9 Atrito Negativo Prof. José Mário Doleys Soares

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Cap.9 – Atrito Negativo
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ATRITO NEGATIVO
1. Generalidades
Quando uma estaca atravessa uma camada de solo compressível, podem
ocorrer esforços adicionais na mesma (que não constam do desenho do
engenheiro de estruturas), tais como empuxos horizontais devido a cargas
unilaterais nessa camada de solo e atrito negativo, que, no caso de estacas
verticais, corresponde a um acréscimo na carga axial decorrente de um
recalque da camadas compressível (Figura 1a). Se a estaca for inclinada
existirá também um esforço de flexão decorrente desse recalque (Figura 1b).
Figura 1- Esforços adicionais nas estacas devido ao adensamento de camadas
compressíveis
O recalque da camada compressível (e portanto, o atrito negativo) pode
ser devido a várias causas, entre elas se destacam:
a) amolgamento (perda de resistência) da camada compressível
provocado pela cravação das estacas como mostra a Figura 2.
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Figura 2 - Atrito negativo causado por amolgamenío de camada compressível
b) Recalque da camada compressível causado por uma sobrecarga
devida ao lançamento de um aterro, ao estoque de materiais ou outra causa,
como mostra a Figura 3.
Figura 3 - Atrito negativo devido a sobrecarga
c) Solos subadensados que recalcam por efeito do peso próprio (Figura 4)
Figura 4- Atrito negativo provocado por solo subadensado
Existem ainda outras causas do atrito negativo nas estacas, entre elas o
adensamento regional provocado por um rebaixamento geral do lençol freático
devido à operação de poços artesianos. Também podem ocorrer recalques por
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carreamentos de partículas de solo provocados pela percolação da água ou por
ruptura de grandes vazios (cavernas), que ocorrem, por exemplo, em solos
calcários.
Neste capítulo, analisaremos apenas as duas primeiras causas, visto
que as outras são de análise mais complexa e fogem ao objetivo deste livro.
2. Atrito Negativo provocado por amolgamento da camada compressível.
Quando uma estaca é cravada através de uma camada de argila mole
submersa tende a deslocar, lateralmente, parte dessa argila provocando
amolgamento (perda de resistência) da mesma. A região amolgada resultante
depende (além do diâmetro da estaca e do processo de execução) da
sensibilidade da argila.
O valor do atrito negativo, neste caso, é igual ao peso próprio da argila
amolgada (região hachurada na Figura 5), porém a extensão desse
amolgamento é um assunto muito controvertido, visto que algumas argilas
recuperam rapidamente uma parcela considerável de sua resistência poucos
dias após a cravação das estacas (fenómeno da "cicatrização", também
denominado set-up) como é o caso das argilas da Baixada Santista, que,
apesar de terem uma alta sensibilidade (aproximadamente 4), recuperam parte
considerável de sua resistência muito rapidamente. Por esta razão nas argilas
da Baixada Santista, não se considera qualquer parcela de atrito negativo
devido à cravação das estacas (a não ser que se executem aterros ou obras
que imponham cargas verticais na argila).
 Figura 5 - Atrito negativo provocado por amolgamento da argila
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3 . Atrito Negativo provocado por sobrecargas.
Para visualizar o mecanismo de desenvolvimento do atrito negativo
devido a sobrecargas será usa a Figura 6, na qual se representa uma estaca
que atravessa um aterro e uma camada compressível de espessura d.
A parcela de atrito negativo transmitida pelo aterro depende da
geometria deste, mas para um dado estaqueamento não pode ser maior que o
peso do volume de aterro (somado à sobrecarga) sobre o plano que contém o
estaqueamento.
Na camada compressível o atrito negativo depende do deslocamento
relativo entre a estaca e o solo compressível, alcançando, no máximo, o valor
corresponde à resistência não-drenada da camada compressível. Supondo um
caso hipotético em que essa camada compressível repouse sobre um extrato
indeformável e apresente resistência crescente com a profundidade, a
distribuição das tensões do atrito negativo também aumentará com a
profundidade, mas depois de uma certa profundidade começará a diminuir,
caindo para zero no topo da camada indeformável (onde o deslocamento
relativo solo-estaca é nulo).
 Figura 6 - Mecanismo do atrito negativo
Como a grande maioria dos casos a ponta das estacas não atinge o
extrato indeformável haverá um recalque de sua ponta e consequentemente o
ponto onde o atrito negativo é nulo se desloca para cima, obtendo-se, na
camada compressível, um certo trecho com atrito positivo (Figura 6c). A
mudança do atrito lateral de negativo para positivo ocorre na profundidade
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onde o recalque da camada compressível é igual ao recalque da estaca (ωa =
ωe). A este ponto dá-se o nome de ponto neutro.
4. Métodos para se estimar o atrito negativo
4.1- Método Convencional
No caso de estacas isoladas, a força devido ao atrito negativo pode ser
estimada por:
A.N = U  l . rl
em que:
U = perímetro da estaca
l = trechos de solo com rl = constante
rl = adesão entre a estaca e o solo. Para as argilas moles, este valor pode ser
adotado igual à coesão dessas argilas. Na falta deste valor, ou quando a
estaca atravessa aterros, rl, pode ser adotado igual, em módulo, ao atrito lateral
fornecido pelos métodos de transferência de carga citados nas referências
bibliográficas do Cap. 1.
No caso de o atrito negativo ser devido unicamente ao efeito de
cravação (amolgamento), seu valor não deverá exceder o peso do volume de
solo amolgado, cuja extensão dependerá da sensibilidade da argila e das
características das estacas. Entretanto, o valor do atrito negativo, devido a esta
causa, poderá ser negligenciado quando a argila tiver uma rápida cicatrização,
como se comentou no item 2.
Se a argila não apresentar o fenómeno da cicatrização, a região
amolgada que será responsável pelo atrito negativo é de difícil avaliação.
Alguns estudiosos sugerem que seja considerada um área de um círculo com
1,5 vezes o diâmetro da estaca enquanto outros propõem que essa extensão
seja de 30 a 50 cm em torno do diâmetro a estaca.
4.2 - Método de De Beer & Wallays
O cálculo é feito separadamente para o efeito da sobrecarga (que inclui
o aterro) e para o efeito da camada compressível, respectivamente, ANo e AN:
NA = AN0 + AN
em que:
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


 
0
0
0.00
....
1.
A
tgkdD
epANA










 



 


A
tgkdD
A
tgkdD
e
dANA
....
....1
1'..
0
0
.
4
.
2
0
dA  quando a estaca é isolada. No caso de estacas em grupo A0 é
calculado como mostra a .Figura 8.
Para
16
.
2dA   (valem as mesmas considerações feitas para o termo A0.)
D = diâmetro da estaca
d = espessura da camada compressível
k0 tg (p = (l - sen ) tg= atrito solo-estaca
p0 = sobrecarga no topo da camada compressível
’ = peso específico efetivo da camada compressível
A profundidade z até onde se deve considerar a ação do atrito negativo
é obtido a partir da figura 7.
 Figura 7 - Cálculo da espessura que contribui no atrito negativo
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Quando as estacas fazem parte de um grupo, o procedimento é análogo
ao de estaca isolada alterando-se apenas os valores de Ao e A para:
A0 = A = a • b (estacas internas ao bloco)
4
)9,0).(9,0(
0
dbdaAA  (estacas nos vértices do bloco)
a
bdAA 

 
22
9,00  ou b
ad 

 
22
9,0 (estacas de periferia do bloco)
(Para aplicação, ver 1° e 2° Exercícios).
 Figura 8 - Áreas de influência para estacas em grupo
4.3 - Método de Johnson e Kavanagh
O método proposto por esses autores só se aplica ao caso de estacas
isoladas. Sua hipótese básica é que a carga proveniente do atrito negativo é
igual à que deveria ser aplicada pela estaca ao solo, no sentido de baixo para
cima, paa produzir na superfície um recalque, em módulo, igual ao que a
sobrecarga imporia ao solo, caso não existisse a estaca. (Figura 9).
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 Figura 9 - Hipótese de Johnson e Kavanagh
Para se executar o cálculo por este método, divide-se a camada
compressível em subcamadas de espessura constante e admite-se que as
pressões, de baixo para cima, solicitem essa camadas formando um ângulo  =
30°. O cálculo é feito por tentativas até se obter um valor de f
(carga/comprimento de estaca). Para este cálculo, admite-se que fo varie
linearmente com a profundidade até se anular no fim da camada compressível,
como mostra a Figura 9.
Assim, conhecido o valor real de fo, obtém-se a carga proveniente do
atrito negativo por
Os passos de cálculo referentes a este método são apresentados no 4°
Exercício resolvido.
5. Procedimentos para se tentar reduzis o atrito negativo
Por ser a carga de atrito negativo um fator que encarece o
estaqueamento, há sempre interesse em se utilizar procedimentos que, mesmo
que não o eliminem totalmente, pelo menos o diminuam. Os procedimentos
citados na bibliografia sobre o assunto são:
a) Pré-carregamento da camada compressível antes da instalação antt
da instalação das estacas. Esse método, entretanto só pode ser
empregado quando o cronograma da obra o permite, visto que este pré-
carregamento deve ser mantido durante um certo tempo até que se
processem os recalques preestabelecidos. Por outro lado, os custos
envolvidos podem ser de tal ordem que, mesmo levando-se em conta
uma carga adicional no estaqueamento devido ao atrito negativo, ainda
assim este será mais vantajoso.
2
. 0
dfNA 
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b) Eliminação do contato direto do solo com a estaca, instalando-se as
estacas após a cravação de tubos de maior diâmetro, limpando-se o solo
dentro dos mesmos e instalando-se as estacas a seguir. Este
procedimento não pode ser usado quando, além das cargas verticais,
atuam cargas horizontais.
c) Pintura da superfície externa da estaca com uma mistura
betuminosa especial. Esta pintura, porém, deve ser feita com uma
técnica que garanta uma espessura mínima de betume que não seja
removida durante a cravação pelo atrito com o solo. Na revista Gronnd
Engineering de novembro de 1972 são apresentadas algumas
características desse betume: penetração a 25°C de 35 a 70 com índice
de penetração + 20 e ponto de amolecimento (R & B) entre 57 e 63. O
betume deve ser aplicado até se obter uma superfície uniforme em volta
da estaca com espessura mínima de 1 cm. Para se garantir uma
aderência eficaz, o mesmo deve ser imprimido com pressão de 1 a 2
kN/m2. Durante a aplicação do betume a estaca deverá ser mantida na
horizontal devendo-se evitar temperaturas elevadas para que não
ocorram corrimentos.
d) Instalar as estacas de modo que possam recalcar da mesma ordem
de grandeza do recalque da camada compressível. Este método foi
proposto em 1967 por Zeevaert para as argilas da Cidade do México.
e) Utilização de estacas de pequeno diâmetro para reduzir a área de
contato com o solo.
f) Utilização de estacas troncocônicas com a menor seção voltada para
baixo, de modo que a camada compressível ao recalcar se descole do
fuste.
6. Carga Admissível
Conhecido o valor do atrito negativo, a carga admissível da estaca será,
segundo a NBR 6122,
2
ANPRP 
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em que PR é a capacidade de carga da estaca, obtida como o menor dos dois
valores citados no item 1.1 do Cap. 1.
Cabe lembrar que os métodos de transferência de carga devem ser
aplicados apenas na região em que existe atrito positivo, como indica a Figura
10.
 Figura 10 - Carga admissível quando existe atrito negativo
7. Execícios Resolvidos
1° Exercício: Calcular a carga devida ao atrito negativo na estaca de concreto
com 40 cm de diâmetro, indicada na figura, usando-se o método convencional
e o método de De Beer-Wallavs.
a) Método convencional
NA =  x 0,4 x 15  339kN
b) Método de De Beer-Wallays
2
2
0 2544
18.
mA  
2
2
64
16
18.
mA  
k0.tg = (1-sen).tg = (1-se 10º) tg 10º  0,15
.D.d.k0.tg = .0,4 . 20 . 0,15  3,77
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015,0....
0
0 



A
tgkdD 
AN0 = 254 x 20 (1-e-0,015)  76kN
136
06,0
11.18).1014.(64.
06,0



 
eNA 
AN = 76 x 136 = 212kN
profundidade máxima até onde atua o atrito negativo
2,0.03,0
64).1014(
4,0.20
'.
.0   A
Dz
A
Dp
 (Figura 7)
z = 0,2 x 64/0,4 = 32m>18m e, portanto, toda camada compressível contribuirá
para o atrito negativo
2° Exercício: Calcular a carga devido ao atrito negativo atuante nas estacas de
25 cm de diâmetro solidarizadas por um bloco. O espaçamento entre as
estacas é de 1m nos dois sentidos e as mesmas atravessam uma camada
compressível de 10 m de espessura sobre a qual será lançado um aterro de
2m de altura, com peso específico de 18 kN/m3.
Adotar para a camada compressível os mesmos parâmetros geotécnicos
do exercício anterior.
Solução:
po=2x 18 = 36 kN/m2
k0 tg = 0,15
'= 14- 10 = 4 kN/m3
.D.d.k0.tg = .0,25 . 10 . 0,15  1,18
a) Estacas do interior do bloco
A0 - A = 1x 1 = 1m²
06,0.... 0 





A
tgkdD
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18,1....
0
0 



A
tgkdD 
AN0 = 1 x 36 (1-e-1,18) =24,9kN
kNeNA 5,16
18,1
11.10.4.1.
18,1



 


AN = 41,1kN
b) Estacas do vértice
2
2
0 254
)10.9,01(
mAA  
047,0....
0
0 



A
tgkdD 
AN0 = 25 x 36 (1-e-0,047) =41,3kN
AN = 64,4kN
c) Estacas da periferia
2
0 51.2
1
2
109,0 mAA 

  
236,0....
0
0 



A
tgkdD 
AN0 = 5 x 36 (1-e-0,236) =37,8kN
18,1.... 0 





A
tgkdD
047,0.... 0 





A
tgkdD
kNeNA 1,23
047,0
11.10.4.25.
047,0



 


236,0.... 0 





A
tgkdD
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AN = 37,8+21,8 = 59,6kN
3° Exercício: Calcular o atrito negativo atuante numa estaca de 50 cm de
diâmetro causado pelo
lançamento de um aterro
imediatamente após a cravação
da estaca, como indica a figura.
Usar o método de Johnson e
Kavanagh.
Dados
Aterro: h = 4 m
y= 18kN/m3
Camada compressível:
d=8m
= 10kN/m3
e0 = 1,9
Cc = 0,25
1° Passo: Cálculo do recalque, por adensamento, devido ao lançamento do
aterro, caso não houvesse a estaca:
01 e
Cdr c log 


 
0
0
p
pp
²/4010
2
8
0 mkNp 
p = 4 x 18 = 72kN/m²
9,11
25,08 r log m3083,040
7240 

 
kNeNA 8,21
236,0
11.10.4.5.
236,0



 


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2° Passo: Cálculo da parcela de atrito(carga por unidade de comprimento) a
uma dada profundidade x contada do topo da camada compressível, em função
do valor de f0 atuante nesse topo e decrescendo linearmente até zero no final
da camada compressível, como mostra a figura acima.


 
d
xff x 10
Dividindo-se a camada compressível com 10 subcamadas de espessura
constante, tem-se:
m
n
d
x 80,010
8 
Força total devido a uma subcamada
x
xn
xfx
d
xffF xxx 




  .
.
1.1.. 00
Admitindo-se que a força total Fx de cada subcamada solicite o solo
formando um ângulo =30°, então a variação média de pressão p, na
profundidade x causada pela força Fx, será:
2
0
.
2
.
.
1
.
2
. 

 






 

Rtgx
x
xn
xf
Rtgx
F
p x

em que
R = D/2 é o raio da estaca.
Como x=i.x-x/2=(2i-1)x/2, em que i é o número da subcamada em
estudo, então:

 )²)².12²().12(8²16(.
)122(..8 0
 tgixtgixRRn
inxf
p


²)577,0)².12²(8,0577,0).12.(8,0.25,0.8²25,0.16(10.
)21.2.(80,0..8 0
ii
if
p 
0.)²12.(213,0577,0).12.(923,01
)21.2.(204,0 f
ii
ip 

Pressão efetiva inicial devido à camada compressível, acima da
profundidade x.
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)12.(
42
.
2
1
0 

  ixxxip 
)12.(2)12.(8,
4
10
0  iip
Recalque da camada compressível devido à força Fx agindo na
subcamada da profundidade x.
01 e
C
xr cx  log 


 
0
0
p
pp
como x = i. x / 2, então
012
.
e
C
x
x
xir ci 

  log 


 
0
0
p
pp
em que ri é o recalque da camada compressível devido à força de atrito na
subcamada i.
Substituindo-se os valores de x, Cc, e0, p0 e p ficaremos com a
expressão ri expressa apenas em função de i e f0. Assim, o problema fica
resumido a se arbitrar valores para f0 até que a soma das parcelas ri, fazendo-
se i = 1,2 .... 10, seja igual ao recalque r calculado no 1° Passo.
Para este cálculo, foi elaborada a tabela a seguir:
f0 (kN/m)
ri
30 40 50
r1 0,050 0,054 0,057
r2 0,063 0,073 0,081
r3 0,046 0,056 0,065
r4 0,029 0,037 0,044
rs 0,018 0,023 0,028
r6 0,011 0,014 0,018
r7 0,006 0,009 0,011
r8 0,004 0,005 0,006
r9 0,002 0,002 0,003
r10 0,000 0,001 0,001
Soma 2.229 0,274 0,315
45 kN/m (valor intermediário entre 40 e 50 kN/m).
A força total de atrito negativo será, então:
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kNdfAN 180
2
845
20

ENSAIO DE CARREGAMENTO DINÂMICO: EXEMPLO DE APLICAÇÃO NA
DUPLICAÇÃO DA BR 101/SC
Luiz Antoniutti Neto e Luís Fernando Debas
In Situ Geotecnia S/C Ltda, Curitiba, PR
Luiz Russo Neto
Pontifícia Universidade Católica do Paraná / In Situ Geotecnia S/C Ltda, Curitiba, PR
Alessander C. M. Konnann
Laboratório de Materiais e Estruturas, Universidade Federal do Paraná, Curitiba, PR
RESUMO
O presente trabalho tem por objetivo divulgar a utilização do ensaio de
carregamento dinâmico. Uma breve descrição dessa ferramenta é efetuada.
Como exemplo de sua utilização, é apresentada uma prova de carga dinâmica
executada nas fundações de um viaduto da duplicação da BR 101, em Santa
Catarina. Os resultados do ensaio dinâmico são discutidos com base em uma
curva resistência mobilizada versus deslocamentos acumulados.
1 INTRODUÇÃO
Em nosso país, os projetos de fundações são correntemente elaborados
com base no conceito de capacidade de carga. É usual a estimativa da carga
de ruptura de sapatas, tubulões e estacas através de métodos empíricos ou
semi-empíricos, baseados principalmente no ensaio SPT. No intuito de evitar
Cap.9 – Atrito Negativo
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que recalques ou deformações excessivas das fundações venham a
comprometer a funcionalidade da obra durante sua vida útil, as cargas de
ruptura são minoradas através de um fator de segurança, de modo a se
estabelecer uma carga de trabalho. Assim, uma das questões que envolvem a
segurança das edificações diz respeito à necessidade das fundações estarem
aptas a receber os carregamentos previstos em projeto.
Para verificar se as fundações executadas em uma dada obra
efetivamente suportarão as cargas para as quais foram concebidas, uma
técnica que pode ser empregada consiste no Ensaio de Carregamento
Dinâmico. Essa ferramenta - que no Brasil vem sendo utilizada desde a década
de 1980 - consiste na instrumentação de estacas e análises com o Método da
Equação da Onda (Smith, 1960).
No presente trabalho, é efetuada uma rápida descrição do ensaio de
carregamento dinâmico, baseada no trabalho de Konnann et al. (1999). No
intuito de ilustrar sua utilização, são apresentados dados de ensaios
executados nas fundações de um viaduto da duplicação da BR 101, em Santa
Catarina
2 O ENSAIO DE CARREGAMENTO DINÂMICO
Quando uma estaca recebe um golpe de martelo, o impacto provoca
uma onda de compressão. A onda decorrente do choque do martelo, que
inicialmente comprime a cabeça da estaca em frações de segundo se propaga
até a ponta, retomando em seguida ao topo e assim sucessivamente. Em
estacas de concreto armado, essas ondas viajam com velocidades da ordem
de 3500 m/s.
À medida que as ondas se deslocam do topo até a ponta da estaca, a
sua intensidade tende a se modificar. Para que a estaca supere a resistência
oferecida pelo solo e penetre no terreno, a energia transferida pelo martelo é
consumida gradualmente. Durante esse processo, a onda produz reflexões
compressivas sempre que encontra "barreiras" em seu caminho, tais como
atrito lateral e resistência de ponta Por outro lado, caso a onda do impacto
encontre regiões de pouco atrito lateral, resistência de ponta reduzida ou até
mesmo danos na estaca, uma resposta distinta ocorre. Nessas situações, as
reflexões consistirão em ondas de tração.
Cap.9 – Atrito Negativo
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Utilizando-se uma instrumentação adequada, é possível medir a
intensidade das ondas de impacto do martelo, e as alterações que as mesmas
sofrem à medida que encontram as resistências do solo. Para tanto,
transdutores de deformação e acelerômetros são posicionados próximo ao topo
da estaca, mediante o uso de chumbadores. Esses dispositivos - que são
instalados sempre em pares diametralmente opostos - podem observados na
Figura 11.
 Figura 11 - Detalhe da instrumentação - ensaio de carregamento dinâmico.
Para monitorar os dados de deformação e aceleração que a
instrumentação fornece, é necessário o uso de um equipamento específico. Na
Figura 12 pode-se observar a unidade conhecida como Pile Driving Analyzer®
(PDA), modelo P AL (PDI, 1997), juntamente com um notebook. O PDA
condiciona e processa as informações da instrumentação, fornecendo sinais
que representam a variação da intensidade de força e velocidade na estaca, ao
longo do tempo.
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Durante a cravação da estaca, a monitoração pode fornecer uma série
de informações, tais como:
- avaliação da capacidade de carga, através do método CASE (Rausche et al,
1971);
- força máxima do impacto;
- energia do golpe, que é utilizada para calcular a eficiência do sistema de
cravação;
- tensões máximas, cujo controle reduz o risco de quebra da estaca durante a
cravação;
- danos estruturais e sua localização.
Figura 12 - Pile Driving Analyzer ® (PDA) - modelo P AL (PDI, 1997).
De modo a se obter uma estimativa mais precisa da capacidade de
carga da estaca, os sinais de força e velocidade podem posteriormente ser
processados com o método CAPWAP®. Essa técnica é um processo iterativo,em que um sinal calculado numericamente é ajustado de modo a reproduzir, da
melhor forma possível, o sinal medido em campo. Quando essa condição é
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atendida, uma série de parâmetros que descrevem o comportamento do
sistema estaca-solo é inferida Dentre essas informações, tem-se a capacidade
de carga mobilizada pelo golpe do martelo.
Apesar do ensaio de carregamento dinâmico ter sido originalmente
concebido para uso em estacas cravadas, essa ferramenta vem encontrando
aplicação crescente em tubulões e estacas moldadas in loco. Para tanto, basta
que se disponha de um sistema que permita aplicar golpes na fundação.
A metodologia descrita está normatizada pela NBR 13208 - Ensaio de
Carregamento Dinâmico (ABNT, 1994). Quando a capacidade de carga de um
estaqueamento é verificada com provas de carga estáticas ou com o ensaio de
carregamento dinâmico, a norma NBR 6122 - Projeto e execução de fundações
(ABNT, 1996) fixa critérios que permitem otimizar o coeficiente de segurança
do projeto. Uma vez que a determinação experimental do comportamento das
estacas minimiza as incertezas comuns em projetos geotécnicos, coeficientes
de segurança inferiores aos usuais poderão ser empregados. Caso 1% das
estacas da obra sejam ensaiadas estaticamente, ou 3% dinamicamente, o
coeficiente de segurança global pode ser reduzido até o valor de 1,6.
3 CASO DE OBRA: BR 101/SC
3.1 Dados da obra
Para o presente trabalho, foi selecionado como exemplo o caso de um
viaduto da duplicação da BR 101/SC. Na Figura 13, pode-se observar dados
representativos de sondagens SPT, bem como um perfil geotécnico do local do
ensaio dinâmico, que será descrito adiante.
O terreno está associado a um perfil de solo residual. Inicialmente, tem-
se a presença de um aterro, com espessura aproximada de 2,0 m. Em seguida,
ocorre uma camada de argila arenosa cinza escura, muito mole a mole, com
cerca de 6,0 m de espessura. Subjacente a esse material, aparece um silte
argiloso rijo a duro, que se estende até o limite de sondagem.
As estacas da obra em questão são do tipo hélice contínua, com 70 cm
de diâmetro. Dentre os diversos elementos ensaiados nas fundações do
Cap.9 – Atrito Negativo
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viaduto, será descrita a prova de carga de uma estaca com comprimento útil
igual a 11,30 m, com uma carga de trabalho de 1700 kN.
 Figura 13 - Perfil geotécnico representativo
3.2 Prova de carga dinâmica
P ara a execução do ensaio de carregamento dinâmico foi utilizado um
martelo do tipo queda livre, com pilão de 51 kN. O sistema amortecedor
consistiu em capacete, cepo e coxim de madeira. O topo da estaca foi
preparado previamente, com a concretagem de um bloco armado. Esse reforço
possuía uma seção circular de 72 cm e comprimento de 190 cm. A
instrumentação foi posicionada a cerca de 55 cm do topo da estaca (2,45 m
abaixo do topo do reforço). O ensaio foi executado com alturas de queda
crescentes do martelo (e.g. Aoki, 1989). Tal procedimento é correntemente
designado como prova de carga dinâmica.
Com o objetivo de mobilizar tanto quanto possível as resistências do
sistema estaca-solo, as alturas de queda receberam incrementos graduais. As
tensões compressivas foram controladas, de modo a se evitar danos
estruturais à estaca Os golpes do martelo foram monitorados com o PDA,
tendo-se medido também as negas correspondentes com lápis e papel.
Cap.9 – Atrito Negativo
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A Tabela 1 resume dados do ensaio. A prova de carga dinâmica
compreendeu 8 golpes, com alturas de queda variando entre 100 e 450 cm. As
tensões de tração máximas abaixo dos sensores (TSX) apresentaram uma
intensidade reduzida. A máxima tensão compressiva (CSX) do último golpe -
que envolveu uma altura de queda considerável - atingiu 24,0 Mpa. A Figura 14
apresenta os sinais de força (linha cheia) e de velocidade x impedância (linha
tracejada) correspondentes a esse golpe. Ambos os sinais crescem
continuamente dentro do intervalo 2L/c, o que sugere uma interferência do
martelo. Em torno de 3L/c, o sinal de força passa a se situar sensivelmente
abaixo do sinal de velocidade x impedância Esse comportamento está
associado à maior magnitude dos deslocamentos obtidos com o último golpe. A
interpretação dos sinais monitorados permitiu definir uma velocidade de
propagação de onda igual a 3550 m/s.
Tabela 1 - Dados da prova de carga dinâmica.
Golpe Altura de Queda
(cm)
Nega (mm) TSX (MPa) CSX (MPa) EMX
(kN.m)
1 100 0,0 0,3 6,3 9,4
2 120 0,0 0,6 7,3 13,2
3 160 1,5 0,5 9,4 20,0
4 200 1,0 0,5 11,4 27,3
5 250 1,0 0,5 13,2 34,6
6 300 3,0 0,3 15,2 43,7
7 350 3,0 0,3 16,8 52,5
8 450 6,5 0,8 24,0 85,1
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 Figura 14 - Sinais de força e velocidade x impedância do golpe 8.
3.3 Resultados e interpretação
No intuito de se obter parâmetros para a avaliação das resistências
mobilizadas no ensaio, o golpe número 5, correspondente à altura de queda de
250 cm, foi analisado pelo programa CAPWAP. Os resultados mostraram uma
resistência mobilizada de 2796 kN, sendo 56 % da mesma correspondente a
atrito lateral. A interpretação dessa análise, em conjunto como dados de outras
estacas da obra, sugeriu o uso um fator de amortecimento do Método Case (Jc)
igual a 0,25. Com base nesse valor de amortecimento, foram avaliadas as
resistências mobilizadas golpe a golpe (Tab. 2). Estão incluídos também na
Tabela 2 os deslocamentos máximos (DMX) e permanentes (DFN) de cada
golpe. Esses dados são calculados, envolvendo-se integrações dos sinais
monitorados.
Os dados da Tabela 2 podem ser utilizados para a simulação de uma
curva carga versus recalque. Conforme discutido por Kormann et al. (2000a,
2000b), que analisaram tanto provas de carga estáticas como dinâmicas em
estacas hélice contínua, a interpretação dos ensaios pode ser efetuada
considerando-se os mesmos como uma sucessão de ciclos de carregamento
(e.g. Seitz 1984, Niyama e Aoki 1991). Para tanto, deve-se acumular os
deslocamentos permanentes resultantes de cada golpe. Esse conceito está
ilustrado na Figura 5. O deslocamento acumulado consiste no somatório dos
deslocamentos permanentes dos golpes anteriores, acrescidos do
deslocamento máximo (DMX) do golpe em questão. Para o traçado da curva,
foram utilizadas as negas calculadas (DFN) e as medições efetuadas com lápis
e papel.
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Tabela 2 - Resistências e deslocamentos mobilizados nos golpes.
Golpe Altura de Queda* (cm) DMX (mm) DFN (mm) RMX(kN)
1 100 5 - 1755
2 120 7 0 2014
3 160 9 1 2215
4 200 10 2 2326
5 250 12 3 2430
6 300 14 4 2665
7 350 16 5 2858
8 450 20 6 3325
A carga máxima que pôde ser mobilizada com o martelo disponível, igual
a 3325 kN, mostrou-se segura em relação à carga de trabalho da estaca (1700
kN). Deve-se observar que para estacas do tipo escavadas, como as aqui
descritas, o conceito de ruptura física não é diretamente aplicável. Nesse tipo
de fundação — em que uma contribuição de ponta reduzida está associada a
pequenos deslocamentos — a mobilização de resistências tende a aumentar
continuamente com os recalques. A forma da curva carga x recalque da Figura
15 sugere que resistências mais altas poderiam ser alcançadas caso maiores
deslocamentos fossem obtidos no ensaio.
 Figura 15 - Curva deslocamento acumulado versus resistência mobilizada (RMX).
4 CONCLUSÕES
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No presente trabalho, procurou-se abordar conceitos básicos do ensaiode carregamento dinâmico. O caso de obra apresentado - o de uma prova de
carga dinâmica de um viaduto da duplicação da BR 101/SC - ilustra o potencial
dessa técnica como ferramenta de controle de qualidade.
A estaca hélice contínua executada em um perfil de solo residual, com
70 cm de diâmetro e 11,3 m de comprimento, mostrou uma resistência
mobilizada de 3325 kN, a qual foi considerada satisfatória Apesar do martelo
da prova de carga dinâmica possuir um peso de 51 kN e de se ter alcançado
uma altura de queda de 450 cm, a estaca suportou adequadamente as tensões
compressivas máximas do ensaio (24 MPa).
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