Monografia_RV03 - Maria G Rocha Oliveira

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18
CENTRO UNIVERSITÁRIO 7 DE SETEMBRO – UNI7
CURSO DE GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA CIVIL
MARIA GLAUDIANE ROCHA OLIVEIRA
ESTACAS INJETADAS AUTOPERFURANTES EM FUNDAÇÕES DE AEROGERADORES: EXECUÇÃO E ANALISE DOS RESULTADOS EM UM SOLO COM BAIXA RESISTÊNCIA NO ESTADO DO CEARÁ
FORTALEZA - CE
2021
MARIA GLAUDIANE ROCHA OLIVEIRA
ESTACAS INJETADAS AUTOPERFURANTES EM FUNDAÇÕES DE AEROGERADORES: EXECUÇÃO E ANALISE DOS RESULTADOS EM UM SOLO COM BAIXA RESISTÊNCIA NO ESTADO DO CEARÁ
Trabalho de conclusão de curso apresentado à banca examinadora como requisito parcial à obtenção do título de graduado em Engenharia Civil. 
Orientador: Prof. M. Sc. Ícaro José F. S. Bastos.
Coorientador(a): Prof. M. Sc. Leila Maria C. de Carvalho.
FORTALEZA - CE
2021
MARIA GLAUDIANE ROCHA OLIVEIRA
ESTACAS INJETADAS AUTOPERFURANTES EM FUNDAÇÕES DE AEROGERADORES: EXECUÇÃO E ANALISE DOS RESULTADOS EM UM SOLO COM BAIXA RESISTÊNCIA NO ESTADO DO CEARÁ
Trabalho de conclusão de curso apresentado à banca examinadora como requisito parcial à obtenção do título de graduado em Engenharia Civil.
Aprovada em: ___/___/______.
BANCA EXAMINADORA
________________________________________
Prof. M. Sc. Ícaro José Fernandes Santos Bastos (Orientador)
Centro Universitário 7 de Setembro (UNI7)
_________________________________________
Prof. M. Sc. Leila Maria Coelho de Carvalho (Coorientadora)
Centro Universitário 7 de Setembro (UNI7)
_________________________________________
Prof. M. Sc. Deyvid, de Souza Elias 
Centro Universitário 7 de Setembro (UNI7)
_________________________________________
Prof. M. Sc. Fernando Feitosa Monteiro 
Universidade de Brasília (UNB)
(Examinador Externo)
AGRADECIMENTOS
A Deus, por ter guiado minha trajetória profissional
À Coordenação do curso de Engenharia Civil, pelo apoio.
Ao Prof. M. Sc. Ícaro Bastos, pela orientação, apoio e atenção sempre.
A Prof. M. Sc. Leila Carvalho, pelo carinho, disponibilidade, colaborações e coorientação.
Aos professores participantes da banca examinadora, M. Sc. Deyvid Elias e M. Sc. Fernando Monteiro pelas contribuições e sugestões de melhoria.
Aos colegas e amigos pelo companheirismo e motivações durante o curso.
Ao Engenheiro João Duarte Guimarães Filho pela disponibilidade, orientações e ensinamentos geotécnicos repassados.
As empresas ESTE Geotecnia e Fundações e Rocsolo Estedrain, pela cooperação técnica, disponibilização de material e apoio durante esse processo.
“O obvio é aquilo que ninguém enxerga, até que alguém o expresse com simplicidade.”
 Khalil Gilbran
RESUMO
A seguinte pesquisa buscou apresentar uma solução técnica que pode ser empregada para fundações de aerogeradores em solos com baixa resistência, que são presentes em grande parte do litoral nordestino brasileiro, contudo apesar de ser uma solução recente e pouco difundida no mercado da construção civil, essa solução apresenta porte técnico para competir com estacas consolidadas no mercado diante de suas vantagens técnicas. Esta solução compreende na utilização de estacas injetadas autoperfurantes moldadas “in loco”, com o método de perfurar o solo com alta velocidade por rotação, utilizando injeções de nata de cimento simultâneas com médias e altas pressões, permitindo um diâmetro final aproximadamente do dobro do bit de perfuração. Com a utilização de dados de uma obra de aerogeradores no estado do Ceará, e após realizar uma revisão do estudo da arte, concluiu-se as vantagens em utilizar esta metodologia executiva em aerogeradores. E como resultados foram alcançadas as resistências de cargas últimas das estacas injetadas autoperfurantes, comercialmente denominadas Alluvial Anker®, e analisando ensaios de compressão e tração, um estudo comparativo de processos executivos de estacas comumente utilizadas em fundações profundas de usinas eólicas e com as caracterização mecânica da estaca Alluvial Anker®, foi possível obter vantagens da utilização desta estaca em aerogeradores e o comportamento dos gráficos de carga x deslocamento para este tipo de estaca.
Palavras-chave: Estacas injetadas autoperfurantes. Alluvial Anker. Fundações de aerogeradores. Solos com baixa resistência. Carga última.
ABSTRACT
The following research sought to present a technical solution that can be used for foundations of wind turbines in places of difficult access and soils with low resistance, which are present in a large part of the Brazilian northeastern coast, however, despite being a recent solution and not widespread in the market of civil construction, this solution has a technical dimension to compete with consolidated piles in the market in view of its technical advantages. This solution includes the use of self-drilling injected piles molded “in loco”, with the method of drilling through the soil with high speed per rotation, using simultaneous jets of cement cream with medium and high pressures, allowing a final diameter of approximately twice the bit drilling. With the use of data from a work of wind turbines in the state of Ceará, and after conducting a review of the study of the art, the advantages of using this executive methodology in wind turbines were concluded. As a result, the ultimate load resistances of the self-drilling injected piles, commercially known as Alluvial Anker®, were achieved, analyzing compression and tensile tests, a comparative study of executive processes of piles commonly used in deep foundations of wind farms and with the mechanical characterization of the Alluvial Anker® pile, it was possible to obtain advantages of the use of this pile in wind turbines and the behavior of the load x displacement graphs for this type of pile.
Keywords: Self-drilling injected piles. Alluvial Anker. Foundations of wind turbines. Low resistance soils. Last load.
SUMÁRIO
1 INTRODUÇÃO	18
1.1 Justificativa	19
1.2 Objetivos Geral	19
1.3 Objetivos Específicos	20
2 FUNDAMENTAÇÃO TEÓRICA	21
2.1 Energia Eólica	21
2.1.1 Energia Eólica no Ceará	24
2.2 Geração de energia Eólica	25
2.3 Aerogerador	26
2.3.1 Tipos	27
2.3.1.1 Eixo Vertical	27
2.3.1.2 Eixo Horizontal	27
2.4 Fundações profundas	29
2.4.1 Estacas Raiz	29
2.4.2 Hélice Contínua	31
2.4.2.1 Hélice Contínua Monitorada	31
2.4.3 Microestacas	33
2.4.4 Estacas Injetável Autoperfurante (EIA)	34
2.4.4.1 Método Executivo da Alluvial Anker®	36
2.4.4.2 Detalhamento da Alluvial Anker®	37
2.4.4.3 Capacidade de carga Alluvial Anker®	44
2.4.4.4 Resistência à tração	48
2.4.4.5 Atrito Negativo	48
2.4.4.6 Resistência Lateral na Alluvial Anker®	50
2.4.4.7 Flambagem	51
2.4.4.8 Recalque	56
2.5 Prova de carga	57
2.5.1 Prova de carga estática	58
2.5.2 Interpretação gráfico Carga x Recalque	59
2.5.3 Extrapolação da curva carga x recalque	62
3 METODOLOGIA	63
3.1 Usina eólica Aracati - CE (2008)	63
3.2 Provas de Carga	67
3.3 Metodologia da pesquisa	72
4 RESULTADOS E ANÁLISES	75
4.1 Análise do processo executivo da ALLUVIAL ANKER	75
4.2 Análise das vantagens da utilização da AA em solos com baixa resistência	75
4.3 Comparativo técnico da AA com Estaca Raiz e HCM em fundações de aerogeradores	76
4.4 Análise das provas de cargas do estudo de caso	77
4.5 Apresentar o estado da arte sobre a ALLUVIAL ANKER	79
5 CONCLUSÕES E RECOMENDAÇÕES PARA PESQUISAS FUTURAS	81
5.1 Conclusões	81
5.2 Recomendações para pesquisas futuras	82
REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICA	83
LISTA DE TABELAS
Tabela 1 – Capacidade instalada e número de parques por estado	24
Tabela 2– Características de secções do tubo N80	38
Tabela 3– Propriedades mecânicas médias do tubo de aço N80	39
Tabela 4– Ensaio de tração de barra de armadura complementar	40
Tabela 5 – Constante K	46
Tabela 6– Coeficientes α e β	47
Tabela 7– Quantidade de aerogeradores executados com AA	71
Tabela 8– Resumo do estado da arte sobre Alluvial Anker	79
	
LISTA DE FIGURAS
Figura 1 - Matriz Elétrica Brasileira	22
Figura 2 – Evolução da capacidade instalada em MW	23
Figura 3 - Evoluçãoda participação da capacidade instalada no Ceará em relação ao total brasileiro	25
Figura 4 – Processo de geração de energia eólica	26
Figura 5 – Crescimento da potência dos aerogeradores nos últimos anos	26
Figura 6 – Aerogeradores com eixo vertical	27
Figura 7– Aerogeradores com rotor de três pás do tipo eixo horizontal	29
Figura 8 – Sequencia executiva de uma estaca raiz	30
Figura 9 – Sequencia executiva de uma estaca Hélice Contínua	32
Figura 10 – Sequencia executiva de uma microestaca	33
Figura 11– Tubo com válvulas manchetes	34
Figura 12 - Número de estacas em função do tempo de estacas	36
Figura 13 – Sequência executiva de uma estaca Alluvial Anker	36
Figura 14 - Seção de uma EIA	37
Figura 15 – Corte esquemático da armadura complementar após execução	39
Figura 16 – Gráfico do ensaio de tração em barra de armadura complementar	40
Figura 17 – Ponteiras perfurantes	41
Figura 18 – Detalhamento da estaca Alluvial Anker	42
Figura 19 – Processo executivo da central de injeção de calda de cimento	43
Figura 20 – Instalações de uma central de injeção de calda de cimento	44
Figura 21 – Ábaco per La determinazione di s per Sabbie e Chiaie (modificado Rispetto a Viggiani 1999)	45
Figura 22 – Esquematização dos efeitos de atrito positivo e negativo	49
Figura 23 – Gráfico de influência da inclinação de estacas	50
Figura 24 – Gráfico de pressões de injeção x atrito lateral em formações geológicas	51
Figura 25 – Perfil geotécnico da orla santista e do estuário – lado Mar	52
Figura 26 – Perfil geotécnico da orla santista e do estuário – lado Terra	52
Figura 27- Ábaco de Bustamante correlacionado com Nspt com a reação do solo arenoso ao pressiometro de MENARD.	53
Figura 28 - Ábaco de Bustamante correlacionado com N_SPT com a reação do solo argiloso ao pressiometro de MENARD.	53
Figura 29 - Prova de carga AA Tecon Santos em 1999	54
Figura 30 – Gráfico para avaliação aproximada de flambagem de microestacas sujeitas a cargas centradas	56
Figura 31 – Parcelas de recalque da estaca	57
Figura 32 – Prova de carga estática tipo estaca de reação	59
Figura 33 – Comportamento de uma curva carga x recalque	60
Figura 34 – Comportamento de uma curva carga x recalque em escalas diferentes	61
Figura 35 – Planta projeto de fundações Bons Ventos	64
Figura 36 – Unidade geoambientais de Aracati - CE	65
Figura 37 – Localização da usina eólica, Aracati – CE	66
Figura 38 – Ensaio a percussão SPT de um aerogerador da obra	67
Figura 39 – Cavaletes para ensaio	67
Figura 40 – Prova de cargas dos cavaletes	68
Figura 41– Prova de carga compressão EC – 01 – NCQ - 11	69
Figura 42 – Prova de cargas de compressão – EC -02 – NCQ-11	70
Figura 43 – Prova de cargas de tração – ET -01 e ET - 02 – NCQ-11	71
Figura 44 – Diagrama de processo da metodologia da pesquisa	72
Figura 45 – Diagrama de processo executivo comparativo entre AA e HCM	73
Figura 46 - Diagrama de processo executivo comparativo entre AA, outras microestacas e estaca raiz	74
Figura 47- Comparativo Alluvial Anker x HCM	76
Figura 48 – Comparação de bulbos Microestaca x Alluvial Anker	77
Figura 49 – Gráfico extrapolação carga de ruptura a compressão EC – 01 – NCQ - 11	78
Figura 50 - Gráfico extrapolação carga de ruptura a compressão EC – 02 – NCQ - 11	78
Figura 51 - Gráfico extrapolação carga de ruptura a tração ET – 01 e ET - 02	79
LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS
	AA
ABEeólica
ABNT 
	Alluvial Anker®
Associação Brasileira de Energia Eólica
Associação Brasileira de Normas Técnicas
	ANNEL
API
CP 
	Agência Nacional de Energia Elétrica
American Petroleum Institute
Corpo de prova
	DIN
EC 
	Deutsche Institut für Normung
Estaca ensaiada a compressão
	EIA 
	Estaca Injetável Autoperfurante
	EPE
	Empresa de Pesquisa Energética
	ESTE
ET
EUA
	Empresa de Pesquisa Energética
Estaca ensaiada a tração
Estados Unidos da América
	FMI
FHWA
HAWTs
HCM
IGU
IPT
	Fundo Monetário Internacional
Federal Highway Administration
Horizontal Axis Wind Turbines
Hélice Continua Monitorada
Injection Globale em Unifiée
Instituto de Pesquisas Tecnológicas do estado de São Paulo
	IRENA
IRS
ISO
	International Renewable Energy Agency
Injection Répétitive Sélective
International Organization for Standardization
	LPC
MME
	Laboratorie Central des Ponts et Chaussées 
Ministério de Minas e Energia
	PAC
	Programa de Aceleração do Crescimento
	PIB
PROEÓLICA
	Produto interno bruto
Programa Emergencial de Energia Eólica
	PROINFA
	Programa de Incentivo às Fontes Alternativas de Energia Elétrica
	PVC
	Polyvinyl Chloride
	SPE
	Secretaria de Planejamento e Desenvolvimento Energético
	SPT
VAWTs
	Standart Penetration Test
Vertical Axis Wind Turbines
	
	
LISTA DE SIMBOLOS
	
	A
a
α
b
β
c
e
E
	Área da seção transversal da estaca 
Área da seção transversal da ponta da estaca
Coeficiente angular da reta
Fator água cimento
Fator de correção da parcela da resistência de ponta
Intercepto no eixo de recalque
Fator de correção da parcela da resistência lateral
Coesão do solo 
Constante de Euler
Módulo de elasticidade do material
Módulo de deformação do solo
Tensão de escoamento do aço
	 
γ
I
K
L
l
μ
Nspt
	Tensão de escoamento do material
Peso específico do solo
Momento de inércia da secção transversal
Coeficiente em função do tipo de solo
Comprimento do seguimento
Comprimento livre de flambagem
Coeficiente de atrito lateral
Índice de resistência a penetração média do solo circundante à estaca
Índice de resistência a penetração média do solo circundante á ponta da estaca
Índice de resistência a penetração
	P
p
	Carga de solicitação
Sobrecarga aplicada na superfície do terreno
	
	Carga aplicada
	
φ
r
	Carga crítica de flambagem
Pressão limite
Carga máxima aplicada sem programação
Ângulo de atrito do solo
Intercessão da assíntota vertical com eixo das cargas
	
	Tensão última lateral
Resistência lateral
	
®
	Tensão última da ponta
Resistência de ponta
Marca Registrada
Recalque resultante
	
Q
s
tg
𝜃
U
	Parcela do recalque por encurtamento elástico
Parcela do recalque por deformação vertical
Recalque do solo devido reação de ponta
Recalque do solo devido reação de cargas laterais
Carga aplicada no topo da estaca
Carga de ruptura
Resistência ao atrito
Tangente
Ângulo de inclinação
Perímetro da estaca
1 INTRODUÇÃO
Com as políticas ambientais definidas a partir da Rio – 92, descritas na agenda 21, os países se comprometeram a desenvolver uma economia em nível mundial mais eficiente e equitativa, bem como o gerenciamento dos recursos naturais e o desenvolvimento sustentável que deve ser um item prioritário na agenda da comunidade internacional. Para alcançar esses objetivos de preservação ambiental e continuar a desenvolver as economias nacionais, algumas nações investiram na utilização de fontes de energia renováveis, buscando equilibrar o desenvolvimento econômico e a preservação do meio ambiente, visto o crescimento desenfreado do uso de combustíveis fósseis.
Com a utilização mais ampla dessas fontes ao longo das décadas, o mundo caminha para uma futura transição de matriz energética. O Brasil em 2020 situou-se na 12º posição das maiores economias mundiais (FMI, 2020), contudo em 2018 o país foi reconhecido devido sua matriz energética verde, com mais de 80% da matriz ser proveniente de fontes renováveis (EPE, 2019), sendo evidenciado em 2020, ao alcançar a 3° posição mundial de capacidade instalada de energias renováveis (IRENA, 2021).
 Nas duas últimas décadas o país assistiu a uma rápida expansão dos setores de energias renováveis, especialmente o setor eólico que em 2021 registrou a capacidade instalada de 18 GW, consolidando - se como a segunda fonte da matriz energética no Brasil, beneficiando 86,3 milhões de pessoas e 28,8 milhões de residências por mês (ABEeólica, 2021). Diante deste cenário, a indústria da construção civil brasileira desenvolveu técnicas e tecnologias que viabilizassem a execução de projetos propostos do setor de energia eólica mesmo em situações controversas.
Diante de qualquer projeto faz - se necessário um estudo da viabilidadeda sua execução, comumente um grande desafio encontrado são características naturais do local que receberá a edificação. Uma edificação só é interessante se for estável, assim suas fundações e o solo que receberão todas as cargas provenientes dessa construção, se tornam os protagonistas dos estudos preliminares. Da mesma forma antes da instalação de um complexo eólico são realizados estudos referentes a frequência dos ventos, a capacidade de geração, os deslocamentos das redes e pessoas, dentre outros fatores. então conciliar as características naturais necessárias para construção de complexos eólicos, se tornam um desafio para a indústria da construção civil.
Aerogeradores são grandes estruturas submetidas a grandes cargas e esforços, além de intempéries como ventos e vibrações sísmicas, consequentemente com as transferências dessas cargas e esforços, as fundações necessitam suportar elevadas forças laterais e forças perpendiculares de tração e compressão. Diante desses esforços comumente a construção civil brasileira utiliza grandes bases gravitacionais para suportar e estabilizar as torres eólicas com estaqueamento em HCM de grandes diâmetros, solução que exige um volume grande de material, grandes áreas, equipamentos caros e que não podem ser executados em qualquer tipo de solo. Uma outra possibilidade, porém, pouca difundida no mercado, é a utilização de estacas injetáveis autoperfurantes, que são estruturas mais simples e apresentam um custo-benefício melhor. Segundo BRANCO (2006) estacas escavadas de pequeno diâmetro têm sido largamente empregadas para cargas de pequena e média magnitudes, devido à sua boa produtividade executiva, com custos reduzidos, associada aos baixos níveis de ruído e vibrações.
As estacas supracitadas se destacam por poderem atingir grandes profundidades em solos de baixa resistência, principalmente devido sua capacidade de serem executadas com inclinações entre zero e noventa graus, o que permite uma maior resistência aos atritos laterais. SANTOS NETO (1981) em estacas inclinadas não há somente a contribuição da aderência estaca-solo que é independente da posição da estaca, mas também uma contribuição do peso do solo sobre a estaca, o que favorece a capacidade de carga diante de cargas horizontais como as provenientes de aerogeradores. Essas estacas formam um sistema integrado de estabilidade a estrutura, através dos esforços passivo desenvolvidos no sistema. 
A problemática da pesquisa será apresentar um estudo sobre o processo executivo de uma nova estaca como solução de fundação para aerogeradores. Sendo uma estaca de pequeno diâmetro moldada in loco e executada com perfuração rotativa e injeções simultâneas de médias e altas pressões, descrevendo o comportamento mecânico da estaca e dados de uma obra de aerogeradores, com análises de provas de carga.
1.1 Justificativa
A estaca injetável autoperfurante foi desenvolvida por brasileiros e trata-se de uma técnica recente no mercado nacional, sendo ainda pouco conhecida pelo comercio e comunidade técnica científica. A presente pesquisa irá apresentar informações para que esta solução de fundação seja vista como uma potencial solução de fundação, com foco no mercado da indústria da construção civil de infraestrutura de aerogeradores. A proposta será demostrar seu processo executivo com vantagens e desvantagens na sua utilização sendo está uma nova proposta para sistema de estaqueamento em fundações de torres de usinas eólica. 
1.2 Objetivos Geral
O objetivo geral dessa pesquisa consiste em apresentar/avaliar as vantagens e desvantagens do processo executivo de estacas injetáveis autoperfurantes como solução de fundação de aerogeradores. 
1.3 Objetivos Específicos 
Os objetivos específicos da presente pesquisa podem ser divididos em:
- Demonstrar o processo executivo da estaca injetável autoperfurante;
- Apresentar as principais vantagens na utilização dessa estaca em solos com baixa resistência;
- Realizar um estudo técnico comparativo entre soluções de fundação de aerogeradores;
- Realizar uma análise mecânica, com dados de prova de carga, de uma obra real de aerogeradores que utilizou o método estudado na presente pesquisa e obteve resultados que comprovaram seu sucesso como solução de fundação;
- Apresentar uma revisão estado da arte de pesquisas sobre a utilização de microestacas tubulares injetáveis.
2 FUNDAMENTAÇÃO TEÓRICA
Este capítulo apresentará os principais tópicos de fundamentação teórica utilizados no desenvolvimento desta pesquisa.
2.1 Energia Eólica 
Conhecido como o período da Segunda Revolução Industrial, foi o advento da energia elétrica, o que permitiu o acelerado crescimento da indústria na época, ao movimentar a sociedade e integrar os meios científicos, industriais e econômicos. Um período marcado pelas inovações tecnológicas, alterações nas urbanizações das cidades, na estrutura industrial e de transporte, produção em grandes escalas etc. Inicialmente as principais fontes de energia elétrica eram os combustíveis fósseis, o uso das hidrelétricas era minoria e um recurso pouco explorado nos países com condições geográficas, a partir da segunda metade do século XX, houve uma busca por fontes alternativas de energia pelos países.
Em 1992 no Rio de Janeiro, durante a Conferência das Nações Unidas para o Meio Ambiente e Desenvolvimento, foi decidido diversas metas descritas na Agenda 21, no documento as nações presentes se comprometeram a empregar políticas de desenvolvimento para uma economia em nível mundial mais eficiente e equitativa, bem como o gerenciamento dos recursos naturais e o desenvolvimento sustentável que deve ser um item prioritário na agenda da comunidade internacional. Para alcançar esses objetivos de preservação ambiental e continuar a desenvolver as economias nacionais, algumas nações investiram na utilização de fontes de energia renováveis, buscando equilibrar o desenvolvimento econômico e a preservação do meio ambiente.
Outro fator determinante para a busca pela transição energética é a instabilidade dos combustíveis fósseis. Esse fator somado as mudanças climáticas, a globalização social e econômica, pesquisas cientificas e a escassez de recursos, colocaram as grandes potencias a desenvolver gestões de eficiência energética e ambiental.
Ao longo dos últimos 20 anos foram desenvolvidas diversas formas de gerar eletricidade a partir de recursos naturais, como energia eólica, a partir das massas de ar, energia solar a partir da captação de raios solares, a energia proveniente de biomassa, a partir do vapor produzido pela combustão de material orgânico etc. Segundo o IRENA (2021) o mundo registrou uma capacidade instalada em 2020 de 2.799 GW de energias renováveis.
Devido suas condições geográficas e climáticas, o Brasil é um dos países mais favoráveis a instalação de usinas de energia renováveis. Durante mais de 30 anos o país abrigou a maior usina hidrelétrica do mundo, a Hidrelétrica de Itaipu. E é conhecido por ter uma matriz energética verde, isso devido mais de 80% de sua matriz de geração elétrica utilizar fontes renováveis (Figura 1). No século XXI o país enfrentou uma crise energética devido o consumo de energia e o PIB crescerem em taxas significativas, diante desse cenário o país desenvolveu diversos projetos e programas para acelerar o crescimento da capacidade instalada das usinas renováveis, como o Programa de Incentivo ás Fontes Alternativas de Energia Elétrica (PROINFA) e Programa de Aceleração do Crescimento (PAC), esses programas em parcerias com bancos públicos financiavam parcialmente projetos e apoiavam politicas estaduais de abertura econômica para investimentos estrangeiros de empresas privadas. 
Resultado dessas políticas de abertura no setor energético do país que é o quarto País no mundo em produção de energia por fontes renováveis, atrás apenas da China, Índia e dos Estados Unidos, aponta o boletim “Ranking Mundial de Energia e Socioeconômica (anos 2011 /12 /13)”, publicação anual da Secretaria de Planejamento e DesenvolvimentoEnergético (SPE) do Ministério de Minas e Energia (MME). Em termos de participação das fontes renováveis na matriz energética, apenas Islândia, Gabão e Noruega, todos com menos de 5 milhões de habitantes, superam o indicador do Brasil, de 42,6% em 2012, considerando os 87 países com PIB per capita igual ou superior ao brasileiro.
Figura 1 - Matriz Elétrica Brasileira
Fonte: ANEEL/ABEeólica (2021)
Além dos programas de incentivos a geração de energia limpa, em 2004 por meio da Lei n° 10.848/2004, o Governo Federal definiu que a contratação de energia elétrica para cobertura do consumo de mercado regulado e reserva deveriam ser feitas através de leilões públicos. Assim de 2009 a 2015, o Brasil realizou uma série de leilões que no total corresponderam a 16,6GW de potência eólica da cadeia produtiva nacional (PINTO e SANTOS, 2019).
Resultado desses leilões que em 2015 foi investido US$ 4,93 bilhões, equivalente a 66% de todo investimento em fontes renováveis pelo país no ano. Nos anos de 2011 a 2019 foram feitos investimentos acumulados de US$ 31,3 bilhões, e o PIB real aumentou 21,15% entre 1999 a 2017, e a cada 1MW instalado, são criados 15 postos de trabalhos, e conforme a Figura 1, o país tem a previsão de elevar nos próximos quatro anos aproximadamente 10 MW de capacidade instalada acumulada (ABEeólica, 2021). O MME prevê uma expansão da participação da industrial eólica de 10,3% para 28,6%, praticamente um terço da energia gerada no Brasil até 2026.
Figura 2 – Evolução da capacidade instalada em MW
Fonte: Adaptação ANEEL/ABEólica (2021)
Segundo ABEeólica (2021) a fonte eólica é a segunda fonte mais utilizada na matriz elétrica brasileira em 2021. Com 695 complexo eólicos, com mais de 86% concentrados na região nordeste do Brasil, que em 2021 chegou a capacidade instalada de 18 GW (Tabela 1), beneficiando 86,3 milhões de pessoas e 28,8 milhões de residências por mês.
Tabela 1 – Capacidade instalada e número de parques por estado
	UF
	Potência (MW)
	Parques
	RN
	5.154,20
	182
	BA
	4.879,60
	189
	PI
	2.275,90
	79
	CE
	2.179,30
	84
	RS
	1.835,90
	80
	PE
	798,40
	34
	MA
	426,00
	15
	SC
	238,50
	14
	PB
	157,20
	15
	SE
	34,50
	1
	RJ
	28,10
	1
	PR
	2,50
	1
	Total
	18.010,10
	695
Fonte: Adaptação ANEEL/ABEeólica (2021)
2.1.1 Energia Eólica no Ceará
O Nordeste se destacou ao longo dos anos, pela rápida expansão da instalação de usinas eólicas devido suas condições climáticas, geográficas e incentivos governamentais, e em 2019, da energia consumida no subsistema Nordeste, 94,40% veio das eólicas, 88,13% de toda capacidade eólica instalada no país se concentra na região, distribuída por todos os estados, exceto Alagoas, dos quais mais de 80% estão situados em quatro estados, Rio Grande do Norte, Bahia, Piauí e Ceará (ABEeólica, 2021).
O Ceará, estado nordestino, foi pioneiro na indústria eólica brasileira, desde a instalação dos primeiros parques eólicos comerciais no Brasil em 1998: Prainha (10 MW) e Taíba (5 MW). O estado assumiu a liderança nacional de energia eólica até o ano de 2015, isso graças a incentivos como a criação dos programas PROIFA (2003) e PROEÓLICA (2005). 
Em 2001 o estado cearense publicou seu primeiro Atlas Eólico, que comprovava seu potencial de frequência de ventos regular anual, infraestrutura de transporte, zonas comercias marítimas e incentivos governamentais, o que atraiu muitos investidores e projetos eólicos para o estado. Segundo a Figura 3, a representatividade cearense de capacidade instalada foi ao auge em 2010, alcançando 55,9% da capacidade brasileira instalada, e apesar do declínio nos anos posteriores, o Ceará ainda mantem destaque na geração e instalação de novas usinas.
Figura 3 - Evolução da participação da capacidade instalada no Ceará em relação ao total brasileiro
Fonte: Adaptação Atlas eólico e Solar Ceará (2019)
2.2 Geração de energia Eólica
A energia elétrica gerada a partir das massas de ar, são resultantes da conversão de energia cinética fornecida pelos ventos em energia elétrica. As turbinas eólicas são compostas pelo cubo de rotor e pás, sendo a componente responsável pela conversão da energia eólica em energia mecânica de rotação, em geral as turbinas eólicas e o gerador elétrico operam em rotações distintas, necessitando de compatibilização, para realizar essa operação, são utilizados multiplicadores mecânicos, o que permite que a energia mecânica ao alcançar o gerador na rotação seja na velocidade e torque corretos. A energia mecânica então é convertida pelo gerador elétrico em energia elétrica conforme ilustrado na Figura 4.
Figura 4 – Processo de geração de energia eólica
Fonte: PAVINATTO (2005)
2.3 Aerogerador
Diante da necessidade de encontrar uma nova fonte de energia elétrica, os governos e empresas privadas investiram e investem em pesquisas de desenvolvimento de aerogeradores para suprir a demanda energética mundial. O grande investimento no desenvolvimento de pesquisa para ampliar a geração de energia proveniente dos ventos ocorreu na década de 70 com a crise do petróleo, e desde então as tecnologias empregadas nos aerogeradores se aperfeiçoam e superam recordes de potência. Na década de 80, as turbinas eólicas tinham uma capacidade nominal de média de 75kW (Figura 5), atualmente no mercado existem turbinas offshore de 12 MW.
Figura 5 – Crescimento da potência dos aerogeradores nos últimos anos
Fonte: Adaptação de ABBASI et. al. (2013)
2.3.1 Tipos
Durante as últimas décadas o mercado desenvolveu vários modelos de aerogeradores, que podem ser classificados em dois grandes grupos de acordo com a turbina com rotor com eixo vertical ou horizontal, o primeiro grupo são máquinas que não foram bem-sucedidas devido sua estrutura, sendo pouca utilizada atualmente e somente em escala residencial. Já o segundo grupo foi desenvolvido baseada nos moinhos agrícolas, e são o modelo utilizado em escala industrial atualmente, elas dispensam a etapa multiplicadora mecânica de velocidade entre a turbina eólica e o gerador elétrico, modelo denominado de Gearless Wind Energy Converters, conceito desenvolvido pela empresa alemã Enercon.
2.3.1.1 Eixo Vertical
As turbinas de eixo vertical - Vertical Axis Wind Turbines, VAWTs apresentadas na Figura 6, que segundo RODRIGUES (2011), a principal vantagem desse modelo é não necessitar de mecanismo de direcionamento, sendo evidenciada nos aerogeradores por simplificar bastante os meios de transmissão de potência e projetos. Como desvantagens, apresentam o fato de suas pás, devido ao movimento de rotação, terem constantemente alterados os ângulos de ataque e de deslocamento em relação à direção dos ventos, gerando forças resultantes alternadas, o que além de limitar o seu rendimento, causa vibrações acentuadas em toda a sua estrutura.
Figura 6 – Aerogeradores com eixo vertical
a) Savonius; b) Darrieus with “egg beater” design rotor; c) H-shape blades; d) helix shape blades 
Fonte: CASTELLANI et. al. (2019)
2.3.1.2 Eixo Horizontal
Para turbinas com eixo horizontal - Horizontal Axis Wind Turbines, HAWTs essa disposição necessita de um mecanismo que permita o posicionamento do eixo do rotor em relação à direção do vento, para um melhor aproveitamento global, principalmente onde tem muita mudança na direção dos ventos. Os principais modelos diferem quanto às características que definem o uso mais indicado, sendo eles:
Rotor multipás: Suas características tornam seu uso mais próprio para aerogeradores, pois dispõe de uma boa relação torque de partida/área de varredura do rotor, mesmo para ventos fracos. Em contrapartida, seu melhor rendimento encontra-se nas baixas velocidades, limitando a potência máxima extraída por área do rotor, tornando -se pouco indicado para geração de energia elétrica. Com o desenvolvimento da eletrônica, os sistemas atuais podem ser facilmente projetados para uma faixa de velocidade bastante ampla e com um rendimento bastante satisfatório, passando o fator determinante a ser a potência obtida pelorotor em relação à área de varredura, em que os modelos de duas e três pás se destacam com um rendimento muito superior.
Rotor de três ou duas pás: considerado o modelo mais utilizado nos aerogeradores atuais (Figura 7), isso devido à grande relação de potência extraída por área de varredura do rotor, elevadamente superior ao rotor multipás, entretanto essa vantagem só é observada em velocidades de vento superiores, seu rendimento máximo se destaca em comparação aos outros tipos, e situa-se em velocidades mais altas.
Rotor de uma pá – a razão para o desenvolvimento de aerogeradores com uma pá é diminuir com uma alta velocidade rotacional o número de pás do rotor e, com isso, diminuir o custo dos aerogeradores. Mas devido ao fato de esse tipo de rotor possuir um desbalanceamento aerodinâmico que introduz movimentos adicionais, ele provoca cargas extras e necessita de construções de eixos complicados (juntas, amortecedores etc.) para manter os movimentos sob controle (RODRIGUES, 2011).
	Os aerogeradores disponíveis no mercado desse tipo podem ser agrupados em dois grupos básicos. O primeiro grupo é composto pelos aerogeradores que operam com velocidade de rotação aproximadamente constante, ou seja, utilizam a filosofia “Dinamarquesa” (MARQUES et al, 2002). Neste caso, o gerador é diretamente acoplado à rede elétrica utilizando somente um soft – starter para limitar a corrente durante a etapa de conexão. O segundo grupo, os aerogeradores operam com velocidade dentro da faixa admitida. Isto é possível devido a inclusão de conversores eletrônicos de potência para o acoplamento do gerador elétrico com a rede elétrica, melhorando o rendimento na conversão da energia dos ventos (CARLIN et. al. 2001).
Em todos os casos, um transformador elevador compatibiliza os níveis de tensão da geração do aerogerador com o nível de tensão da rede de distribuição, a qual normalmente opera entre 13,8 a 34,5 kV.
Figura 7– Aerogeradores com rotor de três pás do tipo eixo horizontal
Fonte: ALER (2019)
2.4 Fundações profundas 
	Segundo a NBR 6122/2010, fundações profundas são elementos estruturais que transmite a carga ao terreno pela base (resistência de ponta), pela superfície lateral (resistência lateral ou de fuste), ou pela combinação das duas resistências. 
	Nos aerogeradores devido as altas cargas que necessitam serem transmitidas as fundações e posteriormente ao solo, utilizam-se fundações profundas para que possam transmitir as cargas a camadas de solo com maior resistência, e que configure um sistema de resistência em conjunto com o solo circundante, as principais estacas empregadas atualmente nas construções de usinas eólicas brasileiras, são estaca raiz e hélice contínua monitorada.
2.4.1 Estacas Raiz
Segundo ALONSO (2019) o desenvolvimento e utilização desse tipo de estaca deram-se a partir da década de 50, na Itália, com o Professor Fernando Lizzi, o qual desenvolveu a primeira estaca injetável de pequeno diâmetro, inicialmente empregada para reforço de fundações e melhoramento do solo, uma estaca perfurada manualmente e revestida com tubos metálicos para assegurar a estabilidade durante a perfuração. Essa técnica foi apresentada internacionalmente na década de 70, e apesar de inicialmente ser denominada de estaca de pequeno diâmetro, na época comercializavam diâmetro máximos de 20 cm, ao longo dos anos houve a tendência do emprego de diâmetros maiores, atualmente 45 cm, diante dessa tendência a NBR 6122:2010 divide em dois tipos de estacas respectivamente: microestaca e estaca raiz.
CABRAL (1986) explica que com o desenvolvimento de estudos na área de mecânica dos solos e das técnicas executivas, as estacas injetadas passaram a ser utilizadas como estacas de fundações, elementos estruturais das edificações e não somente reforço de solo ou fundações.
A estaca raiz pode ser executada em qualquer tipo de solos e rocha, ou seja, não se limita pela presença de rochas ou matacões, não gera vibrações e garante elevada resistência lateral. Entretanto apresenta baixa produtividade em relação a outros tipos de estacas injetáveis, alto custo e elevado consumo de água quando utilizado fluídos de perfuração. 
O processo executivo da estaca raiz compreende 5 fases consecutivas (Figura 8), sendo a quarta fase a responsável pela eficiência da estrutura, devido a aplicação de golpes de ar – comprimido ou utilizando bomba de injeção para aplicar pressão, essa pressão garantirá o contato argamassa com o solo, que eliminando todos os vazios. 
Figura 8 – Sequencia executiva de uma estaca raiz
Fonte: Adaptado AMANN (2000)
1º fase: Execução de perfuração revestida, por rotor de tubos com auxílio de água ou ar comprimido, os tubos vão sendo emendados (por roscas) à medida que a perfuração avança;
2º fase: Após a perfuração atingir a cota de projeto é executado a limpeza dos tubos, os detritos resultantes da perfuração são carreados para superfície pela água de perfuração ou ar comprimido;
3º fase: A seguir se instala a armadura, geralmente constituída de barras de aço montadas em gaiola;
4º fase: Injeção de argamassa, geralmente executada por tubo de PVC, até o final da perfuração de baixo para cima;
5º fase: Ao longo da injeção de argamassa é aplicado golpes de ar comprimido (pressões) durante a extração do revestimento. 
2.4.2 Hélice Contínua 
	Segundo ANTUNES e TAROZZO (2019), à estaca Hélice Contínua surgiu nos E.U.A na década de 50, e difundida na Europa e no Japão nas décadas de 70 e 80, respectivamente, no Brasil foi introduzida em 1987, e sua aceitação na indústria da construção civil foi ao ponto de tornar-se à estaca mais utilizada em obras brasileiras. Essa aceitação se deve ao fato a rapidez de execução, produtividade, a ausência de vibrações e ruídos, além de estudos, aperfeiçoamento e variações desse tipo, como a Hélice Contínua Monitorada, Segmentada, Secante e de Deslocamento (Ômega).
2.4.2.1 Hélice Contínua Monitorada
A Hélice Contínua ao longo dos anos aperfeiçoou os equipamentos, se tornando Hélice Contínua monitorada (HCM), por utilizar monitoramento eletrônico durante sua execução. As estacas HCM são monitoradas através de um computador instalado na cabine da perfuratriz, ligados a sensores de profundidade, velocidade de rotação, torque, inclinação e pressão do concreto, quais que permitem visualizar e registrar todas as fases do processo, o computador possui relógio, que ao fornecer os horários de início e término, ele calcula os parâmetros necessários as operações. Seu processo executivo consiste na utilização de perfuratrizes e exige usinas de concreto próximo ao local da execução, o mesmo é apresentado na Figura 9.
Figura 9 – Sequencia executiva de uma estaca Hélice Contínua
Fonte: BAUER (1997)
1º fase: A perfuração consiste em fazer a hélice penetrar no terreno por meio de torque apropriado para vencer a sua resistência. A haste de perfuração é composta por uma hélice espiral solidarizada a um tubo central, equipada com dentes na extremidade inferior que possibilitam a sua penetração no terreno. A metodologia de perfuração permite a sua execução em terrenos coesivos e arenosos, na presença ou não do lençol freático e atravessa camadas de solos resistentes com índices de STP`s acima de 50 dependendo do tipo de equipamento utilizado. A velocidade de perfuração produz em média 250 m por dia dependendo do diâmetro da hélice, da profundidade e da resistência do terreno. 
2º fase: O trado é extraído removendo os resíduos de solos e simultaneamente é bombeado o concreto.
3º fase: Concluída a retirada do trado e o bombeamento de concreto, a armadura é disposta no concreto no concreto fresco com auxílio de guindastes ou manualmente, caso necessário, utiliza-se vibradores.
O desenvolvimento do uso acelerado da HCM é devido a sua alta produtividade e resistência, contudo exige equipamentos de grande porte e custo elevado, devido diâmetros maiores, consumo elevado de aço e cimento e equipamentos complexos, além de não ser possível sua execução em solos com Nspt > 40.
2.4.3 MicroestacasDesenvolvidas a partir das estacas raiz, diferem por geralmente utilizar água e não ar comprimido, e apresentarem menores diâmetros. Inicialmente, os estudos e aplicações para essa estaca foram também para reforço de fundações e estabilidade de solos. 
ALONSO (1996) descreve as microestacas como estacas desenvolvidas com tecnologia de tirantes injetados com válvula manchete em vários estágios, as fases executivas podem ser observadas na Figura 10.
Figura 10 – Sequencia executiva de uma microestaca
Fonte: Adaptado LAMARE NETO et al. (1985)
1º fase: A perfuração é executada com revestimento, para evitar a desagregação do solo, caso não seja estável.
2º fase: Instalação de um tubo manchete após a perfuração, geralmente utilizado tubos de aço como armaduras, em caso da utilização de tubos de PVC é necessário envolver armaduras no tubo.
3º fase: Após a instalação do tubo-manchete, é confeccionado a bainha injetando -se calda de cimento pela válvula inferior até extravasar pela boca do furo. A injeção da calda de cimento é feita pelo auxílio de um tubo dotado de obturador duplo acoplado a um misturador e bomba de injeção de alta pressão, semelhante a execução de tirante do solo. 
4º fase: Devido a necessidade de uma segunda fase de injeção, o tubo é lavado internamente para não interferir na vedação dos obturadores dessa segunda fase. Procede-se a retirada do tubo de revestimento e completa-se a bainha com mais algumas injeções.
5º fase: Aproximadamente após 12 horas da confecção da bainha, e com a pega concluída, ou seja, no início da cura, a segunda fase de injeção é iniciada. Para esta fase injeta-se a calda de cimento inserindo-se dentro do tubo manchete um outro tubo com obturador duplo que garante injeção em cada manchete individualmente, no sentido de baixo para cima. A calda é bombeada a pressões.
A execução de várias fases de injeções é utilizada para criar uma deformação no solo por meio dos bulbos que são formados pela injeção sob pressão. Para atingir as pressões de injeção especificas e garantir a deformação, a operação de injeção pode ser retomada várias vezes. 
6º fase: Depois de concluída a injeção, o núcleo do tubo manchete é preenchido com nata de cimento ou argamassa, nessa fase é instalado os complementos de armaduras, apresentado na Figura 11, em corte.
Figura 11– Tubo com válvulas manchetes
Fonte: Adaptado ALONSO (1996)
2.4.4 Estacas Injetável Autoperfurante (EIA)
A Estaca Injetável Autoperfurante é uma derivação de microestacas, no Brasil foi desenvolvida a partir da década de 70, quando a ESTE Geotecnia e Fundações durante perfurações encontrou matacões de rocha sã na obra de um viaduto de acesso da Rodovia Pedro Taques à Rodovia dos Imigrantes I, no encontro entre a Baixada Santista e o pé da serra, com sua complexa formação coluvionar, não foi possível manter o projeto original com microestaca com pré-furo com água. Para garantir o prazo de inauguração da obra, a ESTE Geotecnia e Fundações desenvolveu a primeira microestaca tubular autoperfurante, tendo como fluido de perfuração a nata de cimento.
O engenheiro João Duarte Guimarães Filho sugeriu como alternativa mais rápida, perfurar o solo utilizando nata de cimento como fluido perfurante, sem uso de válvulas manchetes, verificou – se a resistência através ensaios de carga estáticas, que à estaca ensaiada atingiu os resultados de capacidade aprovada para execução, assim viabilizando a alternativa proposta pelo engenheiro. (GUIMARÃES FILHO, 2004).
A empresa Alemã ISCHEBECK em 1985 lançou o sistema “TINTAN Micropile”, um elemento similar ao empregado pela brasileira ESTE, esse elemento similar foi submetido há vários ensaios e testes de carga para verificar sua resistência. Comprovando a alta resistência de suas ancoragens e sendo regida pela norma DIN 4128 (1983). A brasileira foi denominada Alluvial Anker® (AA), como Estaca Tubular com “fuste adicional de alto atrito lateral e diâmetro mínimo garantido” (ESTE Geotecnia e Fundações, 2015).
Segundo MENDOZA (2013) a alemã da ISCHEBECK trata-se de uma estaca constituída de um tubo rosqueado auto-perfurante de alta pressão, com diâmetro máximo de 10 cm, o tubo funciona como armadura e aplicador de calda de cimento com pressão definida de projeto. Os tubos são conectados com brocas que variam de 5 a 28 cm, de acordo com o tipo de solo. A estaca é usualmente empregada em solos moles ou granulares, e com pressões distintas para os mesmos, o qual interfere no seu diâmetro final, variando conforme o solo local, sendo duas vezes o diâmetro da estaca em solos de cascalho a 1,2 vezes em solos de rocha muito alterada.
A estaca desenvolvida pelos brasileiros injetada autoperfurante ou Alluvial Anker®, apresenta-se como uma alternativa promissora quando o tempo é um fator determinante. MENDONZA (2013) realizou estudos sobre o tempo de execução da Alluvial Anker® (Figura 12), em estacas de 17 cm de diâmetro e 8 metros de comprimentos, em um solo poroso em Brasília, o autor obteve como resultados um tempo médio de aproximadamente 20 minutos para execução de cada estaca, algumas estacas obtendo resultados de tempo inferior de 15 minutos para execução completa. Porém sua principal utilização no país ainda é como reforço de fundações ou melhoramento de solo, contudo a AA apresenta porte técnico – comercial para competir com estacas já consolidadas no mercado de obras de grande porte como fundações de aerogeradores. 
Figura 12 - Número de estacas em função do tempo de estacas
Fonte: Adaptado MENDOZA (2013) 
2.4.4.1 Método Executivo da Alluvial Anker®
Seu processo executivo é bem semelhante a microestaca, observado na Figura 13, se diferenciando por não utilizar válvulas manchetes, podendo ser executada em qualquer tipo de solo, inclusive em solo de aluviões arenosos, acima ou abaixo do lençol freático. Segundo NUNES (2013), essas estacas funcionam em um sistema estaca-solo, como um terreno protendido, isso devido a utilização de válvulas que impedem o retorno da nata de cimento.
Figura 13 – Sequência executiva de uma estaca Alluvial Anker
Fonte: ESTE Geotecnia e Fundações (2015)
Ao longo dos últimos 50 anos a Alluvial Anker® foi aperfeiçoada para garantir o diâmetro do fuste, segundo DUARTE FILHO (2014), um sistema de microestaca tubular que é feito em operação única, sem perfurar o solo com água, o que no caso de areias pouco compactas e solos colapsáveis gera deformações e carreamento de finos, durante a perfuração. Este sistema é autoperfurante com o tubo dotado de alertas e com injeção simultânea com nata de cimento que é também o fluido de perfuração, promove a estaca com diâmetro definido pela rotação das aletas, sendo o tubo a própria armação principal da estaca, desde a superfície até a ponta da estaca, isto em poucos minutos. A nata de cimento injetado infiltra no maciço, desagregando o solo, misturando sua calda de cimento ao material agregado (Figura 14), elevando sua resistência, transformando em uma “ancoragem” bulbo continuo, um solo “super armado’’.
Figura 14 - Seção de uma EIA
Fonte: ASCHENBROICH (2001)
A ancoragem estaca-solo é obtida pela perfuração e injeção simultânea, através de ferramenta que executa o fuste de alta aderência com diâmetro duplicado. O método descrito não provoca vibrações nem deslocamentos no terreno, ou seja, provocam mínima perturbação do maciço.
2.4.4.2 Detalhamento da Alluvial Anker®
A Alluvial Anker®, conforme já descrito anteriormente, trata-se de uma microestaca moldada no local e com tubo de aço sem costura, com ponta adaptada para permitir a perfuração do solo, através de altíssima rotação até o comprimento definido, com auxílio de uma perfuratriz de cabeçote especial, o próprio tubo de perfuração é a armadura da estaca.
A utilização de tubo metálico vazado garante elevadas resistências à compressão, flexão, cisalhamento e flambagem. Geralmente essa armação utilizada é composta por um tubo de aço vazado N80, correspondem a aço de alta resistência variando se diâmetro de aproximadamentede 80 a 200 mm, não se encontrando normalizado no âmbito nacional, porém é possível verificar as características como dimensões, momentos e esforços deste tipo aço pela norma API 5A e a ISO 11960, visualizado na Tabela 2. Este tubo é utilizado para perfuração, armadura e tubo de injeção. É possível o prolongamento desse tubo através de uma rosca especial em sua extremidade com união de luvas. A armadura de tubo permite a continuidade da microestaca caso ocorra um corte na argamassa e proporciona resistência a flexão e ao corte caso seja necessário.
Tabela 2– Características de secções do tubo N80
Fonte: GONÇALVES (2010)
O tubo N80, é fabricado com aço de baixo carbono, o que permitem não sofrerem corrosão ou fragilização de hidrogênio facilmente. Segundo TEIXEIRA (2014) as armaduras de tubo de aço ocupam cerca de 50% do volume total da microestacas, sendo utilizado como armadura principal ou única com tensão de escoamento médio de ( = 560 MPa, apresentado na Tabela 3. 
Tabela 3– Propriedades mecânicas médias do tubo de aço N80
	Tubo de aço N80
	
	
	
	
	562
	703
	18,5
Fonte: NUNES (2013)
A utilização de armaduras complementares permite maiores obtenções de resistência, a compressão, cisalhamento e flexão. Sua execução acontece antes do início da pega da calda de cimento, com a inserção de uma barra de aço ROCSOLO com diâmetro de 3’’ sem costura, ou barras de aço CA50 (Figura 15), após a perfuração com o tubo vazado de aço N80, a armadura complementar ROCSOLO também pode ser estendida através de uma luva de extensão e fixadas por uma porca, alcançado os segmentos de estaca mais suscetível a maiores acréscimos de tensão. 
Figura 15 – Corte esquemático da armadura complementar após execução
Fonte: Autor (2021) 
Regulamentada e caracterizada pela a NBR 6152/96 no período, posteriormente cancelada e substituída pela NBR ISO 6892 - 1:2018 - Materiais metálicos — Ensaio de Tração
Parte 1: Método de ensaio à temperatura ambiente. O Instituto de Pesquisa Tecnológicas (IPT), realizou ensaio a tração de uma barra com diâmetro efetivo de aproximadamente 35,29 mm comprimento de 2 m, e seus resultados são evidenciados na Tabela 4.
Tabela 4– Ensaio de tração de barra de armadura complementar
	Área da seção da barra (mm²)
	968 ± 5
	Carga de escoamento (ton.)
	73,4
	Limite de escoamento convencional 0,2% (Mpa)
	768 ± 4
	Limite de resistência
	868 ± 4
	Massa por unidade de comprimento (kg/m)
	7,60 ± 0,05
	Diâmetro nominal (pol.)
	1 ½"
	Diâmetro efetivo (mm)
	35,29
	Carga de trabalho definitivo (ton.)
	37,7
	Carga de trabalho provisória (ton.)
	44,0
Fonte: IPT (1996)
As armaduras complementares contribuem para a rigidez e resistência da microestaca, devido à alta resistência a tração do tubo ROCSOLO comprovado pelo ensaio representado na Figura 16, com limite de escoamento aproximado de ( = 768 Mpa.
Figura 16 – Gráfico do ensaio de tração em barra de armadura complementar
Fonte: IPT (1996)
Na ponta da estaca localiza – se um elemento de aço para perfuração (ponteira de perfuração), a qual possui ferramenta de corte (perdida) e passagem de fluído (calda de cimento) em formato de seta ou tricone, com função de perfurar trechos de forma rotativa, proporcionando o alargamento do fuste, com o aumento da área lateral, contribuindo para elevar a capacidade de carga.
Ao longo das décadas e devido as características distintas dos solos coesos e não – coesos, foram desenvolvidos ponteiras diferentes para perfuração dos mesmos (Figura 17). Em solos sem coesão ou com baixa coesão utilizam ponteira em formato de seta, o que favorece a injeção simultânea de calda de cimento. Através dessa injeção com pressões e vazões controladas a impregnação caudal influencia reduzindo o índice de vazios do solo circundante à estaca, devido ao pouco refluxo do fluido injetado.
Figura 17 – Ponteiras perfurantes
a)
b)
a) Ponteira em seta; b) Ponteira em tricone.
Fonte: SILVA (2011)
Em solos com coesão significativa, opta – se por utilizar ponteira tipo tricone, para garantir o avanço da perfuração, devido melhor desagregação durante a perfuração. Contudo, ocorre uma dispersão maior do fluido, devido o atrito com a ponteiro tipo tricone (Figura 18), o que aumenta o refluxo e pela mistura com os resíduos sólidos da perfuração.
Figura 18 – Detalhamento da estaca Alluvial Anker
Fonte: ESTE Geotecnia e Fundações (2015)
Mesmo o aço sendo o principal responsável pela resistência da AA, as operações de injeção têm um grande impacto sobre a capacidade da microestaca, a calda de cimento tem a função de transferir as cargas ao solo circundante, promovendo um maior atrito lateral e protegendo as armaduras de corrosão. 
A calda de cimento para injeção deve apresentar propriedades adequadas de fluidez, estabilidade e durabilidade, e para a correta injeção de calda de cimento é necessário que a central de injeção seja instalada de forma a facilitar o bombeamento e injeção da calda, evitando que a mesma possa interferir no processo executivo e na produtividade do serviço. Segundo SILVA (2011), na central de injeção de calda de cimento deve – se instalar misturadores e agitadores verticais, acoplados a bomba injetora a fim de abastecer as frentes de serviços, devendo estes materiais possuírem as características apresentadas no diagrama de instalação da Figura 19 e da instalação in loco da Figura 20.
Figura 19 – Processo executivo da central de injeção de calda de cimento
Fonte: SILVA (2011)
· Misturador: Operar a alta turbulência com rotação mínima de 1.700 rpm na sua parte inferior, capaz de preparar calda de cimento em quantidade suficiente para suprir a bomba injetora fornecendo homogeneidade adequada a mistura;
· Agitadores: Possuir capacidade igual à do misturador capaz de manter a calda em agitação, devendo ter entre o sistema misturador/agitador uma peneira com 2 mm de abertura, para execução de limpezas constantes, sua remoção deve facilitada.
· Bomba: Capaz de injetar em furos distantes pelo menos 50 metros da central, vazões de aproximadamente 50L/minuto com pressões em torno de 50kg/cm².
· Manômetro: Acoplado a um estabilizador de pressão capaz de reduzir as oscilações manométricas (pressões), provido de uma capacidade entre 10 e 100 kg/cm².
Caso o serviço de injeção seja parado por um período superior a 30 minutos durante sua execução, todo o sistema deve ser lavado para evitar entupimento na bomba e na tubulação.
Figura 20 – Instalações de uma central de injeção de calda de cimento
Fonte: SILVA (2011)
Segundo a NBR7681-1 de 02/2013 - Calda de Cimento de Injeção, trata – se de um material obtido pela mistura conveniente de cimento, água e, eventualmente, aditivos e/ou adições minerais, destinado ao preenchimento de bainhas ou dutos de armaduras de protensão. Para avaliação de suas características reológicas durante a perfuração são executados ensaios para determinar suas características mecânicas, a NBR 7681 – 2 de 02/2013 - Calda de Cimento de Injeção Parte 2: Determinação do índice de fluidez e da vida útil — Método de ensaio, e a NBR 7215:2019 - Cimento Portland - Determinação da resistência à compressão de corpos de prova cilíndricos.
Para a realização de ensaios de resistência são moldados corpos de prova cilíndricos, em laboratório e in loco durante execução, para comparar as propriedades reológicas em ambas as situações. O fator A/C utilizado na dosagem da calda de cimento ensaiada é 0,5, o mesmo utilizado para gerar bulbos contínuos de ancoragem e evitar exsudação nos CP.
2.4.4.3 Capacidade de carga Alluvial Anker®
Michel Bustamante orientou estudos no Laboratoire central des Ponts et Chaussées (LPC), no qual foi desenvolvido um sistema de cálculo de capacidade de carga de bulbos de ancoragem para tirantes injetados e microestacas, com sistemas com válvulas em fases repestidas IRS (Injection Répétitive Sélective) e em fase única, sistema tipo Dywidag e outros com simples enchimento a baixa pressão IGU (Injection Globale em Presse Unifiée),com centenas de provas de carga em vários tipos de solos, foram correlacionados aos solos com sua resistência ao atrito lateral (bulbo x solo) em ábacos (DUARTE FILHO, 2014).
Os valores da resistência lateral (na interface entre a seção injetada e o solo dependem da natureza e pelas características do terreno e pela tecnologia. Eles são obtidos a partir de correlações gráficas do Ábaco de Bustamante, que pode ser obtida ou graças ao número de cursos de teste SPT (), ou o valor equivalente da pressão limite () determinado com o manômetro Ménard (1955). Em 1999, modificado por Viggiani (Valentino R. e Stevanoni, D.) 2010, Universitá Degli Studi Parma, sendo a tensão de atrito lateral melhor correlacionada com .
Na Figura 21, é possível visualizar o ábaco para calcular o comprimento do bulbo de ancoragem da microestaca e tirante para solos arenosos. A partir de sondagem com SPT, obtém-se a tensão de aderência na interface estaca-solo.
Figura 21 – Ábaco per La determinazione di s per Sabbie e Chiaie (modificado Rispetto a Viggiani 1999)
Fonte: DUARTE FILHO (2014)
Nos países europeus, utiliza-se os ábacos citados para o cálculo do comprimento de microestacas e tirantes, contudo ao longo da evolução de outros tipos de estacas que não sejam de deslocamento. 
2.4.4.3.1 Método Décourt – Quaresma (1978)
DÉCOURT – QUARESMA (1978) baseado inicialmente na análise de 41 provas de carga realizada em estacas pré-moldadas, propuseram o método para cálculo da tensão última da resistência de ponta ( pela expressão (2.1).
	
	
	(2.1)
		
Onde K é um coeficiente obtido em função do tipo de solo (Tabela 5), e o valor médio de golpes entre os três valores do Nspt do solo correspondente à ponta da estaca.
Apesar do método ter sido desenvolvido para estacas pré-moldadas, os próprios autores admitem que a expressão de cálculo pode ser aplicada as estacas tipo Franki, estacas escavadas e tipo Strauss.
Tabela 5 – Constante K
	Tipo de solo
	K (MPa)
	Argilas
	0,12
	Slite argiloso residual
	0,20
	Silte arenoso residual
	0,25
	Areias
	0,4
Fonte: DÉCOURT – QUARESMA (1978)
Para estimativa da tensão do atrito lateral, o número Nspt é a média da resistência do número de golpes do solo circundante ao fuste, a resistência de fuste de uma estaca escavada limita-se a Assim a tensão última da parcela do lateral (é expressa pela equação (2.2).
	
	
	(2.2)
						
 	Contudo DÉCOURT (1982), realizou algumas análises e adequou a equação 2.2 para estacas escavadas, para faixa limite do valor de para o cálculo de 3 ≤ ≤ 50. A equação sendo atualizada para a Eq. (2.3).
	
	
	(2.3)
O cálculo de capacidade de carga é resultado da soma da parcela da resistência de ponta () e da parcela da resistência do atrito lateral (), obtidas pelas expressões (2.4) e (2.5), respectivamente:
	
	
	(2.4)
	
	
	(2.5)
Onde:
U – Perímetro da estaca
L – Comprimento do seguimento
	DÉCOURT (1996) incluiu os coeficientes α na parcela de resistência de ponta e o coeficiente β na parcela de resistência lateral, resultando na expressão para cálculo da capacidade de carga em (Eq. 2.6), e atribuiu valores a partir de ensaios para os tipos de estacas injetáveis a altas pressões (Tabela 6).
	
	
	(2.6)
	(Carga de ponta) + (Carga lateral)
	
	
 Tabela 6– Coeficientes α e β
	Estaca injetada 
(alta pressão)
	
	
	
	1,0
	3,0
Fonte: DÉCOURT (1996)
Após a análise de 100 provas de carga, DUARTE (2014) concluiu que ao utilizar o ábaco de Viggiani com SPT médio em areias, ocorreria a resistência ao atrito (s), entre 0,15 e 0,20 MPa, o que demonstra que os resultados da expressão proposta por DÉCOURT (1996) e o ábaco de Viggiani apresentam resultados próximos, sendo possível utilizar ambos para cálculo.
2.4.4.4 Resistência à tração
	Para melhorar a resistência a tração as estruturas de concreto são armadas com barras ou tubos de aço em toda sua extensão. As EIA’s funcionam como tirantes no solo, o que garante elevadas resistência, podendo se considerar como um solo armado, isso devido principalmente a rugosidade e adesão pela injeção do bulbo contínuo, promovendo elevadas resistências a tração. 
VELOSSO e LOPES (2010) recomenda a cautela na escolha da cargas admissíveis de tração, que podem ser obtidas pela redução da carga em relação à carga admissível de compressão ou pela adoção de um fator de segurança maior em relação à carga de ruptura, recomenda -se o coeficiente de segurança igual a 2, considerando somente o fuste, e para cálculo da capacidade de carga para estacas inclinadas de ângulo α com a vertical, na qual α < φ, pode ser obtido pela expressão (2.7). 
	 = 
	
	(2.7)
Para um grupo de estacas tracionadas, segundo POULOS e DAVIS (1980), sugerem que a capacidade de carga seja menor o menor dos valores:
· A soma das capacidades de cargas das estacas isoladas;
· O peso de solo envolvido pelo grupo de estacas.
2.4.4.5 Atrito Negativo
Segundo VELLOSO e LOPES (2010), o atrito lateral entre solo e estaca ocorre quando há um deslocamento relativo entre o solo e à estaca. Quando a estaca recalca mais do que o solo, manifesta-se o atrito positivo, que contribui para a capacidade de carga da estaca. Quando, ao contrário, o solo recalca mais, ocorre o efeito do atrito negativo, que sobrecarrega à estaca, ou seja, em solos adensáveis, o recalque de adensamento supera o recalque da estaca. 
	Esse efeito ocorre frequentemente em solos moles e orgânicos compressíveis, sobretudo devido à sobrecarga de camadas de aterro em solos compreensíveis ou argilas moles, gerando um acréscimo de solicitação vertical na estaca, de cima para baixo, contudo VELLOSO e LOPES (2010) explicita que o atrito negativo é um problema de recalque da fundação, não sendo capaz de levar a ruptura de uma estaca por perda da capacidade de carga do solo, pois essa ruptura seria precedida de um recalque da estaca em relação ao solo que inverteria o sinal do atrito. Teoricamente, pelo menos, seria possível a ruptura estrutural da estaca, por compressão ou flambagem.
	Segundo SANTOS NETO (1981), Terzaghi em 1935 durante estudos do atrito negativo na Holanda, foi o primeiro a considerar a possibilidade que ao longo do comprimento da estaca, haveria uma zona que o recalque da estaca seria menor que do solo, assim ocorrendo o atrito negativo naquela zona, e na parte inferior da estaca o recalque do solo seria menor que da estaca, ocorrendo o atrito positivo na zona inferior. Para Terzaghi no ponto de alteração e atrito negativo para positivo, o recalque do solo seria igual ao recalque da estaca, denominando esse ponto como o ponto neutro, acima do ponto estaria o atrito negativo e abaixo o atrito positivo (Figura 22).
Figura 22 – Esquematização dos efeitos de atrito positivo e negativo
a) Sistema estaca – solo; b) Desenvolvimento atrito negativo; c) diagramas de atritos ao longo do comprimento da estaca; d) diagrama resultante.
Fonte: OLIVEIRA FILHO (1985)
Para VELLOSO e LOPES (2010), a capacidade de carga de uma estaca depende das tensões efetivas atuantes ao longo do fuste e no nível da ponta. Quando há atrito negativo, o solo que envolve a estaca corno que "se pendura" nela, o que causa um alivio de tensões verticais nas proximidades da estaca. Ou seja, quando há atrito negativo o solo, que envolve a estaca, transfere parte do seu peso para a estaca, sofrendo redução na tensão efetiva, e como consequência, há diminuição da tensão vertical na camada competente, reduzindo-se a capacidade de carga para sua ponta.
	KOERNER (1971) realizou uma série de estudos e medições do atrito negativo em estacas inclinadas, a qual constatou que os valores de atrito negativos são maiores nas estacas inclinadas do que em estacas verticais (Figura 23).
SANTOS NETO (1981), conclui que uma estaca inclinada há a contribuição da aderência da estaca-solo como a contribuição do peso do solo sobre estaca.
Para fundações submetidas a atritos negativos, é possível reduzir as sobrecargas através pré-carrega mentos das camadas de solo adensável e restrição das inclinações e movimentações das fundações, ou outrassoluções que reduza o recalque do solo.
Figura 23 – Gráfico de influência da inclinação de estacas
Fonte: KOERNER (1971)
2.4.4.6 Resistência Lateral na Alluvial Anker®
Nas EIA’s o principal fator para reduzir os efeitos do atrito negativo estão relacionados com a utilização de injeções constantes com pressões médias (5 a 10 kg/cm²) com baixa possibilidade de refluxo, o que eleva a capacidade de carga. Segundo CAMBEFORT (1975), esse fator é relacionado pela elevação da pressão confinante no fuste da estaca e o aumento do angulo de atrito do solo, com o aumento da pressão ocorre o aumento do atrito lateral em solos de formações geológicas distintas (Figura24).
Figura 24 – Gráfico de pressões de injeção x atrito lateral em formações geológicas
Fonte: CAMBEFORT (1975)
BEREZANTZED (1961) explica outro fator que eleva o atrito lateral, e consequentemente a resistência lateral das AA, o efeito cavalete devido a inclinação das estacas que proporciona o dobro de resistência lateral ao mobilizar o solo, em forma de cone super armado. Consoante a isso o SABATINI et. al. (2005) explicita que a parcela de resistência de ponta tem participação insignificante comparado ao valor da resistência lateral. 
Ainda é possível elevar a capacidade de carga das estacas injetadas autoperfurantes com a compactação do solo da superfície, devido ao aumento do diâmetro da perfuração ocasionado pela pressão da injeção da calda de cimento, ocorrendo protuberâncias e irregularidades no fuste que aumentam sua rugosidade, o que eleva o atrito lateral e consequentemente a capacidade de carga. 
Em solos que permitem um maior refluxo da calda de cimento, para evitar a redução da capacidade de carga, é recomendável prever a utilização de armadura complementar.
2.4.4.7 Flambagem
	Flambagens são deflexões laterais resultantes de flexões, em elementos longos comprimidos, como fundações profundas. Contudo em estacas o efeito de flambagem é minimizado pela contenção lateral formado pelo solo circundante à estaca, mesmo que este seja mole. Pode se considerar que o efeito de flambagem é uma instabilidade elástica, assim o elemento pode perder sua estabilidade sem que o material já tenha atingindo sua tensão de escoamento. HANSBO (1994) sugere que uma das situações que é necessário considerar o cálculo do efeito de flambagem são a utilização de estacas de pequeno diâmetro em solos coesivos muito moles.
Em 1997 a ESTE Geotecnia e Fundações participou da construção do terminal marítimo em Santos, o Tecon Santos, devido a necessidade de utilizar as Alluvial Anker® afim de promover a fundação definitiva em linha férrea para grandes cargas, em solo de argila orgânica marinha com profundidade de 50 metros (Figuras 25 e 26). Segundo PINTO (2006), solos orgânicos geralmente são problemáticos por serem muito compressíveis, apresentam elevados índices de vazios, e por serem de sedimentação recentes, normalmente adensados, possuem baixa capacidade de suporte e considerável compressibilidade.
Figura 25 – Perfil geotécnico da orla santista e do estuário – lado Mar
Fonte: Adaptado de Teixeira (1994), por Massad (2003) e por Dias M. (2008) complementado
Figura 26 – Perfil geotécnico da orla santista e do estuário – lado Terra
Fonte: Adaptado de Teixeira (1994), por Massad (2003) e por Dias M. (2008) complementado
BUSTAMANTE (1985), relacionou o estudo em 34 locais em que o LPC realizou trabalhos, correlacionando ensaios de SPT e CPT, o com a reação do solo ao pressiometro de MENARD, que mede precisamente o empuxo no repouso. O ábaco para correlacionar a reação do solo arenoso (Figura 27) e do solo argiloso (Figura 28), com o pressiometro de MENARD, ao e tensão cisalhantes (atrito lateral) com bulbos de microestaca tubular injetada. Segundo DUARTE FILHO (2014), ao usar estes dados com um fuste cilíndrico com 30 cm de diâmetro, ocorreria a pior hipótese, mais de cem toneladas de reação lateral, impedindo a tendência à flambagem.
Figura 27- Ábaco de Bustamante correlacionado com Nspt com a reação do solo arenoso ao pressiometro de MENARD.
Fonte: BUSTAMANTE (1985)Figura 28 - Ábaco de Bustamante correlacionado com N_SPT com a reação do solo argiloso ao pressiometro de MENARD.
Fonte: BUSTAMANTE (1985)
BJERRUM (1957), o perigo de flambagem é de fato reduzido pelo suporte lateral de argila circundante. Essas teorias são, no entanto, muitas vezes interpretadas no sentido de que não há perigo de entortar, e que este problema pode, portanto, ser ignorado no projeto de estacas. Esta interpretação é válida para a maioria das estacas e, claro, em todos os casos em que o solo é capaz de suportar uma parte da carga por adesão ao longo das laterais das microestacas.
 Na Figura 29, é possível visualizar uma prova de carga de uma AA utilizada no terminal de cargas Tecon, as EIA’s viabilizaram a construção resistindo satisfatoriamente as solicitações expostas, inclusive o efeito de flambagem a uma profundidade de 50 metros e somam-se mais de 20 anos de sua construção.
Figura 29 - Prova de carga AA Tecon Santos em 1999
Fonte: DUARTE FILHO (2014)
As provas de carga do terminal de Santos comprovam além de que não houve flambagem, sendo possível utilizar a equação de MANDEL (1936), equação descrita por BJERRUM (1957) para cálculo teórico da flambagem, que é a carga que é considerada no momento da falha, supondo que a microestaca se dobrará em uma forma senoidal curva com um número de meias-ondas de comprimento 1, teoria semelhante utilizada em pilares independentes. Para CADDEN et. al. (2004), a flambagem é um problema da interação solo-estaca que envolve a estaca e propriedades elásticas, resistência e rigidez do solo, e a excentricidade da carga aplicada, podendo ser obtida através da equação (2.8).
	
	
	(2.8)
	 (solo) + (estaca)
	
	
Onde:
Carga crítica de flambagem
Módulo de elasticidade do material
Momento de inércia da secção transversal
Comprimento livre de flambagem
Módulo da deformação do solo
 	CADDEN et. al. (2004), o primeiro termo da Equação corresponde a equação de Euler para flambagem em colunas. O segundo termo reflete a contribuição da contenção lateral fornecida pelo solo. Teoricamente, a flambagem deve ser apenas uma preocupação para o projeto de uma microestaca se a carga de compressão que produz o escoamento de o material da microestaca excede o valor de . 
O módulo da deformação do solo ( se opõe, com resistência de empuxo no repouso à deformação por flambagem, e segundo CADDEN e GÓMEZ (2002) pode ser calculado pela Eq. (2.9)
			
	
	(2.9)
CADDEN et. al. (2004), o primeiro dos dois termos dentro dos colchetes representa as propriedades geométricas da microestaca, enquanto o segundo termo representa suas propriedades dos materiais. A combinação desses dois termos é denominada de fator de estaca e são dados em unidades de []. O valor de calculado usando a equação descrita anteriormente pode ser definido como o crítico ou limitar o módulo de reação lateral. Se o valor crítico de for menor do que o real do solo, então a resistência axial geotécnica e estrutural da estaca controlará a capacidade da estaca. Se o crítico for maior do que a rigidez real do solo, a flambagem deve ser avaliado posteriormente.
CADDEN e GÓMEZ (2002) conseguiram representar a equação graficamente (Figura 30), na qual qualquer interação microestaca e solo pode ser representada por um ponto no diagrama, uma microestaca intacta representado por um ponto localizado à direita da linha falhará sob compressão antes de dobrar, enquanto uma microestaca representada por um ponto à esquerda da linha pode entortar antes de falhar na compressão.
Figura 30 – Gráfico para avaliação aproximada de flambagem de microestacas sujeitas a cargas centradas
Fonte: CADDEN e GÓMEZ (2002)
2.4.4.8 Recalque
Ao solicitar uma estrutura de fundação, ela tende a ter um deslocamento vertical, denominado recalque. Para CINTRA e AOKI (2010), esse recalque pode ser dividido em duas parcelas:
O encurtamento elástico da própria estaca: Ao ser submetidaaos esforços axiais de compressão, ocorre uma deformação do elemento estrutural, equivalente a um recalque de igual magnitude da cabeça da estaca (), mantida imóvel a sua base;
Deformações verticais de compressão dos estratos de solo subjacentes à base da estaca: Pelo princípio da lei de ação e reação, à estaca aplica e transmite cargas ao solo junto a sua base, e devido esses carregamento, as camadas situadas entre a base da estaca e a superfície do indeslocável sofrem deformações que resultam no recalque () do solo, e portanto, da base da estaca, visualizada na Figura 31.
Figura 31 – Parcelas de recalque da estaca
Fonte: Adaptado CINTRA e AOKI (2010)
Portanto, considerando os dois efeitos o recalque resultante na cabeça da estaca, ou deslocamento vertical total será igual a soma da parcela do recalque por encurtamento elástico (), e a parcela por deformações verticais ().
Segundo VESIC (1975), o recalque () pode ser subdividido em duas parcelas, apresentada na Eq. (2.10). 
							
	
	(2.10)
Em que é a parcela de recalque do solo devido à reação de ponta e é a parcela relativa à reação às cargas laterais.
2.5 Prova de carga 
Segundo a NBR 6122, prova de carga tem como objetivo determinar as características de deformabilidade e resistência do terreno por meio do carregamento dos elementos estruturais ou modelos progressivos, até iminência de ruptura. Para isso, as provas de cargas podem ser realizadas com cargas verticais ou inclinadas, de compressão ou tração, com cargas transversais ou qualquer outro tipo de solicitação destinada a reproduzir as condições da fundação a que se destinam.
Segundo VELLOSO e LOPES (2010), provas de carga são realizadas em estacas (e tubulões) com um dos seguintes objetivos:
• verificar o comportamento previsto em projeto (capacidade de carga e recalques);
• definir a carga de serviço em casos em que não se consegue fazer uma previsão de comportamento.
Segundo CINTRA e AOKI (2013) A prova de carga não deve ser única, porque em um estaqueamento com n estacas, haverá n valores diferentes de capacidade de carga, os quais podem ser representados em uma curva de resistência. Ou seja, ensaiando uma única estaca, não é possível estabelecer a curva de resistência e nem determinar a resistência média necessária para o cálculo do fator de segurança global real, e da curva de resistência, que permite a análise de confiabilidade da fundação, com a estimada. 
Esse tipo de ensaio de prova de carga em estacas pode ser dividido em dois tipos:
· Estática em estacas e tubulões;
· Dinâmica em estacas.
2.5.1 Prova de carga estática
Segundo CINTRA e AOKI (2013), prova de carga estática consiste na aplicação de cargas conhecidas no topo da estaca, em incrementos sucessivos e iguais, ou seja em estágios de carregamento, com a simultaneidade monitorada dos respectivos deslocamentos verticais para baixo da estaca, compreendidos em o encurtamento elástico do fuste e o recalque da ponta da estaca, esse processo é continuo até que se atinja ruptura ou carga máxima programada.
A aplicação progressiva de carga durante o ensaio acarreta a mobilização de reação de resistência, suficiente para manter o equilíbrio estático. Essa resistência é composta por duas parcelas: a resistência de ponta e a lateral. Assim ao se atingir a ruptura, o sistema atingiu a máxima mobilização de resistência de ponta e lateral, com recalques incessantes. 
Pra realizar o carregamento é utilizado um macaco hidráulico, que atua contra o sistema de reação, o qual é dimensionado e regido pela NBR 12131/2006, para atender à carga máxima programada e pode ser de três tipos: cargueira, estacas de reação e tirantes.
	Cargueira: Utilizado em cargas menos elevadas e praticamente em desuso, trata-se de um caixão preenchido com algum material agregado, constituindo um peso morto e um sistema de reação.
Estacas de reação: Fixados em vigas metálicas para formar um sistema de reação, geralmente verticais e sempre integralmente armadas a tração, são instaladas ao redor da estaca ensaiada (Figura 32).
Tirantes: Semelhantes as estacas de reação, apenas pela substituição das estacas por tirantes, geralmente inclinados, ancorados em um maciço rochoso ou de solo. Esse sistema permite ensaios mais elevados (superiores a 5.000 kN).
Figura 32 – Prova de carga estática tipo estaca de reação
Fonte: Adaptado CINTRA e AOKI (2013)
2.5.2 Interpretação gráfico Carga x Recalque
Segundo CORRÊA (1988), o gráfico carga x recalque é o resultado da interação solo – estaca, atrito lateral e de ponta, expresso através da forma de curva carga x recalque, onde são registrados os recalques de cada estágio de cada carga e descarga, em relação ao carregamento e logaritmo do tempo decorrido no estágio. Conforme VELLOSO e LOPES (2010), um exame apenas visual da curva pode ser enganador mesmo nos casos em que a curva tende a uma assíntota vertical.
VELLOSO e LOPES (2004) as cargas ao longo dos estágios podem ser identificadas na curva carga x recalque por trechos (Figura 33):
Trecho I: Fase elástica: identificado pequenos valores de carga e recalques aproximadamente proporcionais, podendo ser estabilizado com o tempo, ou seja, a velocidade de deformação diminuir e tender para zero.
Trecho II: Fase Plástica: caracterizada por recalques causados pelo carregamento crescente, em função da velocidade desse carregamento, mesmo em carga constante, recalques esses irreversíveis.
Trecho III: Fase de ruptura: a velocidade de recalques eleva -se continuamente até que atinja -se a ruptura do solo, representado para o carregamento de capacidade de carga ou de resistência de carga de ruptura.
Figura 33 – Comportamento de uma curva carga x recalque
Fonte: VELLOSO e LOPES (2004)
CINTRA e AOKI (2013), durante um ensaio pode - se tornar impossível atingir a carga máxima de reação, o que acarreta a interrupção do carregamento, com , em que é a carga máxima aplicada sem programação. Excetuando – se os casos de ruptura da própria estaca e de incidente com os dispositivos de medida, são três exemplos típicos dessa condição:
· Ocorrência de ruptura nítida com < 2;
· Caracterização de ruptura física com ≤ 2
· Ocorrência de recalque elevado (antes de atingir 2).
· Nos casos 2 e 3, faz – se necessário um critério de interpretação para quantificar .
Não havendo nenhum desses impedimentos, a prova de carga será conduzida até atingir o limite do sistema de reação (), seguindo o descarregamento.
Uma simples análise visual da curva carga x recalque não pode ser considerada um método de interpretação (Figura 34), conforme VAN DER VEEN (1953), que alerta sobre a exibição de gráfico em escalas diferentes. Diante dessa possível dificuldade de interpretação, a NBR 12131 padronizou uma escala para a curva carga x recalque, porém a padronização de escala não é a solução, faz – se necessário a análise dos modos de ruptura.
Figura 34 – Comportamento de uma curva carga x recalque em escalas diferentes
Fonte: VAN DER VEEN (1953)
2.5.3 Extrapolação da curva carga x recalque
Segundo CINTRA e AOKI (2013), A ruptura física pressupõe a extrapolação da curva obtida no ensaio. Para a determinação da carga de ruptura convencional também pode ser necessário a extrapolação. O critério de extrapolação reside na premissa de que a forma da curva se mantenha igual à do trecho medido ou experimentado, ou seja, que P > , a curva permanece seguindo o padrão, sem anomalias ao que era P ≤ em que é a carga máxima aplicada no ensaio.
VAN DER VEEN (1953), associa a curva carga x recalque para uma função exponencial, apresentada na Eq. (2.11).
						
	
	(2.11)
Em que α e são duas constantes determinadas em um processo por tentativas, a primeira um coeficiente que define a forma, adotando-se valores para e desenhando-se os respectivos gráficos de –ln (1– Q/) contra ρ. O gráfico que mais se aproximar de uma reta indicará o valor procurado de , bem como o valor de α, dado pelo coeficiente angular da reta (CINTRA et al, 2013). 
Originalmente empregado de forma gráfica e manual,