Fundações superficiais – capacidade de carga do sistema sapata- solo

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Fundações – capítulo 3: Fundações superficiais – capacidade de carga do sistema sapata- solo 
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 1 
3- FUNDAÇÕES SUPERFICIAIS OU DIRETAS 
 
3.1- Introdução 
 
Na figura seguinte, está representado um ensaio de campo (ou em modelo de laboratório), onde sapata de 
largura B e comprimento L foi submetida a carregamento crescente, com medida do recalque correspondente. A 
sapata está assentada sobre homogêneo, isotrópico e não saturado. 
 
- resultados do ensaio: gráfico carga x recalque (tensão x deformação do solo) 
 
 
 
Fonte: modificado de Araújo, 1999 
A
P

 onde 
 = tensão aplicada no solo P = carregamento 
A = área da fundação  = deformação ou recalque do solo 
A = B . L B = menor dimensão da sapata 
D = profundidade de assentamento ou embutimento 
 
 
 Quando se analisa esses resultados, pode-se verificar que: 
 
- o solo sob a fundação deforma-se até que seja caracterizada a ruptura para uma tensão 
r
 
- taxa de trabalho ou tensão admissível é obtida pela divisão da carga de ruptura por um fator de segurança (FS): 
FS
r
 
 
- quando não há um ponto bem definido de ruptura do solo, esta pode ser caracterizada por um recalque 
excessivo 
- quando esse recalque está relacionado ao máximo valor (max) que a super-estrutura pode suportar sem danos 
(funcionais ou estruturais) ele é chamado de recalque admissível 
 
A NBR6122/2010 (Projeto e Execução das Fundações) estabelece que é necessário verificar ELU (Estado 
limite último ou de ruptura) e também o Estado limite de Serviço (ELS). 
 
- Estado limite último (ELU) ou de ruptura 
 -mecanismos que podem conduzir ao colapso total ou parcial da obra. Exemplos: 
 - perda da estabilidade global; ruptura por deslizamento (fundações superficiais); ruptura estrutural em 
decorrência de movimentos da fundação; arrancamento ou insuficiência de resistência por tração; ruptura do 
terreno decorrente de carregamentos transversais; ruptura estrutural (estaca ou tubulão) por compressão flexão, 
flambagem ou cisalhamento 
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- Estado limite de Serviço (ELS) 
 - ocorre quando as deformações, fissuras ou vibrações comprometem o uso (ou funcionalidade) da obra 
 - necessário verificar o valor-limite de serviço de recalques ou levantamentos (solos expansivos) e 
vibrações 
 
 
3.2- Mecanismos de ruptura (Vesic, 1963 e 1975) 
 
- ruptura dos solos sob fundações carregadas verticalmente: em geral por cisalhamento 
- observações de campo e laboratório sugerem os seguintes tipos de ruptura: 
 
a- Ruptura Geral (generalizada) 
- superfície de ruptura bem definida: vai desde uma cunha triangular situada abaixo da fundação até a superfície 
do terreno 
- carga de ruptura bem definida, ruptura repentina e catastrófica 
- tombamento da estrutura e empolamento do solo superficial 
- ocorre em solos de elevada resistência: areias compactas, argilas médias a duras 
b- Ruptura por Puncionamento 
- a fundação “vaza” a camada subjacente 
- não há uma superfície de ruptura bem caracterizada (difícil observar) 
- com o aumento da carga, há o cisalhamento do solo no contorno do elemento da fundação e o movimento 
vertical descendente da estrutura 
- não há perda de verticalidade da estrutura e empolamento do solo superficial 
- ocorre em solos muito compressíveis: areias fofas, argilas moles 
- os recalques controlam a capacidade de carga da fundação 
 
c- Ruptura Local 
- comportamento intermediário entre os dois casos anteriores 
- somente na região sob a fundação, há evidência de ruptura 
- não há tombamento da estrutura 
 
 
 
Figura: Representação esquemática de tipos de ruptura do solo 
a- ruptura geral b- ruptura local c- ruptura puncionamento 
Fonte: Vesic, 1963 apud Velloso e Lopes, 1996 
 
 
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 3 
 
Figura: Ruptura generalizada em fundação de silos 
Fonte: Winterkorn & Fang, 1975 p. 123 
 
 
 
 
Figura: Ruptura em areia compacta (modelo de laboratório) 
 Fonte: De Beer e Vesic, 1958 apud Winterkorn & Fang, 1975 p. 123 
 
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Figura: Ruptura em areia com média compacidade (modelo de laboratório), Fonte: De Beer e Vesic, 1958 apud 
Winterkorn & Fang, 1975 
 
 
 
Figura: Ruptura em areia fofa (modelo de laboratório) 
 Fonte: De Beer e Vesic, 1958 apud Winterkorn & Fang, 1975 
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Figura: Ruptura por puncionamento de sapata retangular assentada em areia compacta que se encontra 
sobrejacente a argila mole (modelo de laboratório) Fonte: Vesic, 1970 apud Winterkorn & Fang, 1975 
 
 
3.3- Métodos para determinação da capacidade de carga do sistema sapata-solo 
 
- métodos teóricos ou teoria da capacidade de carga 
- métodos empíricos ou semi-empíricos: uso de correlações (com SPT ou CPT) ou uso de tabelas 
- provas de carga em placas 
 
3.3.1- métodos teóricos ou teoria da capacidade de carga 
 
- capacidade de carga de uma fundação: tensão máxima que pode ser aplicada ao solo pela fundação sem que 
haja ruptura do mesmo 
 
- Soluções baseadas na teoria da plasticidade, tratamentos matemáticos avançados, mecânica do contínuo 
 
a- Método de Terzaghi 
- adaptação das soluções usadas na mecânica do contínuo para mecânica dos solos 
 
- hipóteses empregadas: 
- solo homogêneo, ruptura generalizada, com comportamento rígido-plástico perfeito 
- a sapata é corrida, a interface solo-sapata é rugosa 
- a zona I desloca-se solidária à fundação e empurra lateralmente a zona II que por sua vez empurra a zona 
III 
- surge então um efeito resistente que se desenvolve ao longo da superfície de ruptura 
- os trechos AC e DE da linha de ruptura são retos e o trecho CD é um arco de espiral logarítmico 
- o atrito ao longo de BC e BD é desprezado 
- carga vertical e centrada 
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- a profundidade de assentamento D é inferior a largura da sapata (D<=B). Essa simplificação permite 
desprezar a resistência da camada de solo acima da cota de apoio da sapata e considerar o solo como uma 
sobrecarga (
Dq 
) (Cintra et al. 2003, p. 5) 
 
- O estudo do equilíbrio da cunha ABC leva à conhecida equação de Terzaghi: 
 
qcr NqNBcN  
2
1
 
onde: 
qc NeN,N 
: são denominados fatores de capacidade de carga de Terzaghi, dependem apenas do ângulo de 
atrito do solo 
 
 
 
q
 = sobrecarga devido às camadas de solo acima da cota de apoio da fundação onde 
Dq 
 
 
- a equação acima só é aplicável aos casos de ruptura geral ou generalizada 
- para o caso de solos de menor resistência e maior compressibilidade, Terzaghi sugere que se substitua os 
parâmetros 
ec
 por: 
 





 tgarctgccc
corr
corr
3
2'
'
3
2
 
 
empregando-se a mesma equação para cálculo da capacidade de carga. 
 
Cuidado: não confundir com os símbolos usados na literatura, ou seja, os parâmetros 
,, ec
 NÃO se 
referem a coesão e ângulo de atrito em termos de tensões efetivas e sim a correção proposta por Terzaghi 
 
 
 
Figura: capacidade de carga de acordo com método de Terzaghi 
Fonte: Bueno e outros, 1985, adaptada de Winterkorn & Fang, 1975 p.127 
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- gráficos ou tabelas permitem a obtenção dos fatores de capacidade de carga de Terzaghi (fonte: Bowles, 1977 
p.46) 
 Nc N Nq 
'
cN
 
'
N
 
'
qN
 
0 5,7 0 1 5,7 0 1 
5 7,3 0,5 1,6 6,7 0,2 1,4 
10 9,6 1,2 2,7 8 0,5 1,9 
15 12,9 2,5 4,4 9,7 0,9 2,7 
20 17,7 5 7,4 11,8 1,7 3,9 
25 25,1 9,7 12,7 14,8 3,2 5,6 
30 37,2 19,7 22,5 19 5,7 8,3 
34 52,6 35 36,5 23,7 9 11,7 
35 57,8 42,4 41,4 25,2 10,1 12,6 
40 95,7 100,4 81,3 34,9 18,8 20,5 
45 172,3 297,5 173,3 51,2 37,7 35,1 
48 258,3 780,1 287,9 66,8 60,4 50,5 
50 347,5 1153,2 415,1 81,3 87,1 65,6 
 
 
Figura: Fatores de capacidade de carga de acordo com Terzaghi, 1943. Fonte: Araújo, 1999 
 
 
Cuidado no uso da tabela e gráfico anterioress: para ruptura não generalizada é possível obter os fatores 
de capacidade de carga corrigidos a partir do ângulo de atrito não corrigido 
 
 
- existem outras tabelas/gráficos para determinar os fatores de capacidade de carga, que levam em conta 
modificações nos ângulos da cunha e na forma da superfície de ruptura 
 
- Por exemplo, a solução de Prandt-Reissner e Caquot-Kérisel, utiliza os seguintes fatores de capacidade de 
carga: (Winterkorn, 1975 p. 128). Vesic ,1975 sugere que se utilize esses fatores na equação de Terzaghi. 
)
2
45(2
   tgeN tgq
 
gNN qc cot)1( 
 
 tgNN q )1(2 
 
 
Os métodos teóricos pressupõem execução de um poço de investigação do subsolo e respectiva coleta de 
amostras indeformadas para realização de ensaios de resistência no laboratório. Entretanto, é comum o 
projetista somente ter disponível resultados da sondagem SPT. Nesse caso, é necessário se utilizar correlações 
entre o SPT e os parâmetros de resistência do solo 
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Tabela de Correlações entre parâmetros dos solos e valores obtidos na sondagem SPT. Proposta de Bowles, 1977 
p.125 e 126 
AREIAS 
Descrição 
Muito fofa Fofa Média compacta Muito compacta 
SPT 0 a 4 4 a10 10 a 30 30 a 50 > 50 
 (graus) 25 a 30 27 a 32 30 a 35 35 a 40 38 a 43 
 (tf/m3) 1,1 a 1,6 1,4 a 1,8 1,7 a 2,0 1,7 a 2,2 2,2 a 2,4 
Densidade 
relativa 
0 a 0,15 0,15 a 0,35 0,35 a 0,65 0,65 a 0,85 0,85 a 1,0 
 
ARGILAS 
Descrição 
Muito mole mole Média rija Muito rija dura 
SPT 0 a 2 2 a 4 4 a 8 8 a 16 16 a 30 > 30 
Su (tf/m
2) 0 a 0,25 0,25 a 0,5 0,5 a 1 1 a 2 2 a 4 > 4 
saturado (tf/m
3) 1,6 a 1,9 1,6 a 1,9 1,8 a 2,0 1,8 a 2,0 1,9 a 2,2 1,9 a 2,2 
 
Tabela dos estados de compacidade e consistência (para uso em fundações). Fonte: NBR 6484/2001 anexo A 
solo Índice de resistência a penetração 
(NSPT) 
Designação 
Areias e siltes arenosos  4 Fofa (o) 
5 a 8 Pouca compacta (o) 
9 a 18 Medianamente compacta (o) 
19 a 40 Compacta (o) 
> 40 Muito compacta (o) 
Argilas e siltes argilosos  2 Muito mole 
3 a 5 Mole 
6 a 10 Média (o) 
11 a 19 Rija (o) 
> 19 Dura (o) 
 
Outras correlações com o SPT para determinação de c,  e  (Fonte: Cintra et al. 2003) 
 
SPTu NC 10
 em kPa proposta por Teixeira e Godoy, 1996 in Hachich 1996 
 
SPTN 4,028
 em graus proposta por Godoy, 1983 
 
SPTN 2015
 em graus proposta por Teixeira, 1996 
 
 
Solos argilosos 
 
Proposta por Godoy, 1972 
 
SPT 0 a 2 3 a 5 6 a 10 11 a 19 > 20 
 (kN/m3) 13 15 17 19 21 
 
 
Solos arenosos 
 
Proposta por Godoy, 1972 
SPT 0 a 8 9 a 18 19 a 40 
 (kN/m3) 
areia seca 
16 17 18 
 (kN/m3) 
areia úmida 
18 19 20 
 (kN/m3) 
areia saturada 
18 20 21 
 
 
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Fatores de correção para a equação de determinação da capacidade de carga de Terzaghi 
 
Influência da forma da sapata 
 
- representados pelos fatores de forma 
qc ses,s 
 
qqccr sNqsNBsNc  
2
1
 
 
Tabela: fatores de forma indicados por Terzaghi (1943) 
Tipo de Sapata 
cs
 
s
 
qs
 
Corrida 1,0 1,0 1,0 
quadrada 1,3 0,8 1,0 
Circular 1,3 0,6 1,0 
 
- De Beer (1967) propôs outros valores para a influência da forma da sapata, que leva em conta outras 
características, veja a seguir. Vesic, 1975 sugere que sempre se utilize esses fatores na equação de 
Terzaghi. 
 
Tipo de Sapata 
cs
 
s
 
qs
 
Corrida 1,0 1,0 1,0 
retangular 
c
q
N
N
L
B
1
 
L
B
 4,01
 
tg
L
B
1
 
Quadrada ou Circular 
c
q
N
N
1
 0,6 
tg1
 
Fonte: Vesic, 1970 e De Beer, 1967 apud Winterkorn & Fang, 1975 p.129 
 
Influência da Excentricidade e inclinação da carga 
 
- aparecimento de momento fletor e/ou componente horizontal 
- ruptura pode ocorrer por: cisalhamento do solo, deslizamento ou tombamento do elemento da fundação 
- solução para cálculo da capacidade de carga: proposta por Meyerhof (1951) 
- influência do carregamento excêntrico pode ser levada em conta pela consideração das dimensões reduzidas da 
sapata: 






xred
yred
eBBB
eLLL
2
2
'
' . 
- usar valores reduzidos das dimensões, na determinação da capacidade de carga 
- se a sapata tiver forma não retangular, deve-se tomar o retângulo circunscrito com centro de gravidade 
coincidente com o CG da fundação 
 
 
Figura: Esquema para cálculo da capacidade de carga do solo levando em conta influência da excentricidade. 
Fonte: Bueno e outros, 1885 
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- multiplicar as parcelas da equação de Terzaghi pelos fatores de inclinação ic, iq, i , onde: 
2
90
1 







qc ii
 2
1 








i
 
 
 = ângulo de inclinação da carga em relação a vertical (Meyerhof, 1951 apud Gomes, 1990) 
 
Observação: a verificação da segurança contra o tombamento e contra ao deslizamento será 
contemplada após o dimensionamento geométrico da sapata 
 
 
Influência do nível de água (NA) na capacidade de carga 
 
- nível d'água acima da cota de apoio da sapata (sempre indesejável): usar peso específico submerso 
- NA profundo: influência não considerada 
- NA dentro bulbo de tensões : empregar média ponderada dos pesos específico (natural e submerso) na zona 
de interesse 
- considerar a posição do NA ao longo de toda a vida útil da obra 
- elevação do nível d’água ao longo da vida útil: cuidado com perda de coesão aparente, perda de cimentação e 
outros 
 
 
Problemas com solos estratificados 
 
- fundação apoiada terreno formado por camadas de diferentes resistênciaao cisalhamento: problema não tem 
solução no caso geral 
 
- tratar problemas com solos estratificados de forma aproximada 
- adotar valores médios para as propriedades do solo: 
 



i
nn
m
H
HcHcHc
c
....2211
 



i
nn
m
H
HHH  ....2211
 



i
nn
m
H
tgHtgHtgH
tg
 ....2211
 
 
ic
= coesão da camada de espessura 
iH
 e 
i
 é o ângulo de atrito correspondente 
- média deve ser calculada ao longo da extensão do bulbo de tensões 
 
- caso de interesse: perfil formado por uma camada de solo resistente sobrejacente a uma camada de 
argila mole 
 
- solução aproximada proposta da U.S.Navy (1971): 
calcular a capacidade de carga da camada resistente (r1) 
admitir distribuição de tensões a 30° com a vertical (ou usar a inclinação 2:1, ou seja 27°) e calcular a 
capacidade de carga da camada pouco resistente de forma habitual (r2) 
Se 
    2
1
r
r
zLzB
LB  



 então 
1rr  
 
 
Se 
2r 
 então 




 21
r
rr
 ou seja, basta reduzir o 
valor de 
1r
 de forma que não ultrapasse o valor de 
2r
 
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Fonte: Cintra et al. 2003 p. 20 
 
Lembrete: a verificação dos recalques é sempre indispensável 
 
 
b- Método de Skempton (1951) 
 
- para solos argilosos saturados Skempton desenvolveu a seguinte equação para cálculo da capacidade de carga: 
qNc cr 
 
 
c = coesão não drenada do solo = resistência não drenada = 
.su
 
Dq 
 
cN
= fator de capacidade de Skempton, depende da forma e profundidade da sapata (ver figura seguinte) 
A tensão admissível é calculada por: 
q
FS
Nc c 
 
não se aplicando o coeficiente de segurança à sobrecarga 
 
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q
FS
NC c 
 
Fonte: Araújo, 1999 
 
 
c- Método de Brinch Hansen (1961) 
 
qqqqccccr idsNqidsNB
2
1
idsNc  
 
 
Fatores de capacidade de carga de Brinch Hansen: 
q,c NeNN 
 
 
Fatores de Capacidade de Carga (Brinch Hansen) 

 (graus) 
cN
 
N
 
qN
 
0 5,14 0,00 1,00 
5 6,48 0,09 1,57 
10 8,34 0,47 2,47 
15 10,97 1,42 3,94 
20 14,83 3,54 6,40 
25 20,72 8,11 10,66 
30 30,14 18,08 18,40 
35 46,13 40,69 33,29 
40 75,32 95,41 64,18 
45 133,89 240,85 134,85 
50 266,89 681,84 318,96 
 
Fatores de forma para sapata retangular: 
L
B
2,01ss cq 
 
L
B
4,01s 
 
 
Fatores de profundidade : 
BDquando
B
D
dc  35,01
 
 
BDquando
tgD
B
dc 



41
6,0
35,0
1
 
1d 
 
q
c
cq
N
d
dd
1

 quando > 25 adotar dq = dc 
 quando  = 0 adotar dq = 1 
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Fatores de inclinação da carga 
BLc
H
i
sf
c
2
1
 
2
qii 
 
V
H
ic


5,1
1
 
Onde: H= carga horizontal; V= carga vertical; csf:=coeficiente de adesão/coesão solo-base da fundação 
 
 
3.3.2- Métodos empíricos e semi-empíricos para determinação da capacidade de carga 
 
a- uso de tabelas 
 
- grandes cidades em países desenvolvidos: códigos de obra com tabelas de valores aproximados para a tensão 
admissível dos principais tipos de solo da região 
- Brasil: tabela NBR 6122: carga < 1000kN (100tf) por pilar, fundações superficiais com largura 2m 
demais casos valores modificados: (ver NBR6122/96) 
 
NBR 6122/1996 
Tabela 1 – Pressões básicas 
Classe Solo 
Valores Básicos 
Mpa 
1 Rocha sã, maciça, sem laminações ou sinal de decomposição 3 
2 Rochas laminadas, com pequenas fissuras, estratificadas 1,5 
3 Solos granulares concrecionados – conglomerados 1,0 
4 Solos pedregulhosos compactos a muito compactos 0,6 
5 Solos pedregulhosos fofos 0,3 
6 Areias muito compactas 0,5 
7 Areias compactas 0,4 
8 Areias medianamente compactas 0,2 
9 Argilas duras 0,3 
10 Argilas rijas 0,2 
11 Argilas médias 0,1 
12 Siltes duros (muito compactos) 0,3 
12 Siltes rijos (compactos) 0,2 
12 Siltes médios (medianamente compactos) 0,1 
 
 
b- emprego de fórmulas empíricas para PREVISÃO da capacidade de carga das fundações rasas 
 
b1- Métodos baseados no ensaio SPT 
 
Fórmula de Parry (1977) para solos sem coesão e 
BD 
 
)(30 kPaNSPTr 
 
NSPT = média SPT da cota de apoio fundação até 0,75 B abaixo desta 
 
 
Fórmula Urbano Alonso (1983) 
20),(02,0  SPTSPT NMPaN
 
NSPT = SPT médio no bulbo de tensões (aproximadamente 2B) 
 
Fórmula de Hachich (1997) 
205),(02,0  SPTSPT NMPaN 
- não empregar fundação direta para SPT <5 (solo mole ou fofo) 
- tensão admissível máxima 0,4MPa (400kPa), valores maiores necessitam de ensaios complementares 
- NSPT = SPT médio no bulbo de tensões (aproximadamente 1,5B) 
- abaixo da camada de apoio não ocorre camada com menor resistência, se ocorrer, verificar tensões propagadas 
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Tabelas de Milititsky & Schnaid, 1995: tensão admissível de solos granulares e solos coesivos 
 
Descrição NSPT Tensão admissível (kPa) 
Solos granulares B= 0,75m B=1,5m B=3,0m 
Muito compacto >50 >600 >500 >450 
Compacto 30-50 300-600 250-500 200-450 
Medianamente 
compacto 
10-30 100-300 50-250 50-200 
Pouco compacto 5-10 50-100 <50 <50 
Fofo < 5 Estudar 
Descrição NSPT Tensão admissível (kPa) 
Solos coesivos B= 0,75m B=1,5m B=3,0m 
Dura >30 500 450 400 
Muito rija 15-30 250-500 200-450 150-400 
Rija 8-15 125-250 100-200 75-150 
Média 4-8 75-125 50-100 25-75 
Mole 2-4 25-75 <50 - 
Muito mole < 2 Estudar 
 
 
b2- Métodos baseados no ensaio CPT 
 
cq
= resistência à penetração do cone (ponta), média dentro do bulbo de tensões 
 
Solos arenosos 
 
Fórmula de Schmertman (1975) 
,
80
q
N c
 
cq
= em kPa 
conhecido 
N
 pode-se obter 

 e 
qN
 
capacidade de carga da sapata, calculada fórmula teórica 
 
Fórmula de Hachich (1996) 







MPaqeMPa
q
c
c
5,14,0
15

 
 
Solos Coesivos 
 
Fórmula de Begemann (1974) 
,
cN
qq
s
'
c
u


 
q
= tensão efetiva de peso próprio no ponto considerado 
cN '
= fator que depende do tipo do solo, valores comuns entre 9 e 15. 
 
Fórmula de Hachich (1996) 







MPaeMPaq
q
c
c
4,05,1
10

 
 
 
Fundações – capítulo 3: Fundações superficiais – capacidade de carga do sistema sapata- solo 
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 15 
3.3.3- Prova de carga em placas (direta) 
 
- ensaio de campo NBR6489 (1984) 
- cota da superfície de carga a mesma da base das fundações 
- placa rígida com área superior a 0,5m2, colocada no fundo de um poço de base nivelada, ocupando toda área 
(placa usada no Brasil geralmente 0,80m de diâmetro) 
- relação entre largura e profundidadedo poço, mesma da largura e profundidade da futura fundação 
- carga é aplicada em estágios sucessivos de, no máximo, 20% da tensão admissível avaliada para o terreno 
- recalques medidos no instante de aplicação da carga e após intervalos de tempo dobrados (1, 2, 4, 8, 15, 
....min) até sua estabilização (5% deformação total do estágio) 
- ensaio executado até a obtenção de um recalque de 25 mm ou até atingir-se o dobro da tensão admissível para 
o terreno 
- caso não ocorra ruptura, carga máxima deve ser mantida por 12h 
- descarregamento: em estágios com decréscimos de 25% carga total, com leitura de recalques (deformações) até 
sua estabilização 
- resultado: curva pressão x recalque, com anotação dos tempos inicial e final de cada estágio 
- cuidados especiais: nivelamento terreno, ausência de carregamentos no entorno do poço, evitar amolgamento 
do solo e perda de umidade 
 
- interpretação do ensaio (Hachich, 1996), base código de Boston ( Placa circular com0,30m de diâmetro): 
 
a- ocorre ruptura do solo (ruptura geral), clara definição do ponto de ruptura 
 r
. 
2FS,
FS
r 


 
b- ocorre deformação excessiva, ou ruptura local, o recalque tolerável define carga que o solo poderá suportar em 
face da obra projetada 








10
25 2FS,FS/
 
c- reação é insuficiente 









 10
n 2FS,
FS
 

 
Figura: representação esquemática de resultados de provas de carga em placas. Fonte: Araújo, 1999 
 
Fundações – capítulo 3: Fundações superficiais – capacidade de carga do sistema sapata- solo 
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 16 
Limitações do ensaio 
- não reflete aspectos de geometria e comportamento da fundação real 
- cuidado ao usar os valores obtidos para tensão admissível do solo 
- cuidado com camadas muito compressíveis abaixo do bulbo de tensões da placa 
 
- ensaio de placa não reflete os seguintes fatores: 
 
a- Fatores geométricos: dimensão e forma 
- solo homogêneo, duas sapatas com carga (q), a sapata maior apresenta maior recalque 
- bulbo de tensões é afetado pela forma da sapata: sapata corrida apresenta maior recalque do que uma sapata 
quadrada, para mesma intensidade de carregamento. 
 
b- Fator de rigidez 
- rigidez da sapata afeta a distribuição de tensões no solo (ver figura abaixo) 
- placa empregada no ensaio elevada rigidez, pode haver erros na extrapolação de resultados para projeto de 
sapatas flexíveis 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
c- Efeito escala: bulbo tensões na placa menor que bulbo tensões na sapata 
 
- em solos puramente coesivos: recalques aumentam linearmente com tamanho sapata; capacidade de carga 
independe da dimensão 
 
placa
placa
sapata
sapata
BB


 
 
Bplaca = diâmetro equivalente a sapata circular de mesma área que sapata retangular ou quadrada 
 
- em solos não coesivos: recalques não aumentam linearmente com tamanho sapata; capacidade de carga é 
proporcional a dimensão 
 Proposta Sowers(1962) 
 
2
30,070,0 









sapata
sapata
placasapata
B
B
 
 
Onde: placa 0,80m diâmetro e Bsapata é quadrada 
 
 
 
Fundações – capítulo 3: Fundações superficiais – capacidade de carga do sistema sapata- solo 
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 17 
 
Figura: Representação esquemática de uma prova de carga sobre placa 
Fonte: Alonso, 1983 
 
Prova de carga em placa Rua Helena, Vila Olímpia , São Paulo 
 
 
Prova de carga em placa Rua Helena, Vila Olímpia , São Paulo 
 
 
Fundações – capítulo 3: Fundações superficiais – capacidade de carga do sistema sapata- solo 
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 18 
 
 
Figura: Exemplo de prova de carga sobre placa. Fonte: Hachich, 1996 
 
 
 
3.4- recomendações gerais para projeto de fundações superficiais (NBR6122/2010) 
 
3.4.1- Segurança nas fundações 
 
Método das tensões admissíveis (item 3.41 ) 
- Usar ações com valores característicos 
- Tensão aplicada ao solo, que atende coeficiente de segurança referentes ao ELU e ELS 
- - tensões de ruptura são divididas por FS global 
- Fatores de Segurança para solicitações de compressão (item 6.2.1.1.1) 
 
kadm
g
ult
adm ESFRe
FS
R
R 
 
 
 
 
 
 
 
Fundações – capítulo 3: Fundações superficiais – capacidade de carga do sistema sapata- solo 
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 19 
Método para determinação da resistência última Fator de Segurança Global 
analíticos 3 
Semi-empíricos Valores próprio método e no Mín 3 
Semi-empíricos ou analíticos , com 2 provas de carga 2 
 
 
Método das tensões resistentes de projeto (item 3.42) 
- Usar ações com valores de projeto (ações multiplicadas por fatores de majoração) 
- Tensão resistente de projeto: tensão de ruptura geotécnica dividida pelo coeficiente de minoração da 
resistência última 
- Fatores de Segurança para solicitações de compressão (item 6.2.1.1.1) 
 
 
Métodos para determinação da resistência última Coeficiente de Minoração da Resistência Última 
analíticos 2,15 
Semi-empíricos Próprio do método e no mínimo 2,15 
Analíticos e semi-empíricos com 2 provas de carga 1,4 
 
 
majkddd
ult ESFESFESFRe
R
Rd   min
 
 
3.4.2- Outros 
 
- adotar fator de segurança compatível com o método empregado 
 
- evitar o apoio em solos colapsíveis, exceto se forem executados estudos com a consideração das tensões 
aplicadas e a possibilidade de encharcamento 
- solos colapsíveis: solos de elevada porosidade, não saturados que, quando encharcados sofrem recalques 
consideráveis 
- evitar apoio das fundações em aterros, areias fofas, argilas moles, siltes fofos ou moles, exceto se forem 
executados estudos cuidadosos (que incluem ensaios de campo e laboratório) compreendendo o cálculo da 
capacidade de carga e recalque associado 
- quando a fundação se apóia em solos expansivos, é necessário se determinar o valor da pressão de expansão, 
verificando se é maior que a pressão atuante provocando assim deslocamentos para cima (levantamentos)