipos de solos esse valor é muito maior. Em solos elásticos de baixa resistência (resilientes) tem-se observado que os valores de C 3 (parcela elástica - quake) têm sido bastante superiores ao valor sugerido na literatura. Assim sendo, nesses casos, não é válida a simplificação adotada na literatura (C 3  2,5 mm). A tabela 11 mostra a comparação entre os resultados obtidos através das análises CAPWAPC  expressos na tabela 9 e os resultados obtidos através dos repiques elásticos, expressos na tabela 10. Tabela 11 – Resultados obtidos através das análises CAPWAPC e repiques elásticos. Estaca

A B C D

Diâmetro (cm)

Comprimento (m)

Ru (CAPWAPC ) (kN)

Ru (Repique) (kN)

Diferença (%)

33

10,40

2270

2190

3,65

33

10,50

1700

1560

8,97

33

10,83

2170

2150

0,93

33

10,83

1900

1840

3,26

Observa-se pela análise dos resultados obtidos e expressos na tabela 11, que as diferenças percentuais entre os valores das resistências obtidas pelos métodos são bastante inexpressivas (0,9 a 9%), permitindo que se conclua, com razoável precisão, que os valores das resistências mobilizadas obtidas através do repique elástico “aferido” são bastante confiáveis. Vale lembrar que a “aferição” dos parâmetros envolvidos na

formulação matemática do repique elástico pode ser efetuada através de outras metodologias, que não sejam exatamente ensaios de alta deformação com uso do analisador de cravação de estacas (PDA  ). Assim, por exemplo, o valor do Módulo de Elasticidade Dinâmico (EMo) pode ser obtido utilizando ensaios de baixa deformação (PIT - Pile Integrity Tester ) conforme demonstram Alvim et al . (1992).

Os valores da parcela elástica dos solos (C 3 = quake) podem ser obtidos com razoável precisão conforme demonstraram os engenheiros João Mathias de Souza Filho e Paulo Sérgio Barbosa Abreu (1989 Procedimentos para controle de cravação de estacas pré-moldadas de concreto), através da metodologia expressa na figura 56. Quanto ao parâmetro α determinante da profundidade do centro de compressão elástico da estaca, este pode ser estimado através da distribuição de resistências, obtida pela avaliação efetuada pelos métodos estáticos empíricos (Ex.: Décourt - Quaresma - 1982). Outra observação importante a ser considerada diz respeito às pequenas diferenças entre os valores das deformações elásticas da estaca, medidos através das análises CAPWAPC (Dtopo - D ponta - ver tabela 9) e aqueles “medidos” através do repique elástico (ver C 2 , na tabela 10). Parece que a explicação mais razoável para justificar tais diferenças está associada à diferença entre o grau de precisão dos dois métodos utilizados. A execução de ensaios de carregamento dinâmicos faz-se imprescindível para o controle de qualquer estaqueamento, porém há de se pensar que tais ensaios são sempre feitos em um número reduzido de estacas, as quais deverão servir de parâmetro comparativo para o controle das demais estacas integrantes do projeto de fundações da obra. Não é razoável pressupor que o controle individual deva sobrepor-se ao controle do conjunto, ou seja, o controle individual de cada estaca cravada deve ser mais relevante que a execução percentual de alguns ensaios. Deve-se, no entanto, procurar aferir as diversas variáveis envolvidas no processo do controle das cravações, através da realização de ensaios de carregamento dinâmicos, as quais serão posteriormente controladas através do repique elástico. Assim fazendo, podem-se controlar todas as estacas de qualquer obra de uma forma simples, econômica e bastante confiável.

Figura 61 – Ensaio de carregamento dinâmico (In Situ Geotecnia S/C) e coleta manual de nega e repique


4.2.6.5. CONCLUSÕES A utilização do repique elástico, conforme proposição de Chellis (1951), para controlar a resistência mobilizada de estacas pré-fabricadas de concreto, no instante da cravação, se mostra uma “ferramenta” prática e confiável, desde que os parâmetros que envolvem a formulação físico-matemática sejam previamente aferidos. A aferição de tais parâmetros não precisa necessariamente ser efetuada através de ensaios de alta deformação com o uso do PDA ( Pile Driving Analyzer ), podendo utilizar-se para tal, quaisquer outros recursos, desde que forneçam confiabilidade. Os estudos aqui apresentados mostraram razoável precisão entre os valores das resistências mobilizadas obtidos através das análises CAPWAPC e repiques elásticos para as estacas em estudo. Evidentemente, um número maior de estacas deve ser estudado para que conclusões mais aprofundadas possam ser tiradas, porém os estudos aqui apresentados são bastante motivadores. Pesquisas nesse sentido devem ser feitas, de modo a permitir que, num futuro próximo, o controle de cravação de estacas pré-fabricadas seja corriqueiramente realizado através de metodologia simples, de baixo custo, confiável e, principalmente, de fácil avaliação pelos próprios funcionários da obra, agilizando assim, ainda mais, a tomada de decisões.

Deve-se ainda salientar, que embora exista a obrigatoriedade normativa de executarem-se estatisticamente uma determinada porcentagem de provas de carga estática e/ou ensaios de carregamento dinâmico, o controle do conjunto de estacas cravadas em uma obra, através do repique elástico, deve sempre sobrepor-se à mera execução de um número limitado de ensaios que, na grande maioria das vezes, não representa com fidelidade o comportamento do conjunto de estacas executado.

5. R EFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS E DE APOIO AOKI, N. (1997) – Determinação da capacidade de carga última de estaca cravada em ensaio de carregamento dinâmico de energia crescente – USP – São Carlos. BEIM, J.W.; RAUSCHE, F.; GRAVARE, C.J.; KLINGMÜLLER, O and QING, L.D. (1998) – Standardization and codification of Dynamic Pile Testing. A worldwide review. BENABENCQ, J. (1911-1913) – Ann. ponts et chaussées – Vol. 5 and 6 (1911), and Vol.3 (1913). BOUSSINESQ, J. (1885) – Application des potentiels à l’étude de l’équilibre et du movement de solides élastiques – Paris. CAPUTO, H.P. (1987) – Mecânica dos Solos e Suas Aplicações – Livros Técnicos e Científicos Editora S.A – 6a Edição - Vol.2. CHELLIS, R.D. (1951) – Pile Foundations – McGraw-Hill Book Company Inc – New York.

CHELLIS, R.D. (1961) – Pile Foundations – McGraw-Hill Book Company Inc - pp.01 – 43 and pp.559 – 567. DIONISIO, A. e MACHADO, J.R.A. (1992) – Repicômetro Eletrônico – Feira da Dinâmica da Construção Civil – São Paulo / SP. ENGINEERING MANUAL FOR MILITARY CONSTRUCTION (1954) – U.S.Army, Corps of Engineers – October. FELLENIUS, B.H. (1988) – Variation of CAPWAP Results as a Function of the Operator. – Third Intl. Conf. on Application of Stress Wave Theory to Piles – Ottawa. FILHO, U.M. O (1988) – Fundações Profundas – D.C. Luzzatto Editores ltda. – 3a Edição. FOREHAND, P.W. and REESE, J.L. (1964) – Predictions of Pile Capacity by the Wave Equation – Journal of the Soil Mechanics and Foundations Engineering Proc. of American Society of Civil Eng. – pp. 1 – 25. GAMBINI, F. (1982) – Manuale del Piloti – SCAC. GONÇALVES, C.; ANDREO, C.S.; BERNARDES, G.P.; FORTUNATO, S.G.S. (2000) – Controle de Fundações Profundas através de Métodos Dinâmicos. GONÇALVES, C.; ANDREO, C.S.; BERNARDES, G.P.; FORTUNATO, S.G.S. (1998) – Controle da Cravação de Estacas Pré-Fabricadas de Concreto, através do Repique Elástico Aferido – Revista Solos e Rochas nº 2 – Vol. 21 – ABMS/SP. GONÇALVES, C.; BERNARDES, G.P.; e NEVES, L. F. S. (2007) – Estacas Pré-fabricadas de Concreto – Teoria e Prática. HERMANSSON, I. and GRÄVARE, C.J. (1978) – Static bearing capacity of piles from Dynamic Measurements – Vag og Vattenbyggaren – Suécia. HILEY, A. (1925) – A rotional pile driving formula and its application in piling practice explained. – Engineering 129 – pp.657 – 721. JANBU, N. (1951) – Beregning av frittstaende pelers bruddlast og tillatte belastning. – Teknisk Ukebland nr 16, S.T. nr 1130, A.A.S. & Wahls boktrykkeri. – Oslo / Noruega. NIYAMA, S. (1991) – Ensaio de Carregamento Dinâmico em Estacas – Feira da Dinâmica em Construção Civil – IPT/SP. NIYAMA, S. (1991) – Provas de Carga Dinâmica em Estacas – 2 o Seminário de Engenharia de Fundações Especiais e Geotecnia (SEFE II) – Vol.2 – pp.229 – 268. NIYAMA, S. (1991) – O efeito do embuchamento na distribuição de resistência em estacas cravadas de ponta aberta. – EPUSP/ABEF – 2o Seminário de Engenharia de Fundações Especiais e Geotecnia (SEFE II) – Vol.1 – pp.294 – 303. NIYAMA, S.; AOKI, N.; CHAMECKI, P.R. (1996) – Fundações – Teoria e Prática – ABMS/ABEF – Editora PINI – pp. 723 a 751. RAMEY, G.E. and JOHNSON, R.C. (1979) – Relative accuracy and modification of some dynamic pile capacity prediction equations. – Ground Engineering – Vol.12 – nº 6 – pp.47 – 52.

Controle Atraves de Métodos Dinãmicos

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