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UNIVERSIDADE ESTADUAL PAULISTA
“Júlio de Mesquita Filho”
Faculdade de Engenharia de Ilha Solteira-SP
Análise da contribuição de um reforço de solo-
cimento compactado ao redor do fuste de
estacas escavadas para neutralização de
esforços horizontais
NETÚLIO ALARCÓN FIORATTI
Sob orientação de:
Prof. Dr. Antônio Anderson da Silva Segantini
Ilha Solteira-SP,
Agosto de 2008
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UNIVERSIDADE ESTADUAL PAULISTA
“JÚLIO DE MESQUITA FILHO”
FACULDADE DE ENGENHARIA DE ILHA SOLTEIRA-SP
PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA CIVIL
ENGENHARIA DE ESTRUTURAS
Análise da contribuição de um reforço de solo-
cimento compactado ao redor do fuste de estacas
escavadas para neutralização de esforços horizontais
NETÚLIO ALARCÓN FIORATTI
ORIENTADOR: Prof. Dr. Antônio Anderson da Silva Segantini
Ilha Solteira-SP,
Agosto de 2008
Dissertação apresentada ao Programa de Pós-
Graduação em Engenharia Civil da
Faculdade de Engenharia de Ilha Solteira-SP
da Universidade Estadual Paulista “Júlio de
Mesquita Filho” como parte dos requisitos
para obtenção do título de Mestre em
Engenharia de Estruturas.
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DEDICATÓRIA
DEDICATÓRIADEDICATÓRIA
DEDICATÓRIA
Dedico e ofereço este trabalho...
...às pessoas humildes, simples de coração e apaixonadas pela vida em geral.
...àqueles que conseguiram (ou estão se esforçando para) entender seu papel
humano no seu ambiente em geral.
...aos interiorizados, aos angustiados, aos pessimistas, enfim, àqueles que
certamente, mais cedo ou mais tarde, por um custo moderado ou elevado,
conseguirão evoluir espiritualmente de forma satisfatória.
...aos meus pais Netúlio Fioratti e Cecília Alarcón A. Fioratti.
...meus irmãos Adriano e Adriana.
...meus sobrinhos Gustavo, Vinícius e Rafael.
...à minha cunhada, in memorian, Tânia Mara.
...ao grande amor que a vida me apresentou, Lidiane Lombardi.
AGRADECIMENTOS
AGRADECIMENTOSAGRADECIMENTOS
AGRADECIMENTOS
Agradeço:
Esta entidade oculta universal, este grande arquiteto, este grande mestre comediante, esta
grande força que pelo bem dentro do mal, pelo alinhado dentro do desarranjado, pela escrita
reta apesar das linhas tortas, direciona os sucessos para um grande espetáculo de acaso muito
bem planejado. A este que uns ousam chamar de Deus, outros Alá, alguns Jeová e que por
hora me permito não tentar dar nome, meus sinceros agradecimentos.
Meu orientador, Prof. Antônio Anderson da Silva Segantini e ao Prof. Adriano Souza. Pelo
inestimável auxílio.
Meus grandes conselheiros para assuntos pessoais e profissionais:
Professora Luzenira Alves Brasileiro Professor Dib Gebara
Professor Jairo Salim Pinheiro Lima Professor Jefferson Nascimento Oliveira
Professor Maurício Augusto Leite Professor José Augusto de Lollo
Professor José Luiz Pinheiro Melges Professor Renato Bertolino Júnior
Professor Marco Antônio de M. Alcântara Professor Haroldo de Mayo Bernardes
Funcionários do DEC: José Carlos e Sandra, pelo apoio moral e de seus serviços.
Técnicos do Laboratório Didático de Engenharia Civil, em especial o Mário, o Gilson e o
Ronaldo, pelo companheirismo, bom humor e pela boa vontade.
Funcionários do Laboratório CESP de Engenharia Civil. Pela amizade e ensinamentos.
A FERREIRA Engenharia e Construções LTDA, pelas amizades, oportunidades, concessões e
compreensão.
A CAPES, pelo auxílio recebido em grande período durante esta empreitada.
Sem palavras para descrever ou agradecer. Meus grandes companheiros:
De morada: Danilo, Leonardo e Tito.
Desde sempre: Bruno, Gilther, Daniel Gustavo e Amanda.
De alma: Janaína, Danielle, Pedro, Marcelo, Priscila, Aline Carreno, Juliana Maria,
Sueila, Aline Botini e Luis Filipe.
De mestrado: Leandro, Marcos Rebuá, Pámela, Liane, Camilo, Lidiane Marques,
Angélica e Ana Fujii.
Da Biologia: Oduvaldo, Rívea e Luis Gustavo.
De apoio: Pollyana, Genifer e Juliana Passipieri.
A todos que de alguma forma contribuíram para esta realização. Não a realização de
um sonho, pois infelizmente de sonhos todos nós acordamos, mas pela real, concreta e
possível manifestação dele.
SUMÁRIO
SUMÁRIOSUMÁRIO
SUMÁRIO
LISTA DE FIGURAS i
LISTA DE QUADROS E TABELAS v
SÍBOLOS, NOTAÇÕES E ABREVIATURAS vii
RESUMO ix
ABSTRACT x
1 INTRODUÇÃO 1
1.1 Objetivo 1
1.1.1 Objetivo geral 1
1.1.2 Objetivos específicos 2
1.2 Apresentação 2
2 CARREGAMENTO HORIZONTAL EM ESTACAS 5
2.1 Teoria da reação horizontal do solo 5
2.1.1 Variação de K com a profundidade 9
2.1.2 Determinação do módulo de reação horizontal do solo 13
2.2 Tratamento teórico do problema da estaca carregada horizontalmente 16
2.2.1 Rigidez relativa estaca-solo 20
2.2.2 Solução clássica da equação diferencial 21
2.3 Método de Matlock e Reese (1961) 23
2.4 Determinação de n
h
através de provas de carga 26
2.5 Reforço para absorver cargas horizontais em estacas 31
2.6 O trabalho de Del Pino Jr. (2003) 37
3 SOLO-CIMENTO COM RESÍDUO DE CONCRETO 43
3.1 Estabilização do solo com cimento 44
3.2 Granulometria e correção granulométrica 45
3.3 Histórico e usos do solo-cimento 46
3.4 Dosagem do solo-cimento 48
3.5 Resíduo de concreto triturado 52
3.5.1 Reutilização de resíduos de construção e demolição 52
3.5.2 Redução do uso da areia natural 54
3.5.3 Utilização do RCD como agregado para concreto 55
3.5.4 Resíduo de concreto (RC) 58
3.6 Correção granulométrica de solos com resíduos 58
4 LOCAL DE REALIZAÇÃO DA PESQUISA 60
4.1 Caracterização geológica 60
4.2 Caracterização geotécnica 61
5 SOLO-CIMENTO PARA EXECUÇÃO DO REFORÇO 67
5.1 Materiais 68
5.1.1 Solo 68
5.1.2 Resíduo de concreto triturado 70
5.1.3 Mistura solo e resíduo 73
5.1.4 Demais materiais 75
5.1.5 Classificação e comparação do solo natural e da mistura 76
5.2 Solo-cimento compactado 77
5.2.1 Dosagem do solo-cimento 78
5.2.2 Compactação do solo com cimento 78
5.2.3 Resistência à compressão do solo-cimento 80
6 REFORÇO, ESTACAS E MÉTODO DA PROVA DE CARGA 82
6.1 Reforço 82
6.1.1 Características geométricas 83
6.1.2 Moldagem e cura do bloco de solo-cimento 85
6.2 Estacas e provas de carga horizontal 88
6.2.1 Estacas de teste 88
6.2.2 Método de prova de carga horizontal e equipamentos utilizados 90
7 RESULTADOS 93
7.1 Provas de carga 93
7.2 Parâmetros do ensaio 95
7.2.1 Curvas n
h
x y
0
95
7.2.2 Valor de n
h
e K 98
7.3 Comportamento estrutural das estacas 99
7.4 Apreciação visual das deformações 102
8 ANÁLISE COMPRATIVA E DISCUSSÃO 105
8.1 Provas de carga 105
8.2 Parâmetros do ensaio 108
8.2.1 Curvas n
h
x y
0
108
8.2.2 Valor de n
h
110
8.3 Comportamento estrutural das estacas 111
9 CONCLUSÕES 115
9.1 Uso do resíduo de concreto em solo-cimento 115
9.2 Contribuição do reforço 115
9.2.1 Para diminuição dos deslocamentos 115
9.2.2 Para aumento do n
h
115
9.2.3 Para diminuição e redistribuição dos esforços 116
9.3 Generalidades 116
10 REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS 117
i
L
LL
LISTA DE FIGURAS
ISTA DE FIGURASISTA DE FIGURAS
ISTA DE FIGURAS
Figura 2.1: Representação do modelo de Winkler para a viga e para a estaca. 6
Figura 2.2: Comparação entre a situação da viga apoiada no solo e a estaca. 7
Figura 2.3: Transformação da pressão em carga linear. 8
Figura 2.4: Variação de K com a profundidade para solos coesivos
pré-adensados (a) e para siltes e argilas normalmente adensadas (b) 10
Figura 2.5: Variação de K para argilas pré-adensadas proposta
por Davisson (1970). 11
Figura 2.6: Diagramas propostos por Werner (1970) para
variação de K com a profundidade. 11
Figura 2.7: Constante de reação horizontal do solo n
h
(U.S. NAVY, 1962). 15
Figura 2.8: Curva p-y típica e módulo calculado pela secante e pela tangente. 18
Figura 2.9: Superposição de efeitos utilizada por Matlock e Reese (1961). 24
Figura 2.10: Convenção de sinais para o método de Matlock e Reese (1961). 25
Figura 2.11: Deformações, esforços e reação de um problema
típico, conforme profundidade. 26
Figura 2.12: Situação proposta pelo método A para cálculo de
deslocamento da estaca na superfície do terreno. 28
Figura 2.13: Proposta de Kocsis (1971) para decomposição do
deslocamento medido no topo da estaca. 29
Figura 2.14: Possibilidade de reforços sugeridos por Broms (1972). 32
Figura 2.15: Diagrama carga x deslocamento (MENEZES et al., 2004). 33
Figura 2.16: Croqui do posicionamento e dimensões do bloco
de solo-cimento (MIRANDA Jr., 2006). 34
Figura 2.17: Processo de execução do bloco de solo-cimento
compactado (MIRANDA Jr., 2006). 35
Figura 2.18: Curvas de carga versus deslocamento horizontal do
obtidas por Ferreira et al. (2006). 36
Figura 2.19: de deslocamento horizontal do topo da estaca x carregamento
horizontal (DEL PINO Jr., 2003). 38
Figura 2.20: Curvas de coeficiente de reação horizontal do solo x deslocamento
horizontal na superfície do terreno (DEL PINO Jr., 2003). 38
Figura 2.21: Curvas de deslocamentos horizontais
x profundidade (DEL PINO Jr., 2003). 39
Figura 2.22: Curvas de rotações x profundidade (DEL PINO Jr., 2003). 39
Figura 2.23: Curvas de momentos fletores x profundidade (DEL PINO Jr., 2003). 40
ii
Figura 2.24: Curvas dos esforços cortantes x profundidade (DEL PINO Jr., 2003). 40
Figura 2.25: Curvas de reações do solo x profundidade (DEL PINO Jr., 2003). 41
Figura 4.1: Localização geográfica do município de Ilha Solteira-SP. 60
Figura 4.2: Disposição das estacas de teste, sondagens SPT, ensaios CPT,
no Campo Experimental da UNESP em Ilha Solteira-SP (SEGANTINI, 2000). 62
Figura 4.3: Disposição das estacas de teste e de reação utilizadas
por Del Pino Jr. (2003), em destaque as utilizadas nesta pesquisa. 63
Figura 4.4: Perfil do solo e resultados das sondagens SPT-1 e
ensaios CPT-1 (DEL PINO Jr., 2003). 64
Figura 5.1: Curva granulométrica do solo em estudo. 69
Figura 5.2: Curva de compactação do solo em estudo. 70
Figura 5.3: Resíduo de concreto em fase de início de transporte (a) e
triturador utilizado para beneficiamento do resíduo (b). 71
Figura 5.4: Aspecto visual do resíduo triturado e peneirado. 71
Figura 5.5: Curva granulométrica do resíduo em estudo. 72
Figura 5.6: Curva granulométrica da mistura entre solo e resíduo. 74
Figura 5.7: Curva de compactação da mistura entre solo e resíduo. 75
Figura 5.8: Curvas granulométricas dos 3 materiais em estudo. 76
Figura 5.9: Curva de compactação da mistura entre solo, resíduo e cimento. 78
Figura 5.10: Corpo de prova de solo-cimento sendo desmoldado. 79
Figura 5.11: Corpos de prova submetidos à cura em câmara úmida. 79
Figura 5.12: Corpos de prova em imersão (a) e prestes
a ser carregado axialmente (b). 80
Figura 5.13: Evolução da resistência axial do solo-cimento. 81
Figura 6.1: Croqui da situação atual das estacas a serem ensaiadas,
como ensaiadas por Del Pino Jr. (2003). 82
Figura 6.2: Posição do bloco e da aplicação da carga como realizado
nesta pesquisa (a) e como realizado por Miranda Jr. (2006) (b). 84
Figura 6.3: Execução da escavação onde foi compactado o solo-cimento. 85
Figura 6.4: Escavação concluída. 86
Figura 6.5: Compactação de camada intermediária do bloco de solo-cimento. 86
Figura 6.6: Bloco completamente compactado. 87
Figura 6.7: Lâmina d’água na superfície do bloco de solo-cimento
para garantir cura adequada. 88
Figura 6.8: Estacas teste quando ensaiadas por Del Pino Jr. (2003). 89
iii
Figura 6.9: Esquematização do ensaio de carregamento horizontal. 90
Figura 6.10: Sistema de aplicação, aferição e transferência da
carga aplicada nas estacas. 91
Figura 6.11: Indicador de carga. 92
Figura 6.12: Relógios comparadores. 92
Figura 6.13: Relógio comparador e placa de acrílico (sinalizada pela seta). 92
Figura 7.1: Curva P
H
x y
0
para as estacas ensaiadas. 95
Figura 7.2: Curvas y
0
x
n
h
x para as estacas ensaiadas. 98
Figura 7.3: Deslocamento x profundidade para as estacas na condição
reforçada (P
H
=128 kN). 100
Figura 7.4:
Rotação x profundidade para as estacas na condição
reforçada (P
H
=128 kN). 100
Figura 7.5:
Momento fletor x profundidade para as estacas na condição
reforçada (P
H
=128 kN). 101
Figura 7.6: Esforço cortante x profundidade para as estacas na condição
reforçada (P
H
=128 kN). 101
Figura 7.7: Reação do solo x profundidade para as estacas na condição
reforçada (P
H
=128 kN). 102
Figura 7.8: Primeira trinca notada na interface do bloco com
o solo natural (11º estágio de carregamento, carga de 44 kN, 34%
da carga máxima aplicada, y
t
=2,89 mm). 102
Figura 7.9: Abertura entre o bloco e o solo natural no 22º estágio de
carregamento (carga de 88 kN, 69% da carga máxima aplicada, y
t
=10,80 mm). 103
Figura 7.10: Abertura entre o bloco e o solo natural no 28º estágio de
carregamento (carga de 112 kN, 89% da carga máxima aplicada, y
t
=25,30 mm). 103
Figura 7.11: Abertura entre o bloco e o solo natural para o último estágio de
carregamento (carga de 128 kN, y
t
=37,88 mm). 104
Figura 7.12: Trinca percebida na parede do solo natural no 26º estágio de
carregamento (carga de 104 kN, 81% da carga máxima aplicada, y
t
=19,46 mm). 104
Figura 8.1: Gráfico de P
H
x y
t
para as estacas ensaiadas com ou sem reforço. 106
Figura 8.2: Curvas de n
h
x y
0
para as estacas ensaiadas com e sem reforço. 110
Figura 8.3: Deslocamento x profundidade para as estacas na condição
reforçada e sem reforço (P
H
=42,5 kN). 111
Figura 8.4: Rotação x profundidade para as estacas na condição
reforçada e sem reforço (P
H
=42,5 kN). 112
Figura 8.5: Momento fletor x profundidade para as estacas na condição
reforçada e sem reforço (P
H
=42,5 kN). 112
iv
Figura 8.6: Esforço cortante x profundidade para as estacas na condição
reforçada e sem reforço (P
H
=42,5 kN). 113
Figura 8.7: Reação do solo x profundidade para as estacas na condição
reforçada e sem reforço (P
H
=42,5 kN). 114
v
LISTA DE QUADROS E TABELAS
LISTA DE QUADROS E TABELASLISTA DE QUADROS E TABELAS
LISTA DE QUADROS E TABELAS
Quadro 2.1: Valores dos coeficientes A propostos por Terzaghi (1955). 14
Quadro 2.2: valores típicos de n
h
, segundo Davisson (1970). 14
Quadro 2.3: Recomendação de Terzaghi (1955) para valores de Kh. 16
Quadro 2.4: Classificação das estacas quanto à rigidez,
segundo Davisson (1970). 21
Quadro 2.5: Coeficientes adimensionais de Matlock e Reese
para estacas com L/T = 5 e K = n
h
.z. 25
Quadro 2.6: Valores do coeficiente de reação horizontal (n
h
)
calculados por Menezes et al. (2004). 34
Quadro 3.1: Critério de seleção de solo para uso
em solo-cimento (SEGANTINI, 1994). 47
Quadro 3.2: Teor de cimento indicado para o ensaio
de compactação (ABCP, 1986). 51
Quadro 3.3: Teor de cimento para solos arenosos (ABCP, 1986).
Quadro 3.4: Teor de cimento para solos siltosos e argilosos (ABCP, 1986). 51
Quadro 4.1: Limites de Atterberg e parâmetros de
granulometria (MENEZES, 1997). 65
Quadro 4.2: Índices físicos (MENEZES, 1997). 65
Quadro 4.3: Parâmetros do ensaio de compactação (MENEZES, 1997). 66
Tabela 5.1: Distribuição granulométrica do solo em estudo. 68
Tabela 5.2: Porcentagem de ocorrência de cada fração do solo. 69
Tabela 5.3: Limites de Atterberg para o solo em estudo. 69
Tabela 5.4: Distribuição granulométrica do resíduo em estudo. 72
Tabela 5.5: Porcentagem de ocorrência de cada fração no resíduo. 72
Tabela 5.6: Distribuição granulométrica da mistura entre solo e resíduo. 73
Tabela 5.7: Porcentagem de ocorrência de cada fração
na mistura entre solo e resíduo. 74
Tabela 5.8: Limites de Atterberg para a mistura entre solo e resíduo. 74
Tabela 5.9: Tensões de ruptura dos corpos de prova de solo-cimento. 81
vi
Tabela 7.1: Deslocamentos para cada estágio de carregamento
das estacas ensaiadas. 94
Tabela 7.2: Parâmetros do ensaio para cada estágio de
carregamento da Estaca 1. 96
Tabela 7.3: Parâmetros do ensaio para cada estágio de
carregamento da Estaca 2. 97
Quadro 8.1: Resultado da prova de carga para as estacas 105
sem reforço (DEL PINO JR., 2003).
Tabela 8.1: Carga necessária para atingir o mesmo deslocamento. 107
Quadro 8.2: Parâmetros do ensaio para a Estaca 1 (a) e para a
Estaca 2 (b) sem reforço (DEL PINO JR., 2003). 108
Tabela 8.2: Deslocamentos atingidos para mesma carga. 108
Tabela 8.3: Variação dos parâmetros Lf e T do ensaio. 109
Tabela 8.4: n
h
na condição reforçada e sem reforço para as estacas ensaiadas. 111
Tabela 8.5: Rotações máximas ao longo da profundidade em ambas as
condições (P
H
=42,5kN). 112
Tabela 8.6: Momento fletor máximo ao longo da profundidade em ambas
as condições (PH=42,5 kN). 113
Tabela8.7: Esforço cortante máximo ao longo da profundidade em ambas
as condições (P
H
=42,5 kN). 113
Tabela 8.8: Rações do solo máximas ao longo da profundidade em ambas
as condições (P
H
=42,5 kN). 114
vii
SÍMBOLOS, NOTAÇÕES E ABREVIATURAS
SÍMBOLOS, NOTAÇÕES E ABREVIATURASSÍMBOLOS, NOTAÇÕES E ABREVIATURAS
SÍMBOLOS, NOTAÇÕES E ABREVIATURAS
k
s
Coeficiente de reação vertical do solo.
k
h
Coeficiente
de reação horizontal do solo.
K Módulo de reação horizontal do solo.
p Reação do solo.
y Deslocamento horizontal.
B Diâmetro ou lado da estaca.
z Profundidade.
n
h
Constante de reação horizontal do solo.
L Comprimento da estaca.
R Rigidez relativa estaca-solo para argilas pré-adensadas.
T Rigidez relativa estaca-solo para siltes, areias e argilas normalmente adensadas.
ctte Constante
Es Módulo de elasticidade do solo.
q
u
Resistência à compressão simples do solo.
S Rotação da estaca.
M Momento fletor na estaca.
Q Esforço cortante na estaca.
EI Rigidez.
y
0
Deslocamento horizontal da estaca no nível do terreno.
M
0
Momento fletor na estaca aplicado no nível do terreno.
P
H
Força horizontal.
M
max
Momento fletor máximo.
y
P
Deslocamento horizontal causado pela aplicação da força horizontal.
y
M
Deslocamento horizontal causado pela aplicação do momento fletor no nível
da superfície do terreno.
C Coeficientes adimensionais de Matlock e Reese (1961).
y
t
Deslocamento horizontal do topo da estaca.
Lf Profundidade de engastamento da estaca.
e Distância entre o ponto de aplicação da carga e a superfície do terreno.
a/c Fator água/ cimento.
ABCP Associação Brasileira de Cimento Portland.
HRB Highway Research Board.
viii
SCC Solo-cimento compactado.
SCP Solo-cimento plástico.
PCA Portland Cement Association.
LCECC Laboratório Central de Engenharia Civil da CESP.
AASHTO American Association of State Highway and Transportation Officials.
RCD Resíduo de construção e demolição.
RC Resíduo de concreto.
SPT Standard Penetration Test (sondagem à percussão).
CPT Cone Penetration Test (ensaio de penetração de cone).
q
c
Resistência de ponta obtida no ensaio CPT.
ρ
ρρ
ρ Massa específica natural do solo.
w
Umidade natural do solo.
ρ
ρρ
ρ
s
Massa específica dos sólidos.
e Índice de vazios.
n Porosidade.
S
r
Grau de saturação.
w
ót
Umidade ótima do ensaio de compactação.
γ
γγ
γ
d,máx
Peso específico aparente seco máximo, do ensaio de compactação.
GC Grau de compactação.
LL Limite de liquidez.
LP Limite de plasticidade.
ρ
ρρ
ρ
d,máx
Massa específica aparente seca máxima, do ensaio de compactação.
fck Resistência à compressão característica do concreto.
Ea Módulo de Elasticidade do aço.
Ec Módulo de Elasticidade do concreto.
Igt Momento de inércia equivalente da seção da estaca (considerando o concreto e
a armadura).
FEAGRI Faculdade de Engenharia Agrícola
UNICAMP Universidade de Campinas
FEB Faculdade de Engenharia de Bauru
FEIS Faculdade de Engenharia de Ilha Solteira
UNESP Universidade Estadual Paulista
ix
RESUMO
RESUMORESUMO
RESUMO
FIORATTI, N. A. Análise da contribuição de um reforço de solo-cimento compactado ao
redor do fuste de estacas escavadas para neutralização de esforços horizontais. 2008. 123
f. Dissertação (Mestrado em Engenharia de Estruturas) – Faculdade de Engenharia de Ilha
Solteira/Universidade Estadual Paulista “Júlio de Mesquita Filho”. Ilha Solteira.
Nesta pesquisa foi executado um reforço (cilíndrico com 1 m de diâmetro e 1 m de
profundidade) de solo-cimento (cujo solo foi corrigido granulometricamente com resíduo de
concreto triturado) compactado ao redor do fuste de estacas de concreto escavadas com trado
mecânico (com 32 cm de diâmetro e profundidade de 8,71 m) em solo arenoso do Campo
Experimental da UNESP em Ilha Solteira-SP com o intuito de avaliar sua contribuição para
neutralização das cargas horizontais.
A mistura entre solo e resíduo na proporção de 1:1 em massa, estabilizada com 8% de
cimento (em massa seca de mistura) foi testada e mostrou-se bastante adequada para a
utilização neste propósito, pois para ser estabilizada com cimento a mistura necessitou de
menor quantidade de cimento que o solo natural (2 pontos percentuais) e o solo-cimento daí
resultante apresentou resistência aos 28 dias de 6,32 MPa.
Após ensaio de carregamento horizontal nas estacas reforçadas e comparação com os
resultados de ensaios nas mesmas estacas sem reforço obtidos de Del Pino Jr. (2003),
observou-se que para uma mesma carga aplicada os deslocamentos sofreram grande redução,
enquanto para atingir um mesmo deslocamento foi necessário elevado acréscimo de carga. O
coeficiente de reação horizontal do solo (n
h
) do conjunto estaca-solo em questão teve uma
elevação da ordem de 200% do valor original. Também foram calculados os esforços e
deslocamentos ao longo do fuste das estacas, que apresentaram sensível redução, para mesma
carga aplicada, após reforço.
Os resultados apontam o resíduo de concreto triturado como excelente material para
correção granulométrica de solos para confecção de solo-cimento compactado e o solo-
cimento compactado como um cilindro no entorno de estacas escavadas em solo arenoso
sendo um reforço bastante eficiente para absorver esforços horizontais.
Palavras-chave: estacas, carregamento horizontal, solo-cimento, resíduo de concreto.
x
ABSTRACT
ABSTRACTABSTRACT
ABSTRACT
FIORATTI, N. A. The contribution of the soil-cement strengthening compacted around
the excavated piles head for the horizontal efforts neutralization analysis. 2008. 123 f.
Dissertation (Master in Structures Engineering) – Faculdade de Engenharia de Ilha
Solteira/Universidade Estadual Paulista “Júlio de Mesquita Filho”. Ilha Solteira.
This research produced one improvement (cylindrical – 1 meter diameter and 1 meter
deep) made of soil-cement (wich soil was granulometrically corrected with concrete ground
remains) compacted around the concrete excavated piles head by mechanical borer (32 cm
diameter and 8,71 meters deep) on a sandy soil from the Trial Field of UNESP, Ilha Solteira –
SP, in order to measure it’s contribution to neutralize the horizontal loading.
The mix between soil and remains in proportions 1:1 in mass, stabilized with 8% of
cement (dry mass of mix) was tested and proved to be very adequate for the research purpose,
because the mix needed less quantity of cement than natural soil (2 percentage points) to be
stabilized and the soil-cement resulting presented resistance in 28 days of 6,32 MPa.
After the test of horizontal loading on the reinforced piles, compared with the results
of tests with the same piles without improvement obtained from Del Pino Jr (2003), it was
observed that for the same applied load the displacements had a great reduction, while for
reaching the same displacement need high load increasing. The coefficient of the soil’s
horizontal reaction (n
h
) from the set pile-soil concerned has it’s value increased to 200% from
the original value. Also were measured the efforts and displacements along the stem piles,
that had significant reduction after improvement.
Results indicate ground concrete remains as an excellent material for granulometric
correction of soil for confection of compacted soil-cement and the compacted soil-cement as a
cylinder around the excavated piles head on sandy soil proved to be very efficient to absorb
horizontal efforts.
Keywords: piles, horizontal loading, soil-cement, concrete remains.
1
1
11
1
INTRODUÇÃO
INTRODUÇÃOINTRODUÇÃO
INTRODUÇÃO
A evolução das técnicas construtivas na engenharia civil, bem como a ousadia
intrínseca da arquitetura moderna, propiciou o aumento da magnitude das cargas nas
edificações, que em muitos casos transferiram à engenharia de fundações a tarefa de
solucionar os problemas de estacas ou tubulões solicitados por cargas verticais conjugadas
com esforços transversais (horizontais, inclinados e momentos fletores), que podem ser
aplicados no topo da estaca ou em profundidade (DEL PINO JR., 2003).
Casos de sistemas estruturais que submetem as estacas a esforços horizontais não
faltam no meio técnico, como exemplo podemos citar as estacas-prancha, de fundação de
pontes, edifícios altos, estruturas off-shore, torres de transmissão de energia, muros de arrimo
(CINTRA, 1981) ou até mesmo simples elementos estruturais inclinados por concepção
arquitetônica.
Basicamente, a solução utilizada para a neutralização de cargas horizontais em
fundações é o emprego das dispendiosas estacas inclinadas que, segundo Cintra (1981), em
muitos casos não podem ser adotadas por motivos de ordem executiva.
1.1 Objetivo
1.1.1 Objetivo geral
O objetivo central desta pesquisa é estudar a contribuição que um reforço de solo-
cimento (cilíndrico, com 1 m de diâmetro) compactado até 1 m de profundidade oferece para
a neutralização de esforços horizontais, quando executado na região do entorno do fuste de
2
estacas escavadas com trado mecânico em solo arenoso com 10 m de comprimento, sendo
8,71 m embutidos no solo.
1.1.2 Objetivos específicos
- Estabelecer uma dosagem de solo-cimento estabilizado granulometricamente com
resíduo de concreto triturado, verificando e divulgando o emprego da técnica da correção
granulométrica com resíduo de concreto de solos a serem estabilizados com cimento, por
tratar-se de uma técnica e ecologicamente promissora.
- Determinar as curvas de carga versus deslocamento horizontal através de prova de
carga horizontal nas estacas reforçadas, para posterior cálculo do parâmetro n
h
do solo pelo
método de Alizadeh e Davisson (1970) e esforços e deslocamentos ao longo da profundidade
da estaca pelo método de Matlock e Reese (1961).
- Comparação dos resultados obtidos com os apresentados por Del Pino Jr. (2003)
quando ensaiou as mesmas estacas sem o reforço, com o intuito de analisar o desempenho do
reforço proposto quanto à contribuição para neutralização de cargas horizontais.
1.2 Apresentação
O Capítulo 2 traz uma revisão de literaturas sobre o problema da estaca carregada
horizontalmente com enfoque para a teoria da reação horizontal do solo. É apresentado um
tratamento teórico do problema, o método de cálculo de esforços e deformações de Matlock e
Reese (1961) e determinação do coeficiente de reação do solo (n
h
) através de provas de carga
pelo método de Alizadeh e Davisson (1970). Por fim é feita uma revisão das literaturas
existentes sobre reforços para neutralizar carregamentos horizontais (alternativos à execução
3
de estacas inclinadas) e apresentados de forma resumida os resultados de Del Pino Jr. (2003),
ponto inicial desta pesquisa, base para comparação.
No Capítulo 3 encontra-se uma revisão das literaturas que subsidiaram a pesquisa,
iniciando por um levantamento sobre solo-cimento, incluindo um histórico do uso do solo
como material de construção civil, estabilização físico-química de solos e método de dosagem
de solo-cimento. Posteriormente é apresentada uma revisão sobre resíduo de construção e
demolição, seu uso em substituição à areia natural e para a melhoria granulométrica de solos a
serem estabilizados com cimento, pois desta forma foi realizado nesta pesquisa.
O Capítulo 4 é dedicado ao Campo Experimental de Mecânica dos Solos e Fundações
da UNESP em Ilha Solteira-SP, local onde foram realizadas as provas de carga horizontais
desta pesquisa. É apresentada sua localização geográfica e breve caracterização geológica e
geotécnica.
No Capítulo 5 é apresentado o material utilizado para a confecção do reforço de solo-
cimento compactado: toda a caracterização física e ensaio de compactação do solo e da
mistura entre solo e resíduo, e caracterização física do resíduo de concreto. É apresentada
ainda a dosagem para o solo-cimento e o resultado de seus ensaios de compactação e
resistência à compressão.
O Capítulo 6 apresenta as características físicas e geométricas das estacas ensaiadas, o
método de realização da prova de carga horizontal e o reforço propriamente dito, isto é, suas
características geométricas e detalhes de sua execução.
No Capítulo 7 os resultados da prova de carga horizontal nas estacas reforçadas são
apresentados. Separados em resultado da prova de carga, propriamente dito, resultado do
cálculo dos parâmetros do ensaio e comportamento estrutural das estacas, isto é, esforços e
deformações ao longo do fuste das estacas. Ao final é apresentada uma apreciação visual das
deformações ocorridas em alguns estágios de carregamento do ensaio.
4
No Capítulo 8 os resultados já apresentados são comparados com os obtidos por Del
Pino Jr. (2003), que ensaiou as mesmas estacas sem o reforço, a fim de quantificar a
influência do reforço sugerido nos resultados da prova de carga, nos parâmetros do ensaio e
no comportamento estrutural das estacas.
As conclusões e obtidas através análises são, por fim, apresentadas no Capítulo 9.
5
2
2 2
2
CARREGAMENTO HORIZONTAL EM ESTACAS
CARREGAMENTO HORIZONTAL EM ESTACASCARREGAMENTO HORIZONTAL EM ESTACAS
CARREGAMENTO HORIZONTAL EM ESTACAS
O surgimento de carregamentos horizontais em estacas pode ter diversas origens,
conforme sistema estrutural onde estas estarão inseridas. Alonso (1989), seguindo idéias
lançadas por De Beer (1977), classifica as estacas carregadas horizontalmente, conforme
origem do carregamento, em dois grupos: ativas, que sob a ação de cargas externas
transmitem ao solo esforços horizontais, e as passivas, que ao contrário das primeiras, são
aquelas em que os esforços horizontais ao longo do fuste são decorrentes do movimento do
solo que as envolve. No primeiro caso, o carregamento é a causa dos deslocamentos, no
segundo, os deslocamentos causam um carregamento ao longo do fuste das estacas.
Ricci (1995) comenta que no projeto de estacas carregadas transversalmente devem
ser verificadas basicamente as condições de segurança adequada contra a ruptura tanto do solo
que envolve a estaca quanto do material que a compõe e os deslocamentos e deformações
angulares do topo da estaca aceitáveis para a estrutura.
2.1 Teoria da reação horizontal do solo
Importante observar que no projeto ou estudo de estacas carregadas horizontalmente é
necessário obter, não só, mas principalmente, os deslocamentos e os diagramas de esforços
(fletor e cortante) ao longo do comprimento da estaca, o que implica em resolver um
problema tridimensional bastante complexo, motivo pelo qual os métodos de cálculo baseados
em hipóteses simplificadoras, como os métodos utilizando a teoria de reação horizontal do
solo, baseado no problema da viga sobre apoio elástico, surgiram e tiveram seu uso
generalizado (CINTRA, 1981).
6
A solução do problema da viga sobre apoio elástico conta com o conceito de reação do
solo introduzido por Winkler em 1867 e, a partir de 1920, tem sido usado para calcular
tensões em estacas carregadas horizontalmente (CINTRA, 1981). No modelo de Winkler o
comportamento do solo é simulado por um conjunto de molas independentes e igualmente
espaçadas, como mostrado na Figura 2.1, considerando, portanto, que a reação do solo é
proporcional ao deslocamento do ponto analisado.
Terzaghi (1943) denominou a relação entre a pressão num certo ponto da superfície de
contato (entre o elemento de fundação e o solo) e o recalque produzido pela carga vertical
como coeficiente de reação vertical do solo k
s
. Analogamente, no problema da estaca
carregada horizontalmente, a relação entre a pressão horizontal e o respectivo deslocamento
pode ser denominada coeficiente de reação horizontal do solo k
h
. Uma comparação entre as
duas situações o significado destes coeficientes pode ser visualizada na Figura 2.1.
Viga apoiada no solo
Estaca
p=-k
s
.z
p=-k
h
.y
z
y
Figura 2.1: Representação do modelo de Winkler para a viga e para a estaca.
7
Este último problema é mais complexo que o da viga sobre apoio elástico. Enquanto
no caso da viga pode-se considerar que ela se apóia à superfície de um maciço semi-
indefinido (problema bi-dimensional), a estaca está enterrada nele (problema tri-dimensional),
como ilustrado na Figura 2.2.
Camada 1
Camada 2
Camada 3
Viga apoiada no solo
Estaca
Figura 2.2: Comparação entre a situação da viga apoiada no solo e a estaca.
Em realidade, a conceituação apresentada perde parte de seu sentido quando aplicada,
principalmente à medida que as dimensões transversais das estacas aumentam, como pode ser
observado na Figura 2.3. Como a estaca é “rígida” no plano horizontal (comparada com o
solo), a distribuição de pressão não é constante ao longo da face em contato com o solo e,
portanto, o valor de k
h
numa determinada profundidade também não (ALONSO, 1989);
mesmo que se utilize um valor médio de pressão, o valor de k
h
variaria com o diâmetro da
estaca, diminuindo com o aumento deste (TERZAGHI, 1955).
8
Carga por
unidade de
comprimento
Pressão
B
B
Figura 2.3: Transformação da pressão em carga linear.
Em todos os trabalhos recentes, todavia neste não será diferente, também pelas razões
apresentadas acima, prefere-se adotar uma notação mais moderna em que se define o módulo
de reação horizontal do solo K como a relação entre a reação do solo p (em unidade de força
por comprimento da estaca) e o correspondente deslocamento y, de simples correlação com a
notação anterior.
y
p
K = , [2.1]
BkK
h
⋅= [2.2]
Onde:
B = diâmetro ou lado da estaca
Matlock e Reese (1960) desenvolveram estudos que permitiram levar em conta os
casos de não-linearidade entre pressão e deslocamento. Em geral valor de K e a sua variação
com a profundidade dependem das características de deformação do solo. Assim, para uma
argila pré-adensada, em que o módulo de elasticidade é praticamente independente da
profundidade, pode-se admitir:
ctte
y
p
K == [2.3]
9
Já para uma areia pura, o módulo de elasticidade cresce de maneira aproximadamente
linear com a profundidade e então se pode assumir que a reação p exigida para produzir um
deslocamento y aumenta na proporção direta com a profundidade z, onde n
h
é a constante de
reação horizontal do solo, com unidades de [FL
-3
].
zn
y
p
K
h
⋅== [2.4]
2.1.1 Variação de K com a profundidade
O conhecimento da variação do valor de K ao longo da estaca é necessário na análise
do comportamento desta quando do uso da teoria de reação horizontal do solo.
Diversos autores discutiram e analisaram as diversas possibilidades de variação, como
Palmer e Thompson (1948), que apresentam a seguinte equação:
n
L
L
z
KK
= [2.5]
Onde:
K
L
= valor de K na ponta da estaca (z = L)
n = expoente empírico positivo
As hipóteses mais comuns são que n = 0 para argilas pré-adensadas, ou que o módulo
de reação é constante com a profundidade; e n = 1 para areias, ou que o módulo varia
linearmente com a profundidade.
Davisson e Prakash (1963) sugerem que n = 0,15 é um valor mais realístico para
argilas pré-adensadas, pois teria o efeito de incluir uma permissão para comportamento
plástico na superfície.
Davisson e Gill (1963) comentam que a recomendação de Terzaghi de admitir K
constante com a profundidade para solos coesivos pré-adensados é improvável, pois próximo
10
a superfície, K deve assumir um valor reduzido, uma variação mais realista seria a mostrada
na Figura 2.4(a). Já para areias, siltes e argilas normalmente adensados, K de fato varia de
forma aproximadamente linear com a profundidade, mas apenas próximo a superfície, região
que controla o comportamento da estaca; a provável variação real é mostrada na Figura
2.4(b).
VARIAÇÃO
REAL
VARIAÇÃO
ADMITIDA
z
K=p/y
VARIAÇÃO
REAL
z
K=p/y
VARIAÇÃO
ADMITIDA
(a) (b)
Figura 2.4: Variação de K com a profundidade para solos coesivos pré-adensados (a) e para siltes e argilas
normalmente adensadas (b).
Muitas formas de variação do módulo K com a profundidade são sugeridas na
literatura. No trabalho de Sherif (1974), por exemplo, são apresentadas 13 variações de K com
a profundidade, conforme característica do solo.
Davisson (1970) propõe uma variação de K em degrau para argila pré-adensada: da
superfície até uma profundidade 0,4R a argila teria o módulo de reação reduzido à metade
(0,5K) como mostra a Figura 2.5.
11
0,5 K
0,4 R
K
PROFUNDIDADE
MÓDULO DE REAÇÃO
VARIAÇÃO
REAL
VARIAÇÃO EM
DEGRAU
Figura 2.5: Variação de K para argilas pré-adensadas proposta por Davisson (1970).
Matlock e Reese (1960) analisaram duas formas gerais adequadas para expressar uma
variação contínua com a profundidade, sendo que as formas simples (K = ctte e K = n
h
.z) são
casos especiais de ambas as formas gerais; uma forma exponencial e forma polinomial:
n
zkK ⋅= , e [2.6]
2
210
zkzkkK ⋅+⋅+= [2.7]
Werner (1970) propõe a utilização de cinco diagramas distintos da variação de K com
a profundidade, conforme Figura 2.6:
K
L
z
K
K
L
z
K
K
L
z
K
K
L
z
K
K
L
z
K
L
L/2
L/4
Figura 2.6: Diagramas propostos por Werner (1970) para variação de K com a profundidade.
- Variação linear,
(
)
LzkK
L
/⋅=
,
12
- Variação parabólica de z = 0 até L,
(
)
(
)
[
]
LzLzKK
L
/2/
2
⋅+−= ;
- Variação parabólica de z = 0 até L/2;
- Variação parabólica de z = 0 até L/4, e
- K constante com a profundidade K=K
L
.
Atualmente os pesquisadores entram em consenso com as idéias de Terzaghi (1955) de
que refinamentos e sofisticações na função módulo de reação versus profundidade não são
justificáveis porque os erros nos resultados dos cálculos são muito pequenos comparados com
aqueles envolvidos na estimativa dos valores numéricos dos módulos de reação dos solos,
além de resultados satisfatórios poderem ser obtidos para a maioria dos casos práticos com
formas simples de variação do módulo de reação com a profundidade.
Além disso, a incerteza inerente à estimativa do comportamento do solo baseado em
ensaios convencionais é geralmente compatível com os pequenos erros que podem ser
introduzidos pelos uso de uma forma simples da função módulo de reação do solo versus
profundidade, tal como K = n
h
.z.
Segundo Alonso (1989), os erros na avaliação dos valores de K e n
h
têm pouca
influência nos cálculos dos esforços e deslocamentos pelos métodos correntes, pois nestes
métodos as determinações englobam uma raiz quarta (no caso de K = ctte) ou uma raiz quinta
(K = n
h
.z).
Outro consenso entre os pesquisadores reside na importância do valor do módulo
próximo à superfície. Assim, Matlock e Reese (1960) concluem que, para areias os valores de
K na região correspondente à profundidade relativa menor que a unidade (z/T < 1) dominam
claramente o comportamento da estaca. Davisson e Gill (1963) afirmam que para argilas, a
camada de solo que vai da superfície até profundidades de 0,2R a 0,4R exerce uma grande
influencia no comportamento da estaca, de modo que as investigações para determinar K
devem ser feitas principalmente nesta região. Segundo Broms (1964a) os deslocamentos na
13
superfície, para argilas pré-adensadas, dependem do valor do módulo de reação dentro de uma
profundidade crítica de 2,8R e 1,4R para estacas engastadas e livres, respectivamente.
2.1.2 Determinação do módulo de reação horizontal do solo
Cintra (1981) comenta que uma grande dificuldade para a aplicação prática da teoria
da reação horizontal do solo é estimar apropriadamente o valor do módulo de reação. A
natureza do solo é só um dos muitos fatores que influenciam o valor de K, portanto é
praticamente impossível estimá-lo utilizando somente ensaios de laboratório ou modelos
reduzidos.
A determinação do módulo de reação do solo é geralmente feita através de prova de
carga horizontal em uma estaca, prova de carga em placa ou correlações empíricas com outros
parâmetros do solo.
O uso de provas de carga em placa foi discutido por Terzaghi (1955) e Broms (1964a)
onde fica claro que o principal problema com este método é a extrapolação de resultados de
uma placa para uma estaca.
O ideal para provas de cargas em estacas seria o emprego da instrumentação de modo
que as reações e os deslocamentos ao longo da estaca possam ser medidos diretamente. Por
requerer tempo e prática, além de alto custo, a instrumentação de estacas não é muito utilizada
(POULOS e DAVIS, 1980).
Tornou-se de uso generalizado a opção de realização de provas de carga horizontal
medindo apenas os deslocamentos na cabeça da estaca, então é assumida uma distribuição
apropriada para K com a profundidade e este é calculado.
As correlações empíricas com outros parâmetros do solo encontradas em literatura em
geral são as seguintes:
14
- Para areias:
Admitindo-se então K = n
h
.z, Terzaghi (1955) propõe a seguinte expressão para a
constante de reação horizontal do solo:
35,1
γ
⋅
=
A
n
h
[2.8]
Onde:
A = coeficiente que depende da compacidade relativa da areia
γ = peso específico do solo em questão.
No Quadro 2.1, são mostrados os valores típicos de A e n
h
propostos por Terzaghi,
distinguindo-se os casos de areia seca (ou úmida) e areia submersa.
Quadro 2.1: Valores dos coeficientes A propostos por Terzaghi (1955).
n
h
(MN/m³)
Compacidade da areia
Variação dos
valores de A
Valores
adotados de
A
Areia seca (ou úmida)
Areia submersa
Fofa 100-300 200 2,5 1,5
Mediamente compacta 300-1000 600 7,0 4,5
Compacta 1000-2000 1500 18,0 11,0
Davisson (1970) apresenta um quadro (Quadro 2.2) com valores típicos de n
h
para
areias (aproximadamente proporcional à compacidade relativa), para siltes orgânicos
normalmente adensados e para turfas.
Quadro 2.2: valores típicos de n
h
, segundo Davisson (1970).
Tipo de
solo
n
h
(MN/m³)
Areia 2,8 - 28,0
Silte 0,1 - 0,8
Turfa 0,06
15
A Figura 2.7 apresenta um gráfico proposto por U. S. Navy (1962) de onde se pode
obter o valor de n
h
para areias ou argilas moles em função da densidade relativa da areia ou da
resistência à compressão simples da argila.
Figura 2.7: Constante de reação horizontal do solo n
h
(U.S. NAVY, 1962).
- Para argilas pré-adensadas:
Segundo Terzaghi (1955), podem ser considerados idênticos os valores de coeficiente
de recalque horizontal e vertical, para argilas rijas, recomendando a aplicação da seguinte
expressão para o cálculo de Kh, relacionados no Quadro 2.3:
1
5,1
1
sK
D
Kh ⋅
⋅
= [2.9]
Onde:
1sK
= coeficiente de reação vertical para placa quadrada de 0,305m de lado (1 ft).
D = lado ou diâmetro da estaca (em ft).
16
Quadro 2.3: Recomendação de Terzaghi (1955) para valores de Kh.
q
u
Variação de Valores propostos de
K
Consistência
da argila
(MN/m²)
1sK
(MN/m³)
1sK
(MN/m³)
(MN/m²)
Rija 0,10 - 0,20 16,0 - 32,0 24,0 5,0
Muito rija 0,20 - 0,40 32,0 - 64,0 48,0 10,0
Dura > 0,40 > 64,0 96,0 20,0
Cintra e Albiero (1982) também afirmam que para argilas pré-adensadas, o coeficiente
de recalque e o módulo de reação do solo são diretamente proporcionais à resistência do solo
à compressão simples. Outros autores, como Folque (1978) e Davisson (1970), propõem
valores de K em função da coesão não drenada, ou módulo de deformabilidade da argila.
Castro (1978), para estacas de concreto armado, sugere um intervalo para os valores
de K em função do módulo de elasticidade do solo Es [FL
-2
]:
0,4.Es < K < 0,6.Es
2.2 Tratamento teórico do problema da estaca carregada horizontalmente
Para o desenvolvimento da equação diferencial do problema da estaca carregada
horizontalmente, a teoria da reação horizontal do solo admite que o comportamento da mesma
seja semelhante ao de uma viga sobre apoio elástico.
Fazendo coincidir o eixo da viga com o eixo das cotas (z), chamando os
deslocamentos horizontais de y, e se EI é a rigidez da viga, as equações clássicas da
Resistência dos Materiais dizem que a rotação de uma seção qualquer, o momento fletor, o
esforço cortante e a reação do solo sobre a viga (por unidade de comprimento) serão
respectivamente:
dz
dy
S =
, [2.10]
17
2
2
dz
yd
M =
, [2.11]
EI
dz
yd
Q
3
3
=
e [2.12]
EI
dz
yd
p
4
4
=
. [2.13]
Estabelecendo uma função adequada para a reação do solo
p
, pode-se então integrar
sucessivas vezes, obtendo em qualquer seção o esforço cortante, o momento fletor, a rotação e
o deslocamento horizontal.
Cintra (1981) comenta que a reação do solo
p
pode ser função de diversas variáveis,
como as propriedades da estaca, as relações tensão-deformação do solo, a profundidade do
ponto considerado, o nível de deslocamento da estaca, a velocidade de carregamento, o
número de ciclos de carregamento, etc. De fato seria difícil uma função que contemplasse
todas estas variáveis, mesmo que seja utilizada, complicaria muito a resolução da equação
diferencial do problema.
A reação do solo não é uma função linear do deslocamento da estaca. Para reações do
solo inferiores a um terço ou metade da capacidade de carga lateral, a relação
p
-
y
pode ser
expressa adequadamente pelo módulo tangente, enquanto que, para reações maiores o módulo
secante é mais apropriado; isto é, considera-se o módulo de reação do solo como sendo a
inclinação de uma reta secante traçada pela origem e por algum ponto da curva
p
-
y
, ou de uma
tangente, de acordo com o exposto acima (CINTRA, 1981).
18
K=p/y
y
p
SECANTE
TANGENTE
CURVA p-y
Figura 2.8: Curva p-y típica e módulo calculado pela secante e pela tangente.
O recurso geralmente utilizado é a hipótese simplificadora de Winkler, como
explanada anteriormente no item 2.1: a reação do solo
p
é proporcional ao deslocamento
y
. De
onde se pode observar também a relação mostrada anteriormente na Equação 2.1:
yKp
⋅
−
=
Aqui surge o sinal negativo, pois a reação do solo, em realidade, tem sentido oposto ao
deslocamento da estaca, o que torna a Equação 2.14 (Equação 2.1, como mostrada acima,
inserida na Equação 2.13), a equação diferencial do problema de uma estaca carregada
lateralmente.
0
4
4
=⋅+ yK
dz
yd
EI
[2.14]
O módulo de reação horizontal do solo pode variar de uma maneira arbitrária com a
profundidade e com o deslocamento, contudo, geralmente, se considera K como uma função
apenas da profundidade.
As soluções para a equação diferencial acima podem ser obtidas analíticas ou
numericamente, sendo que as soluções analíticas são disponíveis apenas na forma conveniente
de K constante ao longo da estaca. Admitindo o caso de K constante com a profundidade e se
19
a estaca for considerada de comprimento infinito a equação diferencial pode ser resolvida
mais facilmente obtendo a Equação 2.15:
(
)
)cossin(cossin
zDzCezBzAey
zz
λλλλ
λλ
⋅+⋅+⋅+⋅⋅=
−
[2.15]
Onde:
EI
K
4
=
λ
= constante com unidade [L
-1
]
e
= base dos logaritmos neperianos
A, B, C e D = constantes de integração
Examinando-se as funções
e
λz
, sinλ
z
e cosλ
z
pode-se notar que para grandes valores de
z
,
y
assume um valor infinito apenas se A e B forem praticamente nulos. Com a introdução
das condições de contorno na cabeça da estaca determinam-se as constantes C e D.
Por exemplo, para o caso de uma estaca cuja cabeça seja livre submetida a uma força
P
H
normal ao eixo, na superfície do terreno, tem-se:
0
=
z ; 0
=
M 0
2
2
=⋅→ EI
dz
yd
0
=
→
C
0
=
z ;
H
PQ =
H
PEI
dz
yd
=⋅→
3
3
3
2
λ
⋅
=→
EI
P
D
H
Portanto chega-se à equação do deslocamento:
( )
ze
EI
P
y
z
H
λ
λ
λ
cos
2
3
−
⋅
⋅
=
[2.16]
De onde se podem deduzir por diferenciação, as equações que dão a rotação, o
momento fletor, o esforço cortante e a reação do solo em função da profundidade
z
:
( )
zze
EI
P
S
z
H
λλ
λ
λ
cossin
2
2
+⋅
⋅
−
=
−
[2.17]
( )
ze
P
M
z
H
λ
λ
λ
sin
−
⋅=
[2.18]
(
)
zzePQ
z
H
λλ
λ
sincos
−⋅=
−
[2.19]
(
)
zePp
z
H
λλ
λ
cos2
−
−=
[2.20]
20
2.2.1 Rigidez relativa estaca-solo
Na resolução da equação diferencial utilizou-se uma constante λ que envolve
parâmetros característicos da estaca e do solo e que, portanto, expressa uma relação entre a
rigidez do solo e a rigidez à flexão da estaca. Pode-se então definir um fator de rigidez
relativa estaca-solo, definição esta que depende da forma da variação do módulo de reação
com a profundidade.
Para o caso genérico de uma variação exponencial do módulo de reação com a
profundidade (
K = k.z
n
) é conveniente definir o
fator de rigidez relativa estaca-solo
como:
4+
=
n
k
EI
[2.21]
De onde se podem obter, para dois casos particulares, as respectivas expressões para o
fator de rigidez relativa:
4
K
EI
R =
[2.22]
Para K constante com a profundidade (n = 0) e
5
h
n
EI
T =
[2.23]
Para K linearmente variável com a profundidade (n = 1).
Neste trabalho, seguindo a recomendação de Cintra (1981), utiliza-se R e T com
unidade [L]. Pode-se notar que λ
= 1 / (1,414.R)
.
O comprimento da estaca influencia bastante na análise da rigidez do conjunto estaca-
solo, em geral os autores classificam as estacas carregadas horizontalmente em flexíveis ou
rígidas em função do comprimento adimensional (L/R ou L/T). Davisson (1970) sugere a
seguinte classificação, apresentada no Quadro 2.4, abaixo.
21
Quadro 2.4: Classificação das estacas quanto a rigidez, segundo Davisson (1970).
Estaca flexível
L/R > 4 (ou L/T > 4)
Estaca intermediária
L/R = 2 - 4 (ou L/T = 2 - 4)
Estaca rígida
L/R < 4 (ou L/T < 4)
Esta classificação é importante, pois, claro está, o comportamento é influenciado pela
rigidez da estaca em consideração. Assim, uma estaca rígida tem os deslocamentos devidos
essencialmente a uma rotação de corpo rígido, enquanto em uma estaca flexível os
deslocamentos são devidos à flexão.
Segundo Cintra (1981), considera-se as estacas flexíveis como sendo infinitamente
longas, pois as soluções para L/T = 4 são as mesmas que para L/T = 5, 10 e infinito, o que
simplifica o problema, pois apenas um conjunto de soluções (L/T = 4, por exemplo) é
aplicável a quase todos os casos.
2.2.2 Solução clássica da equação diferencial
São apresentadas duas soluções clássicas da equação diferencial do problema da estaca
carregada horizontalmente baseadas na adoção de formas simples da variação do módulo de
reação horizontal com a profundidade. Na primeira solução atribui-se ao solo um módulo de
reação constante (solução de Hetényi) e, na segunda, o módulo de reação é suposto variar
linearmente com a profundidade (solução de Miche).
- Solução com K constante:
Segundo Davisson (1963), desde cerca de 1920, vários pesquisadores apresentaram
soluções para a equação diferencial com a hipótese de K constante com a profundidade. Mas a
solução considerada clássica é a obtida por Hetényi (1946) para o caso de estacas infinitas
(L/R > 5,6).
22
Deslocamento horizontal da cabeça da estaca ao nível do terreno:
( )
( )
2
0
0
414,1
2
414,1
2
RK
M
RK
P
y
H
⋅
+
⋅
=
[2.24]
Momento fletor máximo à uma profundidade
(
)
Rz ⋅⋅=
414,170,0
:
(
)
0max
70,0414,132,0
MRPM
H
⋅+⋅⋅⋅=
[2.25]
- Solução com K variável:
A equação diferencial também pode ser resolvida para o caso de K ser variável com a
profundidade, como no caso de
K = n
h
.z
, onde a reação do solo pode ser descrita como
p =
n
h
.z.y
, e então a equação diferencial do problema fica:
0
4
4
=⋅⋅+ yzn
dz
yd
EI
h
[2.26]
Essa equação foi integrada, provavelmente, pela primeira vez por Miche (1930),
considerando a estaca de comprimento infinito solicitada por uma força horizontal P
H
aplicada na superfície do terreno.
Deslocamento horizontal da cabeça da estaca ao nível do terreno:
EI
TP
y
H
3
0
40,2
=
[2.27]
Momento fletor máximo à uma profundidade
Tz
⋅
=
32,1 :
TPM
H
79,0
max
=
[2.28]
A uma profundidade 3 vezes maior (
T
z
⋅
=
4
), os valores de momento fletor e do
esforço cortante são muito pequenos e podem ser desprezados. Assim, uma estaca com
comprimento igual ou maior do que 4.
T, pode ser calculada como se fosse de comprimento
infinito, e é o que acontece usualmente. Por outro lado, se o comprimento da estaca for menor
que 1,5.T, a estaca deverá ser calculada como rígida, segundo Miche (1930), que obteve para
este caso:
23
TPM
H
25,0
max
= [2.29]
Para comprimentos intermediários Miche (1930) sugere uma interpolação.
2.3 Método de Matlock e Reese (1961)
Matlock e Reese (1961) apresentam um método de cálculo de uma estaca solicitada na
superfície do terreno por uma força horizontal P
H
e por um momento M
0
, no caso do módulo
de reação horizontal do solo variar linearmente com a profundidade (K = n
h
.z) e da estaca ter
grande comprimento (L/T > 4). Os referidos autores também elaboraram métodos para outros
casos de L/T e outras variações de K com a profundidade, não explanados aqui, porém podem
ser facilmente encontrados em Ricci (1995) e Del Pino Jr. (2003), bem como maiores detalhes
deste método e da obtenção dos coeficientes adimensionais para qualquer caso.
Os efeitos da carga e do momento aplicados são considerados separadamente e,
posteriormente, superpostos, como mostra a Figura 2.9. Assim, se y
P
representa o
deslocamento horizontal devido à aplicação da carga horizontal P
H
e se y
M
é o deslocamento
causado pelo momento M
0
, o deslocamento total será:
MP
yyy +=
[2.30]
24
L
P
H
M
0
P
H
M
0
Figura 2.9: Superposição de efeitos utilizada por Matlock e Reese (1961)
Utilizando os princípios da análise dimensional, Matlock e Reese (1961) obtiveram a
solução para o deslocamento da estaca em uma profundidade z:
y
M
y
P
H
C
EI
TM
C
EI
TP
y
2
0
3
+= [2.31]
Onde
y
P
C e
y
M
C são coeficientes adimensionais para os deslocamentos devidos à
aplicação da carga horizontal e do momento, respectivamente.
De modo análogo as outras soluções podem ser expressas pelas equações:
Rotação da estaca:
S
M
S
P
H
MP
C
EI
TM
C
EI
TP
SSS
0
2
+=+= [2.32]
Momento fletor:
M
M
M
PHMP
CMTCPMMM
0
+=+= [2.33]
Esforço cortante:
Q
M
Q
PHMP
CMCPQQQ
0
+=+= [2.34]
Reação do solo:
p
M
p
P
H
MP
C
T
M
C
T
P
ppp
2
0
+=+= [2.35]
25
Nestas expressões, os coeficientes adimensionais C passam a ser funções apenas da
profundidade relativa Z = z/T. Para o caso de estacas longas (L/T = 5) e com a consideração
de K = n
h
.z os autores obtiveram os valores de C do Quadro 2.5.
Quadro 2.5: Coeficientes adimensionais de Matlock e Reese para estacas com L/T = 5 e K = n
h
.z.
T
z
Z =
y
P
C
S
P
C
M
P
C
Q
P
C
p
P
C
y
M
C
S
M
C
M
M
C
Q
M
C
p
M
C
0,0 2,435
-1,623
0,000
1,000
0,000
1,623
-1,750
1,000
0,000
0,000
0,1 2,273
-1,618
0,100
0,989
-0,227
1,453
-1,650
1,000
-0,007
-0,145
0,2 2,112
-1,603
0,198
0,956
-0,422
1,293
-1,550
0,999
-0,028
-0,259
0,3 1,952
-1,578
0,291
0,906
-0,586
1,143
-1,450
0,994
-0,058
-0,343
0,4 1,796
-1,545
0,379
0,840
-0,718
1,003
-1,351
0,987
-0,095
-0,401
0,5 1,644
-1,503
0,459
0,764
-0,822
0,873
-1,253
0,976
-0,137
-0,436
0,6 1,496
-1,454
0,532
0,677
-0,897
0,752
-1,156
0,960
-0,181
-0,451
0,7 1,353
-1,397
0,595
0,585
-0,947
0,642
-1,061
0,939
-0,226
-0,449
0,8 1,216
-1,335
0,649
0,489
-0,973
0,540
-0,968
0,914
-0,270
-0,432
0,9 1,086
-1,268
0,693
0,392
-0,977
0,448
-0,878
0,885
-0,312
-0,403
1,0 0,962
-1,197
0,797
0,295
-0,962
0,364
-0,792
0,852
-0,350
-0,364
1,2 0,738
-1,047
0,767
0,109
-0,855
0,223
-0,629
0,775
-0,141
-0,268
1,4 0,544
-0,893
0,772
-0,056
-0,761
0,112
-0,482
0,668
-0,456
-0,157
1,6 0,381
-0,741
0,746
-0,193
-0,609
0,029
-0,354
0,594
-0,477
-0,047
1,8 0,247
-0,596
0,696
-0,298
-0,445
-0,030
-0,245
0,498
-0,476
0,054
2,0 0,142
-0,464
0,628
-0,371
-0,283
-0,070
-0,155
0,404
-0,456
0,140
3,0 -0,075
-0,040
0,225
-0,349
0,226
-0,089
0,057
0,059
-0,213
0,268
4,0 -0,05 0,052
0,000
-0,106
0,201
-0,028
0,049
-0,042
0,017
0,112
5,0 -0,009
0,025
-0,033
0,013
0,046
0,000
0,011
-0,026
0,029
-0,002
Na Figura 2.11 são mostradas, para um problema típico, as curvas de deslocamento,
rotação, momento fletor, esforço cortante e reação do solo como funções da profundidade,
com convenção de sinais proposta, vista na Figura 2.10.
+z
+y +S
+M
+Q
+p
Figura 2.10: Convenção de sinais para o método de Matlock e Reese (1961).
26
PH
M0
z
y S M
Q
p
Figura 2.11: Deformações, esforços e reação de um problema típico, conforme profundidade.
2.4 Determinação de n
h
através de provas de carga
De acordo com Miguel (1996), Alizadeh e Davisson (1970) foram os precursores na
apresentação de curvas obtidas de provas de carga horizontais realizadas em solos arenosos,
apresentando-as com n
h
no eixo das ordenadas e y
0
no eixo das abscissas.
Para a confecção dessas curvas, os referidos autores utilizaram a expressão de Matlock
e Reese (1961) para o deslocamento, no caso da aplicação de apenas uma carga horizontal na
superfície do terreno:
EI
T
Py
H
3
0
435,2 ⋅⋅= [2.36]
Inserindo a Equação 2.36, acima, na Equação 2.23,obtemos a expressão simplificada
para cálculo de n
h
:
( )
( ) ( )
3
2
3
5
0
3
5
42,4
EIy
P
n
H
h
⋅
⋅
= [2.37]
27
Cintra (1981) descreve dois métodos para cálculo do deslocamento da estaca no nível
do terreno (y
0
) em função do deslocamento do topo da estaca (y
t
).
- Método A:
Considera-se a hipótese de que a estaca esteja engastada a uma profundidade L
f
a
partir da superfície do terreno, como mostrado na Figura 2.12. Igualando-se o deslocamento y
t
da cabeça da estaca obtido na prova de carga com a flecha calculada pela Resistência dos
Materiais para uma estaca de comprimento e+L
f
engastada na ponta (condição equivalente),
onde e é a distância entre o ponto de aplicação da carga e a superfície do terreno, pode-se
determinar a profundidade de engastamento L
f
, como mostra as Equações 2.38, abaixo.
(
)
e
P
yEI
L
EI
LeP
y
H
t
f
fH
t
−
⋅⋅
=
⇒
⋅
+
=
3
3
3
3
[2.38]
Em seguida, calcula-se o deslocamento y
0
(à superfície do terreno) pela Equação 2.39,
abaixo.
+
+
+
−=
3
0
3
2
2
ff
t
Le
e
Le
e
y
y [2.39]
28
P
H
e
y
t
Lf
y
0
Figura 2.12: Situação proposta pelo método A para cálculo de deslocamento da estaca na superfície do terreno.
- Método B:
Para o caso de uma carga horizontal aplicada no topo da estaca, a uma distância e
acima da superfície do terreno, e o dispositivo de leitura dos deslocamentos encontrar-se
fixado no nível do ponto de aplicação da carga horizontal, Cintra (1981) generalizou,
utilizando a proposta de Kocsis (1971), uma expressão para correlacionar o deslocamento
horizontal do topo da estaca (onde foram realizadas as leituras, y
t
) com o deslocamento na
superfície do terreno (y
0
), ilustrada na Figura 2.13, mostrada na Equação 2.40, utilizando as
29
expressões e coeficientes adimensionais de Matlock e Reese (1961), já mostrados nas
Equações 2.31 e 2.32, e no Quadro 2.5.
210
yyyy
t
++= [2.40]
Onde:
y
0
= deslocamento da estaca na superfície do terreno, pela Equação 2.31.
y
1
= -S
0
.e, sendo S
0
a rotação na cabeça da estaca, pela Equação 2.32.
y
2
=
EI
eP
H
3
3
⋅
y
0
y
1
y
2
S
0
Figura 2.13: Proposta de Kocsis (1971) para decomposição do deslocamento medido no topo da estaca.
Nota-se, após esta apresentação dos métodos de correlação entre y
0
e y
t
, que a única
variável do problema cujo cálculo do valor ainda não fora definido é T, que pode ser
facilmente obtida testando a raiz mais conveniente do polinômio de terceiro grau que se
30
formará na Equação 2.31 ou na Equação 2.40, respectivamente para Método A ou Método B,
uma vez que todas as outras variáveis são conhecidas. Atentar para o fato de que, pelo
Método B, o valor de y
0
propriamente dito somente poderá ser calculado após a obtenção do
valor de T e este for aplicado na Equação 2.31.
Pela Equação 2.23 facilmente chega-se a Equação 2.41, abaixo, onde o valor de n
h
pode ser calculado para cada estágio de carregamento.
5
T
EI
n
h
= [2.41]
Cintra (1981) avaliou qual dos métodos acima seria mais adequado para o caso em que
o ponto de aplicação da carga horizontal está acima do terreno, ao compará-los observou uma
concordância muito boa entre os resultados, e observou que ambos os métodos são eficazes
para determinação de y
0
, conhecido y
t
da prova de carga.
Com os dados conseguidos confecciona-se curvas P
H
x y
0
e n
h
x y
0
, dando
prosseguimento às análises necessárias, isto é, escolhendo um intervalo adequado de y
0
para
obtenção do valor de n
h
na prova de carga em questão.
Alizadeh e Davisson (1970) realizaram provas de carga horizontal em diversos tipos
de estacas (madeira, concreto protendido, tubo metálico e perfil “H” metálico) aplicadas em
região de subsolo essencialmente constituído por areia fina a média e areia siltosa, com nível
d’água praticamente na superfície. Com base em seus resultados, comentam que um único
valor de n
h
não pode ser obtido por causa das características não lineares da curva carga x
deslocamento e que para deslocamentos inferiores a 6,35mm o n
h
é fortemente dependente do
deslocamento, mas para deslocamentos mais elevados n
h
é relativamente insensível com o
deslocamento.
Com base nas constatações citadas acima, os referidos autores recomendam, em
projetos, ignorar os valores de n
h
extremamente altos para pequenos deslocamentos, e adotar
um valor de n
h
correspondente a um nível de deslocamento compreendido entre 6,35 mm e
31
12,7 mm. Cintra (1981) nota que as cargas horizontais que provocam deslocamentos da ordem
de 12,7 mm são significativamente maiores do que as cargas horizontais de trabalho
geralmente utilizadas em projetos.
Cintra (1981) estudou 6 provas de carga realizadas no Pólo Petroquímico de
Camaçari-BA, sendo 5 estacas do tipo Franki e 1 do tipo escavado, aplicadas em subsolo
arenoso. Em análise dos resultados, o autor concorda com as constatações de Alizadeh e
Davisson (1970), porém, recomenda inicialmente, para adoção em projeto, um valor de n
h
para um intervalo de deslocamento compreendido entre 4 e 8 mm.
Miguel (1996) analisou provas de carga em estacas apiloadas, escavadas, Strauss e raiz
em solo arenoso e colapsível e também optou por utilizar o intervalo de deslocamento
compreendido entre 6 e 12 mm.
Há, portanto, um consenso entre os pesquisadores, bastante visível nas curvas n
h
x y
0
e
previsível pelas características das equações de Matlock e Reese (1961): para pequenos
deslocamentos o valor de n
h
apresenta-se bastante elevado, enquanto para deslocamentos
elevados, n
h
é praticamente insensível ao deslocamento. Sugere-se, generalizadamente, a
utilização de um intervalo de deslocamento onde o valor de n
h
não seja tão sensível e nem tão
insensível ao deslocamento.
2.5 Reforço para absorver cargas horizontais em estacas
Apesar de o reforço do solo ao redor do fuste da estaca ser uma alternativa interessante
em vários aspectos para a neutralização (ou contribuição para neutralização) de cargas
horizontais, pouco é difundido ou sequer estudado no meio científico.
32
Broms (1972) sugeriu alguns métodos para aumentar a resistência de estacas
submetidas a carregamentos horizontais. A maioria consiste em aumentar a rigidez da estaca,
ou mesmo do conjunto estaca-solo, como apresentado na Figura 2.14.
P
H
P
H
P
H
P
H
P
H
P
H
Areia ou
pedregulho
Talões
Colarinho
Pilão
Vigas
Estacas curtas
Figura 2.14: Possibilidade de reforços sugeridos por Broms (1972).
Em Menezes et al. (2004) encontra-se descrito um procedimento realizado com uma
estaca de concreto protendido, pré-fabricada especialmente para aquela pesquisa, com
17x17 cm cravada em solo colapsível e poroso no campo experimental de Mecânica dos Solos
e Fundações da FEIS/UNESP em Ilha Solteira-SP.
Para o trabalho supracitado foram realizados três ciclos de carregamentos com
incrementos de 1,0 kN junto ao topo da estaca. No primeiro ciclo foram efetuados
carregamentos que, somados, deslocaram a estaca horizontalmente em 20 mm, quando houve
o descarregamento foi aplicado um segundo ciclo que deslocou a estaca mais 20 mm. Após a
33
realização dos dois ciclos iniciais fora efetuada uma escavação (1,5x1,5x1,5) m
3
no solo, ao
redor da estaca, para executar uma compactação do mesmo até o nível do terreno
anteriormente existente. Em seguida, procedeu-se a rotina para a realização do terceiro ciclo
de carregamento com o solo compactado até deslocamento de 20 mm.
O diagrama de carga versus deslocamento da estaca ensaiada por Menezes et al.
(2004) encontra-se na Figura 2.15, onde nota-se relevantes acréscimos de carga para obtenção
dos mesmos deslocamentos no ciclo realizado após a compactação do solo. Foi calculado
ainda o valor do coeficiente de reação horizontal do solo (n
h
), apresentado no Quadro 2.6,
utilizando a expressão proposta por Alizadeh e Davisson (1970), determinados para um
intervalo de deslocamentos compreendidos entre 6,0 e 12,0 mm, onde pode ser observado um
relevante acréscimo no valor do n
h
referente ao terceiro ciclo de carregamentos (após
compactação do solo).
Figura 2.15: Diagrama carga x deslocamento (MENEZES et al., 2004).
34
Quadro 2.6: Valores do coeficiente de reação horizontal (n
h
) calculados por Menezes et al. (2004).
1
o
carregamento
2
o
carregamento 3
o
carregamento
n
h
(kN/m³) n
h
(kN/m³) n
h
(kN/m³)
1275 509 4069
Um trabalho bastante recente é o de Miranda Jr. (2006), apesar de extenso, aqui será
apresentado somente o tocante ao reforço de solo-cimento que este pesquisador realizou ao
redor do fuste de estacas de diversos tipos, com o formato de um bloco cúbico de 1,0 m em
planta, centralizado com os fustes como mostra a Figura 2.16, e 1,0 m abaixo do nível inicial
do terreno, preenchido com solo-cimento compactado, como pode ser observado na Figura
2.17, que mostra o processo de compactação do solo-cimento na escavação.
As provas de carga foram realizadas nas situações de solo natural, solo reforçado com
solo-cimento e solo reforçado com solo-cimento e pré-inundado, no Campo Experimental de
Mecânica dos Solos e Fundações da FEAGRI/UNICAMP em Campinas-SP.
1,0 m
1,0 m
P
H
Estaca
Solo-cimento
Chapa onde foram
lidos os deslocamentos
do bloco de solo-cimento
0,1 m
Figura 2.16: Croqui do posicionamento e dimensões do bloco de solo-cimento (MIRANDA Jr., 2006).
35
Figura 2.17: Processo de execução do bloco de solo-cimento compactado (MIRANDA Jr., 2006).
Os resultados obtidos por Miranda Jr. (2006) mostraram-se bastante satisfatórios para
os diversos tipos de estacas ensaiados. Em todas as provas de carga realizadas com o solo-
cimento compactado houve, em média, aumento de 100% nas cargas aplicadas para atingir o
mesmo deslocamento.
Em Ferreira et al.(2006) encontra-se a descrição de outro trabalho, um tanto quanto
parecido com o de Miranda Jr. (2006), realizado no Campo Experimental de Mecânica dos
Solos e Fundações da FEB/UNESP em Bauru-SP.
Os autores acima citados realizaram 6 provas de carga horizontal em uma estaca
apiloada, com 25 cm de diâmetro e 4 m de profundidade, armada com 4 barras de 10mm de
diâmetro, sendo 3 destas provas de cargas realizadas com o solo normal (sem reforço), 2 na
condição natural (PC N SSC) e 1 com pré-inundação (PC I SSC) cujas curvas carga versus
deslocamento horizontal são apresentadas na Figura 2.18(a); e mais 3 provas de carga com um
reforço de solo-cimento idêntico ao realizado na pesquisa de Miranda Jr. (2006), 2 na
condição natural (PC N CSC) e 1 com pré-inundação (PC I CSC), cujas curvas carga versus
deslocamento horizontal são apresentadas na Figura 2.18(b).
36
(a) (b)
Figura 2.18: Curvas de carga versus deslocamento horizontal do obtidas por Ferreira et al. (2006).
Os resultados obtidos por Ferreira et al. (2006) mostraram acréscimo de capacidade de
carga para o solo na condição normal de 350% após reforço e para a situação de pré-
inundação um acréscimo de capacidade de carga de 90% após reforço, mostrando que a
colapsibilidade do solo também afetou o acréscimo de capacidade de carga oferecido pelo
reforço de solo-cimento.
A viabilidade econômica e ambiental da idéia de um reforço de solo-cimento ao redor
do fuste de estacas com finalidade de absorver cargas horizontais é visualmente clara, porém a
possibilidade da viabilidade técnica, além de intuitiva, pode ser notada pelas informações
apresentadas na bibliografia comentada acima.
Zammataro (2007) comenta que alguns profissionais aconselham a utilização de
concreto magro para melhoria do comportamento horizontal da estaca, justificando que os
cuidados na compactação da mistura solo-cimento, bem como a dificuldade para obtenção de
solo com granulometria adequada são, muitas vezes, fatores que acabam aumentando o custo
final da obra, além de gerar patologias devido à execução incorreta do trabalho.
37
2.6 O trabalho de Del Pino Jr. (2003)
Del Pino Jr. (2003) estudou a interação solo-estrutura para estacas escavadas com
trado mecânico, de concreto armado (com diâmetro de 32 cm e embutida no solo 8,71 m),
instaladas em solo arenoso de comportamento elástico-linear, solicitadas por carregamento
horizontal, através da execução e análise de provas de carga, no Campo Experimental da
UNESP em Ilha Solteira-SP, cujas características geológicas e geotécnicas são apresentadas
no Capítulo 4 do presente texto.
A partir das curvas de carga horizontal versus deslocamento horizontal do topo da
estaca, obtidas nas provas de carga (Figura 2.19), o referido autor calculou y
0
pelo método do
comprimento de engastamento (L
f
), já apresentado no item 2.4, obteve a variação do
coeficiente de reação horizontal do solo (n
h
) em função do deslocamento horizontal na
superfície do terreno (y
o
), por meio do método de Alizadeh e Davisson (1970) (item 2.4),
cujos resultados são apresentados na Figura 2.20, e calculou as deformações ao longo da
estaca pelo método de Matlock e Reese (1961) (item 2.3) e Reese (1977). Maiores detalhes
podem ser encontrados em Del Pino Jr. (2003).
Os deslocamentos (Figura 2.21), as rotações (Figura 2.22), os momentos fletores
(Figura 2.23), os esforços cortantes (Figura 2.24) e as pressões atuantes no solo (Figura 2.25),
foram calculados pelo método de Matlock e Reese (1961) por ser um método clássico e de
uso corrente, e pelo método de Reese (1977), pois fazia parte dos objetivos do autor analisar o
comportamento das estacas considerando ou não a variação da rigidez flexional (EI) das
estacas, o que não se consegue fazer utilizando o primeiro método. Aqui serão apresentados
somente os resultados obtidos pelos cálculos através do método de Matlock e Resse (1961),
não considerando a variação da rigidez flexional, por serem estes os dados necessários para
38
comparação nesta pesquisa, porém, estes e os demais resultados podem ser encontrados em
Del Pino Jr. (2003).
0,0
2,0
4,0
6,0
8,0
10,0
12,0
14,0
16,0
18,0
0,0 10,0 20,0 30,0 40,0
P
H
(kN)
y
t
(mm)
Estaca 1
Estaca 2
Figura 2.19: Curvas de deslocamento horizontal do topo da estaca x carregamento horizontal (DEL PINO Jr.,
2003).
0,0
50,0
100,0
150,0
200,0
250,0
0,0 5,0 10,0 15,0
y
o
(mm)
n
h
(MN/m³)
Estaca 1
Estaca 2
Figura 2.20: Curvas de coeficiente de reação horizontal do solo x deslocamento horizontal na superfície do
terreno (DEL PINO Jr., 2003).
39
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
-5 0 5 10 15 20
Deslocamentos (mm)
Profundidade (m)
Estaca 1
Estaca 2
Figura 2.21: Curvas de deslocamentos horizontais x profundidade (DEL PINO Jr., 2003).
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
-10 -8 -6 -4 -2 0 2
Rotações (rad)
Profundidade (m)
Estaca 1
Estaca 2
Figura 2.22: Curvas de rotações x profundidade (DEL PINO Jr., 2003).
40
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
-20 0 20 40 60
Momentos fletores (kN.m)
Profundidade (m)
Estaca 1
Estaca 2
Figura 2.23: Curvas de momentos fletores x profundidade (DEL PINO Jr., 2003).
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
-20 0 20 40 60
Esforços cortantes (kN)
Profundidade (m)
Estaca 1
Estaca 2
Figura 2.24: Curvas dos esforços cortantes x profundidade (DEL PINO Jr., 2003).
41
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
-60 -40 -20 0 20
Reação no solo (kN/m)
Profundidae (m)
Estaca 1
Estaca 2
Figura 2.25: Curvas de reações do solo x profundidade (DEL PINO Jr., 2003).
Del Pino Jr. (2003) ainda realizou uma apresentação dos principais métodos de cálculo
de deformações e de análise da segurança à ruptura do conjunto estaca-solo. Também
realizou um estudo sobre influência da variação da rigidez flexional nos resultados das
análises. Nem todos os métodos apresentados são adaptáveis para a consideração da variação
da rigidez flexional, mas foram descritos em seu trabalho por serem clássicos. Já os métodos
numéricos foram estudados com profundidade em sua formulação teórica, visando adaptá-los
para a referida consideração.
Algumas tabelas e análises dos respectivos resultados ainda serão apresentadas, em
tempo adequado.
A apresentação desta pesquisa faz-se necessária neste texto pelo fato de a presente
pesquisa nada mais ser do que a continuidade das realizadas pelo referido autor, porém,
diferença principal há no tocante ao reforço executado no solo ao redor do fuste das estacas,
para posterior carregamento horizontal e subseqüente análise.
Os principais métodos de cálculo de deformações, de uso menos corrente e não
utilizados neste texto, bem como os métodos de análise da segurança à ruptura do solo não
42
são apresentados por, como comentado, em geral serem clássicos e poderem ser encontrados
facilmente em diversos trabalhos, como Zammataro (2007), Del Pino Jr. (2003), Miguel
(1996), Alonso (1989), Ricci (1995), Cintra (1981), e diversos outros.
43
3
33
3
SOLO
SOLOSOLO
SOLO-
--
-CIMENTO COM RESÍDUO DE CONCRETO
CIMENTO COM RESÍDUO DE CONCRETOCIMENTO COM RESÍDUO DE CONCRETO
CIMENTO COM RESÍDUO DE CONCRETO
Há muito tempo o solo vem sendo usado como material de construção civil. Cytryn
(1957) afirma que a construção com solo foi a primeira solução encontrada pelo homem
primitivo para edificar abrigos eficientes contra as hostilidades do meio ambiente, sobretudo
em situações onde o manuseio de pedras e madeira apresentava certo grau de dificuldade.
O solo utilizado em conjunto com pedras e madeiras foi sem dúvida o material que
mais serviu de base para as origens da construção civil, devido principalmente ao baixo custo
e pela facilidade de obtenção e manuseio.
Cytryn (1957) relata descobertas arqueológicas em diversas localidades da China
(incluindo a Grande Muralha), Índia, Síria, Palestina, Pérsia, Egito, Grécia e Itália,
evidenciando o uso do solo como material de construção e cujos métodos foram disseminados
em extensas áreas da Europa, onde hoje se localizam a França, a Alemanha e a Inglaterra.
Na Europa ainda existem castelos que foram edificados tendo o solo como material
básico, resistindo às ações do tempo até hoje. No Brasil, a utilização do solo como material de
construção iniciou-se por intermédio dos exploradores portugueses. Grande parte das cidades
históricas, como Ouro Preto-MG, tem o solo como constituinte básico das construções mais
antigas.
Desde o começo da utilização do solo na construção civil, sua a adequação se faz
necessária para melhorar suas características mecânicas e durabilidade. Essas melhorias
podem ser conseguidas de diversas formas, no geral, utilizadas em conjunto: estabilização
química (como quando do uso de aditivos, cal ou cimento), física (como correção
granulométrica) e mecânica (como compactação).
44
3.1 Estabilização do solo com cimento
Milani (2005) define a estabilização do solo, em um sentido amplo, como sendo a
modificação das características do sistema solo-água-ar com a finalidade de se obter
propriedades necessárias a uma aplicação particular. Agentes estabilizadores como o cimento,
a cal, aditivos químicos, fibras vegetais ou mesmo a estabilização granulométrica e a
compactação, vêm sendo utilizados em larga escala para essa finalidade.
Na estabilização do solo com cimento ocorrem reações de hidratação dos silicatos e
aluminatos presentes no cimento, formando um gel que preenche parte dos vazios da massa e
une os grãos adjacentes do solo, conferindo a ele resistência inicial. Convém considerar que a
hidratação do cimento ocorre com a liberação de hidróxido de cálcio (Ca(OH)
2
), o qual pode
contribuir para floculação das argilas através de uma reação pozolânica (PETRUCCI, 1978).
Paralelamente, ocorrem reações iônicas que provocam a troca de cátions das estruturas
dos argilominerais do solo com os íons de cálcio, provenientes da hidratação do cimento
adicionado. Devido a esta troca, o solo torna-se mais granular, a adesividade é reduzida, a
sensibilidade à variação de umidade e a variação volumétrica se tornam menores (MILANI,
2005).
Além destas modificações iniciais, Abiko (1980) afirmou que, ao longo do tempo,
formam-se compostos cimentantes que contribuem para o melhoramento de propriedades do
material (resistência, durabilidade, estabilidade volumétrica).
Pinto (1983) resume muito bem este mecanismo ao dizer que a estabilização de solos
com cimento consiste na verdade em uma espécie de concreto: havendo a hidratação do
cimento, as partículas do solo atuam como micro-agregados.
45
3.2 Granulometria e correção granulométrica
Teoricamente, qualquer tipo de solo poderia ser estabilizado com cimento. Entretanto,
do ponto de vista econômico e de trabalhabilidade isto não é verdadeiro, limitando assim a
faixa de solos estabilizáveis. De um modo geral, o custo de fabricação do solo-cimento
aumenta com o teor de argila do solo (SILVEIRA, 1966 apud RIBEIRO, 2002). Assim sendo,
o fator mais importante a ser considerado na estabilização é o tipo de solo.
A Associação Brasileira de Cimento Portland (ABCP) (1986) mostra que, segundo o
Highway Research Board (HRB), o solo a ser estabilizado com cimento deve apresentar
diâmetro máximo dos grãos de 75 mm, quantidade passante na peneira 4 (abertura de 4,76
mm) maior que 50%, passante na peneira 40 (abertura de 0,42 mm) maior que 15%, passante
na peneira 200 (abertura de 0,074 mm) menor que 50%, limite de liquidez menor que 40% e
limite de plasticidade menor que 18%.
ABCP (1986) divide os solos em três tipos: os solos arenosos e pedregulhosos com
cerca de 10 a 35% de fração silte mais argila são considerados os mais favoráveis à
estabilização com cimento; solos arenosos deficientes em finos, que são considerados tão
bons quanto os anteriores, apenas havendo mais dificuldades quanto à compactação e
acabamento, e solos siltosos e argilosos que apresentam dificuldade na pulverização do
cimento.
De uma maneira geral, os solos economicamente viáveis para serem empregados na
estabilização com cimento são aqueles que exigem a menor quantidade possível do
aglomerante e que não tornem difícil a execução do processo. Portanto, pode-se dizer que, em
condições ideais estariam os solos tropicais que apresentassem 15% de silte mais argila, 20%
de areia fina, 30% de areia grossa e 35% de pedregulho (RIBEIRO, 2002).
46
Segantini (2000) observa que os solos arenosos são considerados os mais adequados,
argumentando que a existência de grãos de areia grossa e pedregulhos é benéfica, pois são
materiais inertes e têm apenas a função de enchimento. Isso favorece a liberação de
quantidades maiores de cimento para aglomerar os grãos menores.
Os solos devem ter, no entanto, um teor mínimo de fração fina, pois a resistência
inicial do solo-cimento deve-se à coesão da fração fina compactada (SEGANTINI, 2000).
Torna-se evidente a importância de um cuidado especial no tocante a granulometria do
solo a ser estabilizado. Segantini (1994) elaborou um quadro comparativo mostrando as
proporções ideais dos grãos constituintes do solo segundo alguns autores, aqui representado
no Quadro 3.1.
3.3 Histórico e usos do solo-cimento
O solo-cimento é o produto resultante da mistura íntima de solo, cimento portland e
água que, compactados ao teor ótimo de umidade e sob a máxima densidade, em proporções
previamente estabelecidas, adquire resistência e durabilidade através das reações de
hidratação do cimento (ABCP, 1986).
É facilmente percebido que as principais variáveis que influenciam as propriedades do
solo-cimento são, como afirmado por Silveira (1966 apud SEGANTINI, 2000), o tipo do
solo, teor de cimento, teor de umidade, compactação e homogeneidade da mistura, além de
fatores como idade e tempo de cura da mistura.
47
Quadro 3.1: Critério de seleção de solo para uso em solo-cimento (SEGANTINI, 1994).
Areia Silte Argila Silte+argila
LL
Autores
(%) (%) (%) (%) (%)
CINVA (1963)
45 - 80 - - 20 - 25 -
ICPA(1973)
60 - 80 10 - 20 5 - 10 - -
Merril (1949)
> 50 - - - -
MAC (1975)
40 - 70 < 30 20 - 30 - -
CEPED (1984)
45 - 90 - < 20 10 - 55 45 - 50
PCA (1969)
65 - - 10 - 35 -
De acordo com Freire (1976), a utilização do cimento como agente estabilizador de
solos teve início nos EUA em 1916, quando foi empregado para solucionar problemas
causados pelo tráfego de veículos de rodas não pneumáticas. Desde então, o solo-cimento teve
grande aceitação, passando a ser utilizado na construção e pavimentação de estradas de
rodagem e vias urbanas, construção de aeroportos e acostamentos, revestimento de barragens
de terra e canais de irrigação, fabricação de tijolos, pavimentação de pátios industriais e de
áreas destinadas ao estacionamento de veículos, construção de silos aéreos e subterrâneos,
construção de casas e pavimentação de estábulos, além de muitas outras aplicações.
O interesse pelo assunto no Brasil se deu a partir de 1936, através da ABCP, que
regulamentou, fomentou e pesquisou a sua aplicação, levando em 1941 à pavimentação do
aeroporto de Petrolina-PE. A rede pavimentada com solo-cimento no Brasil alcançava, em
1970, a casa dos 7500 quilômetros (SEGANTINI, 2000).
Portanto, trata-se de um material cujas características técnicas atendem plenamente
aos requisitos de desempenho para a aplicação em diversas situações, como base para
pavimentos rodoviários e aeroportuários, confecção de tijolos maciços e blocos para
alvenaria, proteção de taludes de barragens de terra, revestimento de canais, etc., (ABCP,
1986; CEPED, 1984; SILVA, 1992 e NASCIMENTO, 1994).
Segantini (2000) classifica o solo-cimento em duas categorias: solo-cimento
compactado (SCC) e solo-cimento plástico (SCP). No caso do SCC, a água deve ser
adicionada em quantidade suficiente, de modo a possibilitar a máxima compactação e a
48
ocorrência das reações de hidratação do cimento. Para o caso do SCP, a água deve ser
adicionada até que se obtenha um produto de consistência plástica, de aspecto similar ao de
uma argamassa de emboço.
3.4 Dosagem do solo-cimento
Os critérios para a dosagem do solo-cimento, em sua maioria, foram elaborados tendo
em vista a sua aplicação como elemento de base para pavimentos rodoviários e
aeroportuários.
De acordo com o CEPED (1984), a quantidade de cimento a ser utilizada na dosagem
deve ser feita em função das características do solo, do teor de umidade e da densidade a ser
obtida no processo de compactação.
Pinto (1980) ressalta que a quantidade de cimento a ser incorporada ao solo depende
da intenção de resultado. Diz esse autor que dois grãos de solo fortemente unidos pelo
cimento, uma vez separados, não voltam mais a apresentar a mesma coesão. Desse modo, na
determinação do teor de cimento, os estudos foram dirigidos no sentido de garantir a
permanência da coesão quando o solo-cimento é solicitado, tanto pela ação do tráfego, como
pelos esforços provenientes das variações de temperatura e de umidade. Com esse objetivo, os
técnicos da Portland Cement Association (PCA) elaboraram ensaios de durabilidade em que
os corpos-de-prova são submetidos a ciclos de molhagem/ secagem e congelamento/ degelo,
vale ressaltar então, que o objetivo desses ensaios é a verificação da durabilidade e não da
simples resistência ao desgaste, como muitas vezes é interpretado.
Pinto (1980) também mostra que os pesquisadores ingleses consideram adequado o
uso de teores de cimento capazes de conferir, aos sete dias de cura, resistência à compressão
igual ou superior a 1,75 MPa. São também empregados ensaios de durabilidade do tipo
49
molhagem/ secagem e congelamento/ degelo, cujos resultados são expressos em função do
decréscimo de resistência. O autor ainda afirma que os métodos de ensaio padronizados pelas
normas inglesas, no entanto, diferem bastante dos métodos adotados pela PCA, nos quais são
considerados, inclusive, aspectos relacionados às dimensões dos corpos-de-prova, processo de
compactação e sistemas de cura.
A experiência brasileira baseia-se nos métodos de dosagem da PCA. Embora em
outros países tenham sido desenvolvidos procedimentos diferentes, falta-lhes o que
justamente é a maior recomendação, ou seja, a comprovação de seus resultados por um grande
número de obras executadas e em uso, com enorme variedade de solos, das mais diversas
origens e regiões (SEGANTINI, 2000).
De acordo com a ABCP (1986), a dosagem do solo-cimento é feita através de ensaios
de laboratório, seguida da interpretação dos resultados por meio de critérios pré-estabelecidos.
O resultado final consiste na fixação de três variáveis: quantidade de cimento, quantidade de
água e massa específica aparente seca máxima. As duas últimas, entretanto, sofrem pequenas
oscilações, dadas as variações de campo que ocorrem nas características do solo. Assim, essas
variáveis passaram a ser tomadas apenas como elemento de controle e, com isso, o objetivo da
dosagem passou a ser somente a fixação da quantidade adequada de cimento.
ABCP (1986) traz a completa descrição das normas de dosagem de solo-cimento
propostas pela PCA. Seus resultados, desde 1932, têm comprovação em inúmeros serviços
executados com solos de diversas origens, em diferentes regiões do mundo, inclusive no
Brasil, após 1939.
A PCA dispõe de uma norma geral e de uma norma simplificada para a dosagem do
solo-cimento. De acordo com a ABCP (1986), a norma geral de dosagem pode ser resumida
nas seguintes operações:
- Identificação e classificação do solo;
50
- escolha do teor de cimento para o ensaio de compactação;
- execução do ensaio de compactação;
- escolha dos teores de cimento para o ensaio de durabilidade;
- moldagem de corpos-de-prova para o ensaio de durabilidade;
- execução do ensaio de durabilidade por molhagem e secagem; e
- escolha do teor de cimento adequado em função dos resultados do ensaio.
A grande demanda de tempo, principalmente para os ensaios de durabilidade, que
requerem cerca de quarenta dias, é a maior desvantagem prática da norma geral proposta pela
PCA. Procurou-se, então, correlacionar os resultados dos ensaios com outros de execução
mais rápida.
Com base na correlação estatística de resultados de ensaios de durabilidade e
resistência à compressão simples em corpos-de-prova de solo-cimento, aplicados a mais de
2400 tipos de solos arenosos, a PCA apresentou a norma simplificada de dosagem, a qual
pode ser resumida nas seguintes operações:
- Ensaios preliminares do solo;
- ensaio de compactação do solo-cimento;
- determinação da resistência à compressão simples aos sete dias; e
- comparação entre a resistência média obtida aos sete dias e a resistência admissível
para o solo-cimento produzido com o solo em estudo.
Segundo a ABCP (1986), o fundamento desse método, comprovado pelos ensaios
realizados, é a constatação de que um solo arenoso com determinada granulometria e massa
específica aparente seca máxima irá requerer, de acordo com o critério da perda de massa no
ensaio de durabilidade, o mesmo teor de cimento indicado por este ensaio, desde que alcance
resistência à compressão, aos sete dias, superior a um determinado valor mínimo, estabelecido
estatisticamente na série de ensaios de comparação realizada.
51
O procedimento, daí resultante, foi materializado em ábacos de fácil e direta
utilização. O uso desse método restringe-se a solos que contenham, no máximo, 50% de
partículas com diâmetro equivalente inferior a 0,05 mm (silte mais argila) e, no máximo, 20%
de partículas com diâmetro equivalente inferior a 0,005 mm (argila).
No Quadro 3.2 são apresentados os teores de cimento recomendados pela ABCP
(1986) e utilizados pelo Laboratório Central de Engenharia Civil da CESP, em Ilha Solteira-
SP (LCECC), na dosagem das misturas de solo-cimento, conforme a classificação do solo
pela Highway Research Board (HRB) da American Association of State Highway and
Transportation Officials (AASHTO). Apresentam-se no, Quadro 3.3, os teores de cimento
requeridos por solos arenosos e no, Quadro 3.4, os teores de cimento requeridos por solos
siltosos e argilosos, para o ensaio de durabilidade.
Quadro 3.2: Teor de cimento indicado para o ensaio de compactação (ABCP, 1986).
Teor de cimento
Classificação
HRB
(%)
A1-a
5
A1-b
6
A2
7
A3
8
A5
10
A5
10
A6
12
A7
13
Quadro 3.3: Teor de cimento para solos arenosos (ABCP, 1986).
Peso específico aparente seco máximo (kN/m³)
Pedregulho
grosso
Silte+argila
16,80 a 17,6 a 18,40 a 19,20 a 20,00 a 20,80 ou
(%) (%) 17,59 18,39 19,19 19,99 20,79 mais
0 - 19
10 9 8 7 6 5
0 - 14 20 - 39
9 8 7 7 5 5
40 - 50
11 10 9 8 6 5
0 - 19
10 9 8 6 5 5
15 - 29 20 - 39
9 8 7 6 6 5
40 - 50
12 10 9 8 7 6
0 - 19
10 8 7 6 5 5
30 - 45 20 - 39
11 9 8 7 6 5
40 - 50
12 11 10 9 8 6
52
Quadro 3.4: Teor de cimento para solos siltosos e argilosos (ABCP, 1986).
Peso específico aparente seco máximo (kN/m³)
Silte
14,40 a 15,20 a 16,00 a 16,80 a 17,60 a 18,40 a 19,20 ou
Índice
de
grupo
(%) 15,19 15,99 16,79 17,59 18,39 19,19 mais
0 - 19
12 11 10 8 8 7 7
20 - 39
12 11 10 9 8 8 7
40 - 50
13 12 11 9 9 8 8
0-3
> 60
- - - - - - -
0 - 19
13 12 11 9 8 7 7
20 - 39
13 12 11 10 9 8 8
40 - 50
14 13 12 10 10 9 8
4-7
> 60
15 14 12 11 10 9 9
0 - 19
14 13 11 10 9 8 8
20 - 39
15 14 11 10 9 9 9
40 - 50
16 14 12 11 10 10 9
8-11
> 60
17 15 13 11 10 10 10
0 - 19
15 14 13 12 11 9 9
20 - 39
16 15 13 12 11 10 10
40 - 50
17 16 14 12 12 11 10
12-15
> 60
18 16 14 13 12 11 11
0 - 19
17 16 14 12 12 11 10
20 - 39
18 17 15 14 13 11 11
40 - 50
19 18 15 14 14 12 12
16-20
> 60
20 19 16 15 14 13 12
3.5 Resíduo de concreto triturado
3.5.1 Reutilização de resíduos de construção e demolição
A elevada geração de resíduos sólidos, determinada pelo acelerado desenvolvimento
da economia, bem como o emergente “iluminismo ambiental” que, tem ampliado muito as
noções da população sobre sustentabilidade, coloca como inevitável a adesão às políticas de
valorização dos resíduos e de sua reciclagem em praticamente todas as regiões do planeta.
Historicamente, a atividade construtiva sempre se caracterizou como grande geradora
de resíduos e potencial consumidora dos resíduos gerados por ela mesma ou por outras
atividades humanas de transformação. Como exemplo mais antigo e corriqueiro no Brasil
53
pode-se citar os casos do asfalto e dos produtos betuminosos, que são subprodutos da
atividade refinadora de petróleo.
A reciclagem de resíduos da própria construção é praticada há milênios, sendo comuns
na história das civilizações antigas exemplos de resíduos de construções de um determinado
período histórico tornar-se insumo básico para a construção de edificações do período
seguinte (PINTO, 1999).
Pinto (1999) cita o uso de blocos de concreto britados como agregado para novos
produtos de concreto na Alemanha, em torno de 1860. Comenta ainda que os primeiros
estudos sistemáticos sobre as características dos agregados reciclados têm início neste mesmo
país, em 1928. No entanto, o uso significativo de resíduos de construção e demolição (RCD)
reciclados só veio acontecer após a Segunda Guerra Mundial, em resposta à necessidade de
satisfazer a enorme demanda por materiais de construção, além de remover os escombros das
cidades européias.
A então República Federal da Alemanha herdou da guerra um volume entre 400 e 600
milhões de metros cúbicos de escombros, dos quais foram reciclados cerca de 11,5 milhões de
metros cúbicos, que possibilitaram a produção de 175.000 unidades habitacionais até o ano de
1955 (SCHULZ e HENDRICKS, 1992).
Num segundo momento, passam a se interessar pela reciclagem dos RCD os países e
regiões da Europa que têm deficiências na oferta de materiais granulares: Holanda,
Dinamarca, Bélgica e regiões da França.
Pode-se caracterizar a ocorrência hoje em dia de um terceiro momento, em que os
interesses de diversos países e regiões estão ancorados também na necessidade de solucionar
o destino de expressivos volumes de RCD gerados em regiões urbanas cada vez mais
adensadas, bem como minimizar a exploração de recursos naturais.
54
Diante do cenário atual, Pinto (1999) nota que os processos de gestão dos resíduos em
canteiro, de sofisticação dos procedimentos de demolição, de especialização no tratamento e
reutilização dos RCD, vão conformando um respeitável e sólido ramo da engenharia civil.
Respeitável e sólido, principalmente, pelo fato de ser atento à necessidade de não
sobrecarregar a natureza com rejeitos, em grande parte evitáveis, e à necessidade de usar de
forma racional recursos finitos, cuja extração ocasiona as mais diversas interferências no meio
sócio-ambiental adjacente.
A areia, em diversas situações, pode ser um bom exemplo de patrimônio natural que
poderia ser preservado pela utilização de RCD.
3.5.2 Redução do uso da areia natural
Os principais locais de produção de areia são várzeas e leitos de rios, depósitos
lacustres, mantos de decomposição de rochas, arenitos e pegmatitos decompostos. No Brasil,
70% da areia é produzida em leito de rios e 30% nas várzeas (DNPM, 2005).
Por ser fatídica a importância da redução de impactos ambientais e por não se tratar de
objeto de estudo neste trabalho, não serão explanados em detalhes os impactos ambientais
causados pela extração de areia natural, porém convém apresentar algumas informações
como, por exemplo, as encontradas por Lelles et al. (2005), que, utilizando um check-list,
encontrou 49 impactos ambientais, sendo 36 negativos e apenas 13 positivos, em situações de
extração de areia em cursos d’água. Bitar (1997) enumera diversos impactos ambientais
negativos quando da extração de areia em situações diversas, principalmente próxima a áreas
urbanizadas.
55
Areia e pedra britada caracterizam-se por grandes volumes produzidos relativamente
ao consumo de outros insumos para as aplicações a que se destinam. No concreto, por
exemplo, os agregados respondem por 80% do volume total.
O transporte responde por até 2/3 do preço final dos produtos (DNPM, 2005), o que
impõe a necessidade de produzi-los de forma mais próxima possível do mercado, que são os
aglomerados urbanos, ocasionando diversos tipos de interferências ambientais, transtornos e
até prejuízos para a saúde pública.
Quando mais afastados dos aglomerados urbanos, como a extração em leito de rio, os
prejuízos não são menores, afetando de formas drásticas as inter e intra relações dos meios
sócio-ambientais.
Em 2004, foram produzidos 187,0 milhões de toneladas de areia destinadas ao uso
como agregado para construção civil e, com um consumo da ordem de 37,2 milhões de
toneladas de areia, a região metropolitana de São Paulo é o maior mercado consumidor de
agregados do país (DNPM, 2005).
Uma situação com grandes possibilidades de ser ecologicamente correta,
economicamente sustentada, tecnologicamente eficiente e socialmente justa não pode ser
deixada sem divulgação de uso e conhecimento popular. A utilização de resíduos de concreto
(RC) em substituição à areia natural é uma situação que se enquadra nos atributos lançados
acima.
3.5.3 Utilização do RCD como agregado para concreto
Após ter sido devidamente beneficiado, o RCD normalmente apresenta características
físicas e mecânicas suficientes para substituir em proporções adequadas a areia natural em
diversas situações.
56
Zordan (1997) mostrou em seu estudo que a resistência à compressão aos 28 dias,
obtida nos concretos com entulho, representou 49%, 62% e 93% da resistência do concreto
usual para os traços de 1:3, 1:5 e 1:7, respectivamente. Este resultado permitiu indicar o traço
pobre (1:7) como bastante satisfatório para execução de obras não estruturais, tais como obras
de infra-estrutura urbana (guias, sarjetas, poços de visita).
Nos estudos desenvolvidos por Silva e Canêdo (1999, apud FONSECA et al., 2001), o
concreto estudado era composto por agregados miúdos reciclados com distribuição
granulométrica equivalente à da areia lavada de rio utilizada no traço de referência. Em sua
pesquisa as autoras concluíram que o concreto reciclado com 100% de substituição do
agregado miúdo obteve resistências de 77%, 90% e 93% da resistência do concreto de
referência para os traços 1:3,5, 1:5 e 1:6,5, respectivamente. E com a substituição de 50% da
areia natural por areia reciclada, os resultados de resistência foram da ordem de 90% dos
obtidos no traço com agregados naturais.
Mehta e Monteiro (1994) desencorajam o uso de agregados miúdos reciclados em
concreto, argumentando que o agregado proveniente da reciclagem de resíduo de concreto
possui fragmentos contaminados por pasta endurecida de cimento, gipsita e outras substâncias
em menor quantidade. Mas, ainda assim, esses autores comentam, baseados em vários
estudos, que quando comparado ao concreto com agregado natural, o concreto do agregado
reciclado teria no mínimo dois terços da resistência à compressão e do módulo de
elasticidade, bem como trabalhabilidade e durabilidade satisfatórias.
Fonseca et al. (2001) citam a ação cancerígena do pó deste material quando inalado.
Vale lembrar que esta situação pode ser perfeitamente contornada quando de uma maior
humanização do trabalho, isto é, sendo garantida a integridade física e evolução cultural do
trabalhador, a curto e longo prazo.
57
Mehta e Monteiro (1994) comentam também que o maior obstáculo levantado quanto
ao emprego desta técnica diz respeito ao custo da britagem, graduação, controle do pó e
separação dos constituintes indesejáveis, mas contra argumentam da seguinte forma: “com
base no maior trabalho, já realizado, de reciclagem de pavimento de concreto, o Michigan
State Department of Transportation, de Michigan-EUA, publicou que o entulho reciclado
pela britagem do pavimento existente foi mais barato do que usar, inteiramente, material
novo”.
Um dos questionamentos mais levantados no tocante ao uso de agregados reciclados
de RCD é a durabilidade deste novo compósito, comumente colocada em dúvida,
principalmente pelo fato simples de aquele não ser um material natural, portanto menos nobre
e menos inerte (se menos inerte, é mais sujeito à reações deletérias), implicando em maiores
possibilidades de surgimento de situações e reações desinteressantes.
Levy (2001) apresenta resultados mostrando que o incremento de resíduos de concreto
e alvenaria até o teor de 20%, não afeta o comportamento do concreto em relação ao de
referência, demonstrando que poderão ser utilizados, sem qualquer restrição, quanto à
resistência e à durabilidade.
A absorção de água e índice de vazios nos concretos com agregados graúdos
reciclados de alvenaria apresentaram uma tendência crescente com o acréscimo do teor de
reciclados. Nos concretos produzidos com agregados reciclados, independentemente de sua
granulometria e de sua origem (alvenaria ou concreto), a carbonatação e a difusão do CO
2
está
relacionada muito mais à relação a/c e ao consumo de cimento do que com ao tipo de
agregado reciclado. Os resíduos miúdos de alvenaria para utilização como agregado em
concreto demonstram excelente desempenho como redutores da carbonatação (LEVY, 2001).
Tal fato comprova que não se deve entender que a durabilidade de um concreto possa
ser atrelada exclusivamente à sua porosidade, pois propriedades importantes como a
58
carbonatação são fenômenos físico-químicos que algumas vezes ocorrem de forma inversa à
absorção.
3.5.4 Resíduo de concreto (RC)
Dentre os vários materiais descartados pelas obras de construção civil e de infra-
estrutura, os rejeitos de concreto constituem a fração mais importante pela sua quantidade,
características físico-químicas e potencialidade de reciclagem (OLIVEIRA, 2002).
O agregado de RC é constituído de agregado graúdo, agregado miúdo e pasta de
cimento. Pela sua constituição observa-se que é rico em rejeitos minerais e se torna matéria-
prima de grande importância para a produção de materiais reciclados de aplicação nobre.
O material produzido com resíduos de concreto reciclado se apresenta como uma
alternativa promissora para a construção civil, principalmente, como agregado miúdo na
produção de concreto, com e sem função estrutural, como explanado anteriormente.
Outro uso bastante satisfatório do RC triturado é a correção granulométrica de solos
excessivamente finos para a produção de solo-cimento.
3.6 Correção granulométrica de solos com resíduos
Como fora mostrado anteriormente (item 3.2), é comum utilizar-se da técnica de
correção granulométrica do solo a ser estabilizado com cimento, seja acrescentando fração
arenosa (quando do uso de solo excessivamente argiloso) ou acrescentando certa quantidade
de solo argiloso (quando do uso de solo excessivamente arenoso), a fim de obter um material
com as características granulométricas mais adequadas, como comentado.
59
Os RCD e RC podem ser usados satisfatoriamente para melhorar granulometricamente
um solo demasiadamente fino, como demonstrado por diversos autores.
Silveira (2005) adicionou RCD em diversas porcentagens de massa a fim aumentar a
quantidade de partículas grossas do solo a ser estabilizado com cimento. Nesta publicação,
encontram-se descritos ensaios de resistência à compressão, absorção de água, determinação
da perda de massa, variação de umidade e variação de volume produzidas por ciclos de
molhagem e secagem de corpos-de-prova, que evidenciaram a exeqüibilidade da aplicação do
RCD como agregado em compósito solo-cimento nas proporções de adição de 50, 75 e 100%
(da massa de solo), atendendo as especificações para este emprego.
Souza (2006) realizou correção granulométrica de solos destinados à produção de
solo-cimento com RC triturado, apresentando resultados bastante satisfatórios, e comentando
ainda que o RC triturado mostrou-se um excelente material para corrigir a granulometria dos
solos, de modo a torná-los mais arenosos e mais propícios à confecção do solo-cimento.
Em seus estudos, Souza (2006) produziu uma mistura entre solo e RC triturado,
acrescentando RC em até 60% do valor da massa de solo, e, em função dessa massa de
mistura, produziu solo-cimento com três teores de cimento. Este autor observou que até a
quantidade de 40% de acréscimo de resíduo houve aumento significativo de resistência, e que
de 40% para 60% houve pequeno aumento.
Por antecipação, informa-se agora que nesta pesquisa o solo utilizado no reforço de
solo-cimento foi estabilizado granulometricamente com adição RC no valor de 100% da
massa de solo, isto é, a mistura de solo e resíduo terá 50% de sua massa constituída por solo e
o restante por resíduo de concreto triturado, a fim de analisar o comportamento de tal
situação, praticamente não estudada.
60
4
44
4
LOCAL DE REALIZAÇÃO DA PESQUISA
LOCAL DE REALIZAÇÃO DA PESQUISALOCAL DE REALIZAÇÃO DA PESQUISA
LOCAL DE REALIZAÇÃO DA PESQUISA
A presente pesquisa foi realizada no Campo Experimental de Mecânica dos Solos e
Fundações da UNESP em Ilha Solteira-SP, onde diversas pesquisas já foram realizadas,
originando resultados utilizados em teses, dissertações e outros trabalhos de pesquisadores
pertencentes ou não à UNESP. A Figura 4.1 apresenta, marcado em vermelho, a localização
geográfica do município de Ilha Solteira-SP.
Figura 4.1: Localização geográfica do município de Ilha Solteira-SP.
4.1 Caracterização geológica
Conforme descrito em Souza (1993), a região de Ilha Solteira-SP situa-se na bacia
sedimentar do Paraná, encontrando-se basalto em muitas áreas cobertas por sedimentos do
grupo Bauru, compostos essencialmente por arenitos de granulação fina e coloração
61
avermelhada, resultando, como manto de alteração, um solo arenoso com teor variável de
argila.
Este solo é bastante poroso, pouco denso e muito erodível; torna-se colapsível quando
inundado sob carregamentos, pois o mesmo foi submetido a um intenso processo de
laterização, principalmente em razão de alternadas e bem definidas estações de chuva e seca,
acarretando uma contínua lixiviação de seus sais e óxidos solúveis.
O solo superficial é pouco compacto, devido à sua origem recente, sem estratificação,
originado de rochas que sofreram intemperismo e erosão, na maioria das vezes o arenito
Bauru. O contato do solo superficial com as formações subjacentes é facilmente observável,
devido a uma camada de seixos (quartzo e limonita transportada), encontrada no campo
experimental a uma profundidade de 12 m e com uma espessura de 0,6 m (Souza, 1993).
O solo característico da região de Ilha Solteira-SP também ocorre em grande parte da
área superficial do Estado de São Paulo, o que amplia a importância de pesquisas realizadas
nesta região (SOUZA, 1993).
4.2 Caracterização geotécnica
Na Figura 4.3 nota-se a disposição das estacas no campo experimental e também são
apresentadas a localização das sondagens SPT, dos ensaios CPT, realizados por Menezes
(1997) e do poço de inspeção.
62
Figura 4.2: Disposição das estacas de teste, sondagens SPT, ensaios CPT, no Campo Experimental da UNESP
em Ilha Solteira-SP (SEGANTINI, 2000).
63
6
,
0
m
6,0 m
6
,
0
m
6,0 m 6,0 m
ESTACA 1
ESTACA 2
Figura 4.3: Disposição das estacas de teste e de reação utilizadas por Del Pino Jr., (2003), em destaque as
utilizadas nesta pesquisa.
A Figura 4.3 apresenta o detalhe da localização das estacas ensaiadas por Del Pino Jr.
(2003), e as que serão reensaiadas nesta pesquisa após reforço (somente a Estaca 1 e Estaca
2), em destaque.
A Figura 4.4 apresenta o perfil do solo do campo experimental e os valores
disponíveis das sondagens SPT (S1); a resistência de ponta e o atrito lateral unitário máximo
do ensaio CPT (D1). São apresentados estes dados pelo fato de ser as sondagens e ensaios
mais próximos às estacas em estudo, como observado na Figura 4.2.
64
Figura 4.4: Perfil do solo e resultados das sondagens SPT-1 e ensaios CPT-1 (DEL PINO Jr., 2003).
Nos Quadros 4.1, 4.2 e 4.3 é apresentada toda a caracterização geotécnica do campo
experimental. No Quadro 4.1 são apresentados os limites de Atterberg e os parâmetros de
granulometria do solo, conforme profundidade. No Quadro 4.2 são apresentados os índices
físicos, em valores médios por profundidade: massa específica natural (ρ
ρρ
ρ), umidade natural
(
w
), massa específica dos sólidos (ρ
ρρ
ρ
s
), índice de vazios (
e
), porosidade (
n
) e grau de saturação
(
S
r
). Estes valores foram obtidos através de análises de amostras indeformadas. No Quadro
4.3 são apresentados todos os parâmetros do ensaio de compactação: umidade natural,
umidade ótima (
w
ót
) e peso específico aparente seco máximo (γ
γγ
γ
d,máx
), bem como grau de
compactação (
GC
) do solo em estado natural.
65
Quadro 4.1: Limites de Atterberg e parâmetros de granulometria (MENEZES, 1997).
Profundidade
LL LP
Areia
média
Areia
fina
Silte Argila
(m) (%) (%) (%) (%) (%) (%)
1 23 14 4 59 8 29
2 24 15 4 59 8 29
3 24 17 4 65 11 20
4 26 16 3 56 8 33
5 27 16 3 56 8 33
6 28 17 4 58 5 33
7 29 18 3 55 15 27
8 28 16 3 57 42 28
9 28 16 3 57 12 28
10 28 16 3 53 12 32
11 28 16 3 54 17 26
12 29 17 3 57 11 29
13 29 17 3 52 15 30
14 28 17 3 52 17 28
15 28 17 4 53 18 25
LL: limite de liquidez, LP: limite de plasticidade.
Quadro 4.2: Índices físicos (MENEZES, 1997).
Profundidade
ρ
ρρ
ρ
w
ρ
ρρ
ρ
s
n S
r
(m) (g/cm³) (%) (g/cm³)
e
(%) (%)
1 1,60 9,4 2,69 0,84 46 30
2 1,48 5,6 2,71 0,94 48 16
3 1,49 9,5 2,72 1,00 50 26
5 1,48 3,4 2,72 0,90 47 10
7 1,59 5,4 2,71 0,79 44 19
9 1,84 17 2,71 0,73 42 65
11 1,77 9,8 2,72 0,69 41 38
13 1,88 17 2,71 0,68 40 67
15 1,70 10 2,72 0,77 44 35
66
Quadro 4.3: Parâmetros do ensaio de compactação (MENEZES, 1997).
Profundidade
w w
ót
γ
γγ
γ
d,máx
GC
(m) (%) (%) (kN/m³) (%)
1 10,9 11,7 19,6 74
2 11,7 11,2 19,7 71
3 11,2 11,3 19,7 69
4 11,4 11,8 19,5 -
5 11,8 12,6 19,4 74
6 11,9 12,5 19,2 -
7 12,1 12,3 19,1 79
8 12,2 12,5 19,2 -
9 12,2 12,1 19,3 81
10 12,2 12,2 19,4 -
11 11,0 12,2 19,4 83
12 11,6 12,1 19,2 -
13 11,5 12,1 19,3 83
14 11,7 12,2 19,4 -
15 11,6 12,1 19,3 80
Informações mais detalhadas sobre a caracterização geológica e geotécnica do campo
experimental podem ser encontradas em Del Pino Jr. (2003), Peixoto (2001), Segantini
(2000), Menezes (1997) e Souza (1993).
67
5
55
5
SOLO
SOLOSOLO
SOLO-
--
-CI
CICI
CIMENTO PARA EXECUÇÃO DO REFORÇO
MENTO PARA EXECUÇÃO DO REFORÇOMENTO PARA EXECUÇÃO DO REFORÇO
MENTO PARA EXECUÇÃO DO REFORÇO
A utilização de solo-cimento para execução do reforço objeto desta pesquisa foi
escolhida também pelo fato deste material apresentar menor custo e ser de simples execução.
A simples compactação do solo ao redor do fuste da estaca, como a realizada por
Menezes et al. (2004) talvez não ofereça contribuição suficiente para neutralização de cargas
horizontais em alguns casos, principalmente em solos colapsíveis, em contrapartida, a
utilização de concretos ou outros materiais de elevada resistência e suficientemente moldáveis
torna-se inviável, considerando a elevada resistência (conseqüente custo financeiro e
ambiental) frente à magnitude das cargas horizontais em estacas.
Em virtude do exposto no item 3.1 ao 3.4, referente à forma de dosagem de solo-
cimento, à correção granulométrica do solo para confecção de solo-cimento e à substituição
da areia natural por RCD ou RC, bastante explanados em todo o Capítulo 3, fora escolhido
como materiais constituintes do solo-cimento os apresentados no item 5.1, caracterizados e
ensaiados pelos métodos, a saber:
- ABNT (1986) [NBR 6457 – Preparação de amostras de solo e ensaio de
caracterização];
- ABNT (1984) [NBR 6508 - Determinação da massa específica dos grãos];
- ABNT (1984) [NBR 7181 – Análise granulométrica de solos];
- ABNT (1984) [NBR 6459 - Determinação do limite de liquidez];
- ABNT (1984) [NBR 7180 - Determinação do limite de plasticidade], e
- ABNT (1986) [NBR 7182 – Ensaio de compactação].
68
5.1 Materiais
5.1.1 Solo
O solo utilizado para confecção do solo-cimento é característico das camadas
superficiais do subsolo da região do município de Ilha Solteira-SP. Caracterizado conforme as
normas técnicas nacionais, citadas acima, e classificado segundo a HRB.
- Caracterização do solo:
A caracterização do solo em estudo foi realizada através da obtenção da massa
específica dos sólidos (ρ
ρρ
ρ
s
), granulometria, dos limites de Atterberg e da realização do ensaio
de compactação.
A massa específica dos sólidos (ρ
ρρ
ρ
s
) do solo em estudo é de 2,64 g/cm
3
e a
granulometria pode ser observada na Tabela 5.1, que mostra as porcentagens referentes a cada
diâmetro dos grãos, na Tabela 5.2 que mostra a porcentagem de ocorrência de cada fração e
na curva granulométrica, apresentada no gráfico da Figura 5.1.
Tabela 5.1: Distribuição granulométrica do solo em estudo.
Peneira
Diâmetro
Massa Porc.
Nº (mm) Retida % <
10 2 0 100
20 0,8 0,12 99,8
40 0,42 1,29 98,2
60 0,25 5,86 91,8
100 0,15 14,39 79,8
140 0,104 20,99 70,5
200 0,075 30,36 57,3
69
Figura 5.1: Curva granulométrica do solo em estudo.
Tabela 5.2: Porcentagem de ocorrência de cada fração do solo.
Porcentagem de Ocorrência
Fração Subdivisão (%)
Pedregulho - 0
Grossa 0
Média 1,8
Areia
Fina 59,2
Silte - 12,5
Argila - 26,5
Também foram obtidos os limites de Atterberg deste solo, apresentados na Tabela 5.3.
Tabela 5.3: Limites de Atterberg para o solo em estudo.
Limite de
liquidez
26,1
Limite de
plasticidade
16,7
Índice de
plasticidade
9,4
E para uma análise do comportamento deste solo quanto à compactação, fora realizado
o ensaio de compactação Proctor Normal do mesmo, cujo valor obtido para umidade ótima
70
(
w
ót
) é de 11,8% e massa específica aparente seca máxima (ρ
ρρ
ρ
d,máx
)é de 1,891 g/cm
3
, podendo
ser melhor observados no gráfico da Figura 5.2.
Figura 5.2: Curva de compactação do solo em estudo.
5.1.2 Resíduo de concreto triturado
O resíduo de concreto utilizado para melhoria da granulometria do solo usado na
confecção do solo-cimento foi obtido da demolição de calçadas e passeios recolhido por
empresas de transporte de entulho do município de Ilha Solteira-SP, triturado e peneirado em
malha de abertura 4,8 mm, visando a sua transformação em material de granulometria tão
semelhante quanto possível a uma areia grossa.
Na Figura 5.3(a) é apresentada uma parte do resíduo logo após ser demolida a calçada,
na Figura 5.3(b) é mostrado o triturador de mandíbulas, marca BRASFORT, utilizado para
beneficiamento do resíduo e na Figura 5.4 é apresentado o aspecto do resíduo triturado.
71
(a) (b)
Figura 5.3: Resíduo de concreto em fase de início de transporte (a) e triturador utilizado para beneficiamento do
resíduo (b).
Figura 5.4: Aspecto visual do resíduo triturado e peneirado.
- Caracterização do RC triturado:
Para a caracterização deste resíduo foi realizado o ensaio de granulometria conjunta e
de massa específica dos sólidos (ρ
ρρ
ρ
s
), devido à característica extremamente granular do
mesmo, tornou-se inexeqüível os ensaios dos limites de Atterberg e compactação.
A massa específica dos sólidos obtida para o resíduo foi de 2,61 g/cm
3
, a distribuição
granulométrica pode ser observada na Tabela 5.4, também na Tabela 5.5 que mostra a
porcentagem de ocorrência de cada fração no resíduo e na curva granulométrica da Figura 5.5.
72
Tabela 5.4: Distribuição granulométrica do resíduo em estudo.
Peneira
Diâmetro
Massa Porc.
Nº (mm) Retida % <
10 2 5,82 91,7
20 0,8 15,84 71,1
40 0,42 31,18 51,1
60 0,25 44,63 33,6
100 0,15 53,7 21,8
140 0,104 57,99 16,2
200 0,075 60,65 12,7
Figura 5.5: Curva granulométrica do resíduo em estudo.
Tabela 5.5: Porcentagem de ocorrência de cada fração no resíduo.
Porcentagem de Ocorrência
Fração Subdivisão (%)
Pedregulho
- 0
Grossa 8,3
Média 40,6
Areia
Fina 43,2
Silte - 6,7
Argila - 1,2
73
5.1.3 Mistura solo e resíduo
Como comentado em diversas partes do presente texto, o material estabilizado com
cimento foi uma mistura entre solo e RC triturado, ambos já apresentados e caracterizados,
prosseguindo parte das análises iniciadas por Souza (2006) na mesma instituição e com o
mesmo tipo de material utilizado nesta pesquisa (RC), e com base nos bons resultados
alcançados por Silveira (2005) para estabilização granulométrica de solos com RCD, foi
utilizada uma proporção entre solo e RC de 1:1 em massa nesta pesquisa.
- Caracterização da mistura de solo e resíduo:
Visando obter uma melhor distribuição granulométrica do solo, diminuição do
consumo de cimento na produção do solo-cimento e também proporcionar uma destinação
adequada a uma espécie de resíduo sólido, como já explanado anteriormente, fora
acrescentado ao solo o RC triturado, na proporção de 1:1 em massa.
Os resultados da caracterização desta mistura, aqui apresentados, serão bastante
utilizados em virtude de serem necessários para a elaboração da dosagem de solo-cimento.
A massa específica dos sólidos (ρ
ρρ
ρ
s
) da mistura entre solo e resíduo é de 2,63 g/cm
3
e a
granulometria pode ser observada na Tabela 5.6, que mostra as porcentagens referentes a cada
diâmetro dos grãos, na curva granulométrica apresentada no gráfico da Figura 5.6 e na Tabela
5.7 que mostra a porcentagem de ocorrência de cada fração de solo.
Tabela 5.6: Distribuição granulométrica da mistura entre solo e resíduo.
Peneira
Diâmetro
Massa Porc.
Nº (mm) Retida % <
10 2 2,66 96,2
20 0,8 8,03 85,2
40 0,42 16,39 73,7
60 0,25 25,46 61,2
100 0,15 36,32 46,3
140 0,104 39,69 41,7
200 0,075 45,53 33,6
74
Figura 5.6: Curva granulométrica da mistura entre solo e resíduo.
Tabela 5.7: Porcentagem de ocorrência de cada fração na mistura entre solo e resíduo.
Porcentagem de Ocorrência
Fração Subdivisão (%)
Pedregulho - 0
Grossa 3,8
Média 22,5
Areia
Fina 51,6
Silte - 10,8
Argila - 11,3
Também foram obtidos os limites de Atterberg da mistura entre solo e resíduo,
apresentados na Tabela 5.8.
Tabela 5.8: Limites de Atterberg para a mistura entre solo e resíduo.
Limite de
liquidez
23,7
Limite de
plasticidade
16
Índice de
plasticidade
7,7
75
E para uma análise do comportamento desta mistura quanto à compactação, fora
realizado o ensaio de compactação Proctor Normal da mesma, cujo valor obtido para umidade
ótima (
w
ót
) é de 12,6% e massa específica aparente seca máxima (ρ
ρρ
ρ
d,máx
) é de 1,897 g/cm
3
,
podendo ser melhor observados no gráfico da Figura 5.7.
Figura 5.7: Curva de compactação da mistura entre solo e resíduo.
5.1.4 Demais materiais
- cimento:
Foi utilizado o cimento CP-II 32 Z, marca Itaú. Por não haver necessidade de cimento
específico, optou-se por utilizar um cimento encontrado mais corriqueiramente na região e por
saber que este tipo pode ser usado satisfatoriamente na confecção de solo-cimento (SOUZA,
2006).
- água:
A água utilizada para confecção do solo-cimento foi a de abastecimento público do
município de Ilha Solteira-SP.
76
5.1.5 Classificação e comparação do solo natural e da mistura
Analisando as Tabelas 5.2, 5.5 e 5.7, nota-se mudança significativa na distribuição
granulométrica do solo em estudo quando do acréscimo do RC triturado, tornando a mistura
um material que apresenta menos finos que o solo natural. A Figura 5.8, abaixo, auxilia a
análise do exposto.
CURVAS GRANULOMÉTRICAS DOS 3 MATERIAIS
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
0,001 0,01 0,1 1 10
Diâmetro dos Grãos
(mm
)
Percentagem que Passa (%)
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
0,001 0,01 0,1 1 10
(mm
)
SOLO
SOLO+RESÍDUO
RESÍDUO
Figura 5.8: Curvas granulométricas dos 3 materiais em estudo.
O solo natural e a mistura entre solo e RC na proporção 1:1 são classificadas segundo
a HRB, como
A-4 (4,5)
e
A-2-4 (0)
respectivamente, o que, pelo Quadro 3.2, já denota uma
diminuição no consumo de cimento em relação ao solo natural (10% para o solo natural e 7%
para a mistura) para obtenção de solo-cimento com características semelhantes (ABCP, 1986),
tornando a mistura um material com melhores características para ser estabilizado com
cimento.
77
No que se refere à massa específica aparente seca máxima, resultado do ensaio de
compactação, pode-se observar pelos gráficos das Figuras 5.2 e 5.7 que pouca mudança
houve, talvez pelo fato de peso específico dos sólidos do material acrescido ao solo (RC)
apresentar valor muito próximo ao do solo natural, o que não implica em fato de grande
relevância nesta pesquisa, pois o maior interesse da realização da mistura é a melhoria na
distribuição granulométrica do material afim de obter um solo-cimento com as mesmas
características mecânicas porém com menor consumo de cimento.
5.2 Solo-cimento compactado
A dosagem do solo-cimento confeccionado com a mistura entre solo e resíduo na
proporção 1:1 em massa foi executada de acordo com ABCP (1986), por ser um trabalho de
grande relevância no cenário científico nacional e utilizado com grande sucesso em pesquisas
desenvolvidas e/ou orientadas por SEGANTINI [entre 1990 e 2007] na instituição onde a
pesquisa foi desenvolvida.
Os ensaios realizados conforme recomendação de ABCP (1986) seguiram além das já
citadas no início deste capítulo, as normas técnicas nacionais listadas a seguir:
- ABNT (1992) [NBR 12024 – Moldagem de corpos-de-prova de solo-cimento] e
- ABNT (1990) [NBR 12025 – Ensaio à compressão de corpos-de-prova de solo-
cimento].
Como equipamentos utilizados para a preparação e controle tecnológico do solo-
cimento, além dos básicos para execução dos ensaios de compactação, podemos citar o uso de
uma prensa hidráulica com capacidade de 2000 kN, da marca EMIC, para efetuar a ruptura
dos corpos de prova.
78
5.2.1 Dosagem do solo-cimento
O solo-cimento compactado utilizado nesta pesquisa foi dosado, como citado
anteriormente, segundo ABCP (1986), por conseguinte fora estabelecida as seguintes
proporções: 1 quantidade de solo, 1 quantidade de resíduo e 8% do valor da
massa seca
da
mistura em cimento.
5.2.2 Compactação do solo com cimento
Após a fixação da quantidade de cimento utilizada para estabilizar a mistura, é
necessária a execução de um ensaio de compactação para verificação do teor de umidade
ótimo em que o solo-cimento foi compactado (ABCP, 1986).
Os resultados do ensaio de compactação da mistura com cimento realizado para esta
pesquisa foi uma massa específica aparente seca máxima (ρ
ρρ
ρ
d,máx
) de 1,893 g/cm
3
e uma
umidade ótima (
w
ót
) de 12,3%, como podem ser observadas na curva de compactação da
Figura 5.9.
Figura 5.9: Curva de compactação da mistura entre solo, resíduo e cimento.
79
Apresenta-se na Figura 5.10 um corpo de prova de solo-cimento confeccionado para
esta pesquisa sendo desmoldado, na Figura 5.11 são mostradas três famílias de corpos de
prova submetidos à cura em câmara úmida, onde permanecem até data certa para ruptura.
Figura 5.10: Corpo de prova de solo-cimento sendo desmoldado.
Figura 5.11: Corpos de prova submetidos à cura em câmara úmida.
80
5.2.3 Resistência à compressão do solo-cimento
Após cura adequada, os corpos de prova de solo-cimento são submetidos a ensaio de
compressão axial, seguindo os critérios descritos em ABCP (1986). Uma das fases da ruptura
dos corpos de prova preconizada pela ABNT (1990) através da NBR 12025 é a imersão em
água por 4 horas antes da ruptura, como pode ser observado na Figura 5.12(a).
(a) (b)
Figura 5.12: Corpos de prova em imersão (a) e prestes a ser carregado axialmente (b).
Posteriormente os corpos de prova são secos com toalha e carregados axialmente a
uma velocidade de 1,5 kgf/cm
2
/s. A Figura 5.11(b) mostra o corpo de prova preste a ser
submetido ao carregamento axial. A Tabela 5.9 mostra as tensões médias de ruptura para os
corpos de prova de solo-cimento aos 3, 7, 14, 28, 56 e 112 dias e a Figura 5.13 mostra o
gráfico de evolução de resistência axial deste solo-cimento estabilizado com resíduo de
concreto triturado.
Interessante observar na Tabela 5.9 a resistência à compressão axial média dos corpos
de prova de solo-cimento aos 7 dias de idade. Conforme recomendação dos ábacos de ABCP
(1986), descritas no item 3.4 deste trabalho, este valor de resistência para o tipo de solo em
questão deveria não ser menor que 2,1 MPa, nesta pesquisa foi atingido 4,59 MPa.
81
Aos 28 dias, data de referência padrão, o SC atingiu 6,32 MPa, e aos 56 dias, data da
realização da prova de carga horizontal, 7,13 MPa.
Tabela 5.9: Tensões de ruptura dos corpos de prova de solo-cimento.
Idade
Tensão de
ruptura
Tensão média
(Dias) (MPa) (MPa)
3,44
3,06
3
2,99
3,16
4,93
4,58
7
4,27
4,59
5,86
5,79
14
5,16
5,60
5,86
6,25
28
6,85
6,32
7,19
7,26
56
6,94
7,13
8,15
8,15
112
8,28
8,19
82
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
0 30 60 90 120
Idade (dias)
Tensão de Ruptura (MPa)
Figura 5.13: Evolução da resistência axial do solo-cimento.
6
66
6
REFORÇO, ESTACAS E MÉTODO DA PROVA DE CARGA
REFORÇO, ESTACAS E MÉTODO DA PROVA DE CARGA REFORÇO, ESTACAS E MÉTODO DA PROVA DE CARGA
REFORÇO, ESTACAS E MÉTODO DA PROVA DE CARGA
6.1 Reforço
O reforço executado nesta pesquisa segue algumas idéias básicas lançadas por
Miranda Jr. (2006) e já apresentadas neste trabalho: melhoria do solo ao redor do fuste da
estaca em oposição ao carregamento aplicado (horizontal), a fim de atingir uma solução
prática, de baixo custo e tecnologicamente satisfatória.
O solo-cimento, como comentado, pode satisfazer os requisitos lançados acima.
A Figura 6.1 apresenta um croqui da situação normal das estacas a serem ensaiadas,
enquanto a Figura 6.2(a) mostra a situação após a execução do reforço de solo-cimento
realizado nesta pesquisa.
83
32 cm
10 m
8,71 m
Figura 6.1: Croqui da situação atual das estacas a serem ensaiadas, como ensaiadas por Del Pino Jr. (2003).
6.1.1 Características geométricas
O formato do bloco de solo-cimento compactado (cilíndrico) foi escolhido por ser de
grande praticidade executiva, por oferecer uma distribuição de tensões de reação do solo
parecida com a da configuração original da estaca (também cilíndrica), por oferecer oposição
à solicitação transversal em qualquer que seja sua direção de atuação, e ainda acreditando que
além de testar uma nova possibilidade, um trabalho científico tem a missão de introduzir este
novo conceito na prática, isto é, quanto mais a proposta se mostrar aplicável e for apresentada
exatamente como deverá ser aplicada, mais fácil será a transferência da técnica para as
situações fora dos centros de pesquisa.
O reforço foi executado abaixo do nível do solo e também abaixo da linha de
carregamento horizontal por oferecer uma situação tão mais parecida com a realidade quanto
possível. A Figura 6.2 mostra a diferença entre o bloco de solo-cimento executado nesta
84
pesquisa (a) e o executado por Miranda Jr. (2006) (b), no tocante à posição em relação ao
nível do solo e ao nível do carregamento.
P
H
1 m
1 m
Solo-cimento
Estaca
P
H
1 m
1 m
1 m
Solo-cimento
Estaca
(a) (b)
Figura 6.2: Posição do bloco e da aplicação da carga como realizado nesta pesquisa (a) e como realizado por
Miranda Jr. (2006) (b).
Analisando as Figura 2.21 e 2.22, percebemos que os maiores deslocamentos e
rotações nas estacas ensaiadas por Del Pino Jr. (2003) e que foram reensaidas nesta pesquisa
após reforço, acontecem até uma profundidade de 3 m em relação ao nível do solo, partindo
desta informação, foi decidido executar um reforço que não proporcionasse apenas a mesma
distribuição de reações que a estaca proporciona (ambos cilíndricos), mas que também
proporcionasse a mesma área de reação destes três metros de profundidade, isto é, foi
escolhido um bloco com diâmetro e profundidade suficientes para que sua área lateral tivesse
valor numérico equivalente aos três metros de profundidade da estaca.
85
6.1.2 Moldagem e cura do bloco de solo-cimento
Depois de fixadas as proporções de materiais para execução do solo-cimento
estabilizado com RC triturado, obtidas as resistências à compressão axial (Figura 5.12),
definidas as dimensões e formato do bloco e armazenada toda a quantidade de material
necessária, foi executado o solo-cimento compactado ao redor do fuste das estacas.
Primeiramente foi realizada a escavação ao redor do fuste das estacas com cavadeira
manual, como mostrado na Figura 6.3, conforme dimensões definidas e apresentadas acima.
A Figura 6.4 mostra a escavação concluída.
O solo-cimento foi homogeneizado em betoneira, seguindo as proporções pré-
definidas e com quantidade de água necessária para atingir a umidade ótima quando da
compactação, obtida por correlações simples dos resultados do ensaio de compactação. Por
vez foram homogeneizadas quantidades suficientes para atingir quando compactadas camadas
com espessura por volta de 15 cm.
86
Figura 6.3: Execução da escavação onde foi compactado o solo-cimento.
Figura 6.4: Escavação concluída.
O solo-cimento foi compactado utilizando um soquete manual recebendo escarificação
superficial nas interfaces das camadas. A Figura 6.5 mostra a compactação de camadas
intermediárias do bloco de solo-cimento e a Figura 6.6 mostra o aspecto do bloco inteiramente
compactado.
Figura 6.5: Compactação de camada intermediária do bloco de solo-cimento.
87
Figura 6.6: Bloco completamente compactado.
Importante realizar a cura adequada do material em questão de forma que proporcione
uma situação onde a umidade do material mantenha-se tão elevada quanto possível para
garantia da correta hidratação do cimento utilizado, conferindo assim as características físicas
e mecânicas desejadas.
Nesta pesquisa, foi esperado 24 horas após a compactação do solo-cimento para
garantia de uma completa agregação dos grãos constituintes das camadas superiores, após este
tempo, a cura foi realizada através da disposição de uma lâmina d’água superior ao bloco,
duas vezes por dia nos primeiros sete dias, uma vez por dia do oitavo ao décimo quarto dia, e
nos dias pares do décimo quarto ao vigésimo primeiro dia. A Figura 6.7 apresenta um bloco
com lâmina d’água para proporcionar cura.
88
Figura 6.7: Lâmina d’água na superfície do bloco de solo-cimento para garantir cura adequada.
6.2 Estacas e provas de carga horizontal
As estacas ensaiadas neste estudo são duas das mesmas utilizadas por Del Pino Jr.
(2003), porém agora, foi realizado um reforço de solo-cimento ao redor do fuste das mesmas,
para posterior ensaio de carregamento horizontal.
Um croqui da situação normal das estacas a serem ensaiadas pode ser observado na
Figura 6.1, enquanto na Figura 6.2(a) pode-se observar a situação após a execução do reforço
de solo-cimento realizado nesta pesquisa.
6.2.1 Estacas de teste
Duas serão as estacas reforçadas com bloco de solo-cimento e ensaiadas, são do tipo
broca (de concreto, escavadas com trado mecânico), com as seguintes características:
- 32 cm de diâmetro;
- 10 m de comprimento, sendo 8,71 m embutidos no solo;
89
- armadura composta por 6 barras de aço longitudinais com 12 mm de diâmetro até 6m
de profundidade e estribos com de 6,3 mm de diâmetro e espaçamento de 15 cm;
- tirante Dywidag (32 mm de diâmetro) posicionada axialmente ao longo do
comprimento da estaca;
- cobrimento de armadura de 5 cm;
- resistência característica do concreto à compressão (fck) de 18 MPa;
- módulo de deformação longitudinal do aço (Ea) de 210000 MPa;
- módulo de deformação longitudinal do concreto (Ec), calculado de acordo com
ABNT (2004), pela NBR 6118, de 23386 MPa, e
- momento de inércia equivalente para a seção da estaca (considerando o concreto e
armadura, de acordo com Ricci (1995)) (Igt) de 8,8x10
-4
m
4
.
A Figura 6.8 mostra as estacas que foram reforçadas e reensaiadas nesta pesquisa,
quando do ensaio realizado por Del Pino Jr. (2003).
Figura 6.8: Estacas teste quando ensaiadas por Del Pino Jr. (2003).
90
6.2.2 Método de prova de carga horizontal e equipamentos utilizados
O sistema de aplicação de carga é instalado entre duas estacas, como esquematizado
na Figura 6.9, de forma que uma das estacas funcione como estaca de reação para a outra,
sendo a recíproca verdadeira, possibilitando dessa forma a realização de duas provas de
cargas simultâneas, como utilizado eficientemente por Miguel (1996) no Campo Experimental
de Geotecnia da USP de São Carlos-SP, por Del Pino Jr. (2003) no Campo Experimental de
Geotecnia da UNESP de Ilha Solteira-SP e por diversos outros pesquisadores.
As provas de cargas serão do tipo rápido, de acordo com ABNT (1992), pela NBR
12131, utilizando tempo de incremento de carga de 15 minutos (FELLENIUS, 1975;
MIGUEL, 1996; DEL PINO JR. (2003) e outros autores). O descarregamento também foi
realizado em estágios de 15 minutos.
Os ensaios foram conduzidos até deformações próximas ao limite do curso dos
relógios comparadores (50 mm) para que se possa avaliar o desempenho do reforço para
elevados carregamentos.
Estaca
Solo-cimento
Macaco hidráulico
Célula de carga
Rótula
6,0 m
Relógios comparadores
Figura 6.9: Esquematização do ensaio de carregamento horizontal.
91
A montagem do sistema, como mostrado no esquema acima (Figura 6.9), foi realizada
de forma idêntica por Del Pino Jr. (2003) nas mesmas estacas, portanto, no referido trabalho
podem ser encontrados maiores detalhes executivos do sistema de aplicação de carga
horizontal.
Os equipamentos utilizados foram os disponíveis no Laboratório de Engenharia Civil
da Faculdade de Engenharia da UNESP de Ilha Solteira-SP, já utilizados com sucesso por Del
Pino Jr. (2003) ao ensaiar as mesmas estacas, conforme necessidade e praticidade, a saber:
- Macaco hidráulico (500 kN) [1];
- célula de carga (500 kN) [2];
- rótula [3];
- tubo de aço com barra Dywidag no interior [4];
- indicador de carga;
- relógios comparadores (curso de 50 mm e precisão de 0,01 mm), e
- placas de acrílico.
Os números entre colchetes são as referências dos detalhes na Figura 6.10. O indicador
de carga pode ser observado na Figura 6.11, os relógios comparadores na Figura 6.12 e 6.13, e
a placa de acrílico sinalizada na Figura 6.13.
2
3
4
1
Figura 6.10: Sistema de aplicação, aferição e transferência da carga aplicada nas estacas.
92
Figura 6.11: Indicador de carga.
Figura 6.12: Relógios comparadores.
Figura 6.13: Relógio comparador e placa de acrílico (sinalizada pela seta).
93
7
77
7
RESUL
RESUL RESUL
RESULTADOS
TADOSTADOS
TADOS
7.1 Provas de carga
As provas de carga foram realizadas como descrito no Capítulo 6, cujo método
encontra-se detalhado no item 6.2.2.
Dos valores de deslocamento obtido nos relógios comparadores calculou-se o
deslocamento horizontal no ponto de aplicação da carga (y
t
) através da proposição de Kocsis
(1971) (item 2.4), apresentados na Tabela 7.1, juntamente com o valor da carga aplicada para
proporcionar os respectivos deslocamentos.
Pela Tabela 7.1 é possível notar que o deslocamento para carga transversal máxima
(128 kN) foram da ordem de 38 mm para a Estaca 1 e 46 mm para a Estaca 2. interessante
observar os valores de deslocamento residual sofrido pelos conjuntos ensaiados, que após o
descarregamento foi da ordem de 9,5 mm para ambas as estacas.
Com os dados apresentados na Tabela 7.1 construímos os gráficos de carga versus
deslocamento das estacas em estudo, apresentados na Figura 7.1.
94
Tabela 7.1: Deslocamentos para cada estágio de carregamento das estacas ensaiadas.
Carga
y
t
(mm)
Estágio
(kN) Estaca 1
Estaca 2
0 0
0,00
0,00
1 4
0,02
0,00
2 8
0,04
0,02
3 12
0,04
0,03
4 16
0,05
0,09
5 20
0,45
0,47
6 24
0,93
0,61
7 28
1,48
0,81
8 32
1,86
1,10
9 36
2,16
1,39
10 40
2,55
1,93
11 44
2,89
2,50
12 48
3,37
3,35
13 52
3,97
4,38
14 56
4,76
5,98
15 60
4,84
6,11
16 64
5,00
6,22
17 68
5,13
6,30
18 72
5,32
6,57
19 76
6,06
7,81
20 80
7,32
9,54
21 84
9,05
11,64
22 88
10,80
13,76
23 92
12,84
16,11
24 96
15,05
18,61
25 100
16,64
21,54
26 104
19,46
24,76
27 108
22,56
28,30
28 112
25,30
31,46
29 116
28,46
34,99
30 120
32,46
38,35
31 124
34,38
41,94
Carregamento
32 128
37,88
46,20
33 92
38,51
45,74
34 60
37,44
44,45
35 28
31,88
38,76
Descarre-
gamento
36 0
9,95
9,27
95
0,0
5,0
10,0
15,0
20,0
25,0
30,0
35,0
40,0
45,0
50,0
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130
P
H
(kN)
y
t
(mm)
Estaca 1 REFORÇADA
Estaca 2 REFORÇADA
Figura 7.1: Curva P
H
x y
0
para as estacas ensaiadas.
Pelo gráfico da Figura 7.1, acima, é possível notar que para cargas de até 20 kN o
deslocamento da estaca foi mínimo, inferior a 1 mm, seguindo um padrão normal de evolução
até a carga de 55 kN. Para cargas entre 55 e 72 kN nota-se um comportamento não
convencional: apesar do incremento de carga da ordem de 17 kN, as estacas praticamente não
se deslocaram. A partir de então começou a haver deslocamentos significativos, apresentando
novamente comportamento padrão dos ensaios de carregamento horizontal.
7.2 Parâmetros do ensaio
7.2.1 Curvas n
h
x y
0
De posse dos dados apresentados torna-se possível elaborar as curvas de deslocamento
horizontal ao nível do terreno (y
0
) versus coeficiente de reação horizontal do solo (n
h
). Nesta
pesquisa os valores de y
0
e n
h
para cada estágio de carregamento foram obtidos através do
Método A exposto no item 2.4, por ter sido feito desta mesma forma por Del Pino Jr. (2003),
96
calculando também a profundidade de engastamento (Lf), bem como a rigidez relativa estaca-
solo (T). Estes resultados estão apresentados na Tabela 7.2 para a Estaca 1 e na Tabela 7.3
para a Estaca 2.
Tabela 7.2: Parâmetros do ensaio para cada estágio de carregamento da Estaca 1.
Carga
y
t
Lf y
0
T n
h
(kN) (mm) (m) (mm) (m) (MN/m³)
0
0,00
0,000
0,000
0,000
-
4
0,02
0,526
0,013
0,275
13032,3
8
0,04
0,526
0,027
0,275
13032,3
12
0,04
0,440
0,025
0,231
31270,5
16
0,05
0,428
0,031
0,225
36069,9
20
0,45
0,966
0,360
0,502
643,0
24
0,93
1,187
0,774
0,617
230,6
28
1,48
1,333
1,256
0,692
129,7
32
1,86
1,381
1,588
0,717
108,9
36
2,16
1,397
1,847
0,725
102,8
40
2,55
1,429
2,188
0,741
92,0
44
2,89
1,445
2,483
0,749
87,1
48
3,37
1,480
2,906
0,768
77,1
52
3,97
1,527
3,439
0,792
66,2
56
4,76
1,588
4,145
0,823
54,4
60
4,84
1,558
4,204
0,808
59,9
64
5,00
1,540
4,336
0,798
63,5
68
5,13
1,520
4,441
0,788
67,6
72
5,32
1,508
4,600
0,782
70,2
76
6,06
1,551
5,261
0,804
61,1
80
7,32
1,631
6,397
0,845
47,6
84
9,05
1,731
7,970
0,897
35,5
88
10,80
1,814
9,565
0,940
28,1
92
12,84
1,900
11,433
0,984
22,3
96
15,05
1,981
13,464
1,026
18,1
100
16,64
2,024
14,920
1,048
16,3
104
19,46
2,111
17,526
1,093
13,2
108
22,56
2,195
20,398
1,136
10,9
112
25,30
2,257
22,938
1,168
9,5
116
28,46
2,324
25,875
1,203
8,2
120
32,46
2,406
29,606
1,245
6,9
124
34,38
2,427
31,382
1,256
6,6
128
37,88
2,484
34,648
1,285
5,9
97
Tabela 7.3: Parâmetros do ensaio para cada estágio de carregamento da Estaca 2.
Carga
y
t
Lf y
0
T n
h
kN (mm) (m) (mm) (m) (MN/m³)
0
0,00
0,000
0,000
0,000
0,0
4
0,00
0,000
0,000
0,000
0,0
8
0,02
0,396
0,012
0,208
52791,5
12
0,03
0,396
0,019
0,208
52791,5
16
0,09
0,563
0,063
0,294
9345,4
20
0,47
0,992
0,383
0,516
564,3
24
0,61
1,022
0,500
0,531
486,8
28
0,81
1,073
0,670
0,558
381,8
32
1,10
1,145
0,921
0,595
276,8
36
1,39
1,196
1,172
0,621
223,2
40
1,93
1,299
1,649
0,674
148,0
44
2,50
1,379
2,155
0,715
109,8
48
3,35
1,487
2,919
0,771
75,5
52
4,38
1,593
3,850
0,825
53,7
56
5,98
1,735
5,312
0,899
35,1
60
6,11
1,706
5,416
0,884
38,2
64
6,22
1,677
5,503
0,869
41,5
68
6,30
1,648
5,562
0,854
45,3
72
6,57
1,639
5,796
0,849
46,5
76
7,81
1,711
6,926
0,887
37,6
80
9,54
1,805
8,512
0,935
28,8
84
11,64
1,905
10,447
0,987
22,0
88
13,76
1,989
12,405
1,030
17,8
92
16,11
2,071
14,582
1,072
14,5
96
18,61
2,147
16,904
1,111
12,1
100
21,54
2,229
19,633
1,154
10,1
104
24,76
2,310
22,640
1,195
8,4
108
28,30
2,389
25,953
1,236
7,1
112
31,46
2,448
28,910
1,267
6,3
116
34,99
2,511
32,220
1,299
5,6
120
38,35
2,562
35,372
1,325
5,0
124
41,94
2,614
38,744
1,352
4,6
128
46,20
2,674
42,755
1,383
4,1
Para cargas de até 16 kN, em ambas as estacas, nota-se um comportamento não
convencional das variáveis apresentadas nas Tabelas 7.2 e 7.3, apresentando uma tendência à
normalização a partir do referido carregamento, quando o comportamento dos resultados
passa a ocorrer como esperado.
Na Figura 7.2 são apresentadas as curvas de y
0
x n
h
para as duas estacas ensaiadas.
98
0,0
50,0
100,0
150,0
200,0
250,0
0,0 5,0 10,0 15,0 20,0 25,0 30,0 35,0 40,0
y
o
(mm)
n
h
(MN/m³)
Estaca 1 REFORÇADA
Estaca 2 REFORÇADA
Figura 7.2: Curvas de y
0
x n
h
para as estacas ensaiadas.
As duas curvas apresentadas na Figura 7.2 apresentam comportamento similar, até
mesmo no trecho de deslocamento compreendido entre 4 e 6 mm, onde pode-se observar
elevação no valor de n
h
para pequenos deslocamentos, o que denota que o conjunto ensaiado,
neste intervalo, passou a apresentar maior reação em oposição ao carregamento, praticamente
não se deslocando, apesar do incremento de carga. A partir da referida faixa de deslocamento
as estacas passaram a apresentar o comportamento esperado para um ensaio convencional de
carregamento horizontal.
7.2.2 Valor de n
h
e K
Para cálculo do valor de n
h
foi utilizada uma faixa de deslocamento compreendida
entre
7 e 12 mm
, que nos fornecem valores entre 27 e 12 MN/m³, resultando num valor de
n
h
= 19,5 MN/m³
. O cálculo foi realizado desta forma, pois foi como feito por Del Pino Jr.
(2003), dentro das faixas consideradas ideais pelo referido autor.
99
Porém, analisando o exposto no item 2.4, prefere-se além de calcular um valor de n
h
para as estacas reforçadas na mesma faixa de deslocamento utilizada por Del Pino Jr. (2003),
calcular um valor de n
h
para deslocamentos na faixa de 4 a 10 mm, uma vez que nesta faixa os
valor de n
h
não é nem tão sensível e nem tão insensível aos deslocamentos e também trata-se
de correspondentes valores de cargas um pouco mais reais, mais próximos das cargas
utilizadas em projetos. Donde se chega a um valor de n
h
= 12,3 MN/m³ para as estacas sem
reforço (resultado pode ser obtido a partir da Figura 2.20 ou 8.2) e
n
h
= 38,5 MN/m³
para as
estacas reforçadas (a partir da Figura 7.2).
Pelo exposto no Capítulo 4, sabemos que o solo em estudo é essencialmente arenoso, e
com base no exposto no item 2.1, a variação do módulo de reação horizontal com a
profundidade é considerada linear, isto é, K = n
h
.z. Portanto, temos uma expressão de K em
função da profundidade:
K = 38,5.z.
7.3 Comportamento estrutural das estacas
Para uma análise mais completa da influência do reforço de solo-cimento no
comportamento do conjunto estaca-solo, foram confeccionados os gráficos de deslocamento
(Figura 7.3), de rotação (Figura 7.4), momento fletor (Figura 7.5), esforço cortante (Figura
7.6) e reação do solo (Figura 7.7) ao longo da profundidade, cujos valores foram calculados
pelo método de Matlock e Reese (1961) para a carga máxima aplicada na prova de carga (
128
kN
).
100
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
-10 0 10 20 30 40
Deslocamentos (mm)
Profundidade (m)
Estaca 1 REFORÇADA
Estaca 2 REFORÇADA
Figura 7.3: Deslocamento x profundidade para as estacas na condição reforçada (P
H
=128 kN).
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
-20 -15 -10 -5 0 5
Rotações (rad)
Profundidade (m)
Estaca 1 REFORÇADA
Estaca 2 REFORÇADA
Figura 7.4: Rotação x profundidade para as estacas na condição reforçada (P
H
=128 kN).
101
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
-50 0 50 100 150
Momentos fletores (kN.m)
Profundidade (m)
Estaca 1 REFORÇADA
Estaca 2 REFORÇADA
Figura 7.5: Momento fletor x profundidade para as estacas na condição reforçada (P
H
=128 kN).
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
-100 -50 0 50 100 150
Esforços cortantes (kN)
Profundidade (m)
Estaca 1 REFORÇADA
Estaca 2 REFORÇADA
Figura 7.6: Esforço cortante x profundidade para as estacas na condição reforçada (P
H
=128 kN).
102
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
-150 -100 -50 0 50
Reação no solo (kN/m)
Profundidae (m)
Estaca 1 REFORÇADA
Estaca 2 REFORÇADA
Figura 7.7: Reação do solo x profundidade para as estacas na condição reforçada (P
H
=128 kN).
7.4 Apreciação visual das deformações
Na imagem da Figura 7.8 podem-se observar as primeiras trincas notadas na superfície
do terreno, no local da interface do solo natural com o bloco de solo-cimento compactado,
apontada pelas setas, o que caracteriza o movimento do bloco em conjunto com a estaca,
comportamento esperado, dada a elevada resistência do solo-cimento em comparação ao solo
natural, e notadamente acentuado nas imagens das figuras que seguem.
Figura 7.8: Primeira trinca notada na interface do bloco com o solo natural (11º estágio de carregamento, carga
de 44 kN, 34% da carga máxima aplicada, y
t
=2,89 mm).
103
Na Figura 7.9, a seta aponta o local onde apareceram as trincas mostradas na Figura
7.12. Na Figura 7.9, 7.10 e 7.11 é mostrado o deslocamento do bloco em relação ao terreno
natural para os 11º, 22º e 32º (último) estágios de carregamento.
Figura 7.9: Abertura entre o bloco e o solo natural no 22º estágio de carregamento (carga de 88 kN, 69% da
carga máxima aplicada, y
t
=10,80 mm).
Figura 7.10: Abertura entre o bloco e o solo natural no 28º estágio de carregamento (carga de 112 kN, 89% da
carga máxima aplicada, y
t
=25,30 mm).
104
Figura 7.11: Abertura entre o bloco e o solo natural para o último estágio de carregamento (carga de 128 kN,
y
t
=37,88 mm).
A Figura 7.12 apresenta a trinca notada na parede da cava no terreno natural, no local
indicado na Figura 7.9. A seta azul (com círculo) mostra a cabeça da estaca, a branca
(losango) mostra o solo-cimento e as pretas (demais setas) mostram o desenho da trinca.
Figura 7.12: Trinca percebida na parede do solo natural no 26º estágio de carregamento (carga de 104 kN, 81%
da carga máxima aplicada, y
t
=19,46 mm).
105
8
88
8
ANÁLISE
ANÁLISE ANÁLISE
ANÁLISE C
C C
COMPARATIVA
OMPARATIVAOMPARATIVA
OMPARATIVA E DISCUSSÃO
E DISCUSSÃO E DISCUSSÃO
E DISCUSSÃO
8.1 Prova de carga
No Quadro 8.1 encontram-se os resultados da prova de carga realizada por Del Pino Jr.
(2003) nas Estacas 1 e 2, sem o reforço de solo-cimento. Nenhum comportamento fora do
esperado é possível notar nestes dados.
Quadro 8.1: Resultado da prova de carga para as estacas sem reforço (DEL PINO JR., 2003).
Carga
y
t
(mm)
Estágio
(kN) Estaca 1
Estaca 2
0 0,0
0,00
0,00
1 2,5
0,01
0,03
2 5,0
0,08
0,14
3 7,5
0,15
0,29
4 10,0
0,28
0,45
5 12,5
0,40
0,59
6 15,0
0,55
0,77
7 17,5
0,81
1,11
8 20,0
1,10
1,69
9 22,5
1,43
2,29
10 25,0
1,97
3,29
11 27,5
2,74
4,49
12 30,0
4,41
6,49
13 32,5
6,39
8,39
14 35,0
8,08
10,32
15 37,5
10,17
12,50
16 40,0
11,93
14,44
Carregamento
17 42,5
14,70
17,06
18 30
14,66
16,91
19 20
13,82
15,97
20 10
11,73
13,39
Descarre-
gamento
21 0
5,30
5,13
106
Com o intuito de facilitar as análises, é apresentado na Figura 8.1 os gráficos de P
H
versus y
t
para as estacas como ensaiadas nesta pesquisa (com reforço) e para as estacas como
ensaiadas por Del Pino Jr. (2003) (sem reforço).
0,0
5,0
10,0
15,0
20,0
25,0
30,0
35,0
40,0
45,0
50,0
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130
P
H
(kN)
y
t
(mm)
Estaca 1 REFORÇADA
Estaca 2 REFORÇADA
Estaca 1 S/ REFORÇO
Estaca 2 S/ REFORÇO
Figura 8.1: Gráfico de P
H
x y
t
para as estacas ensaiadas com ou sem reforço.
Através do gráfico da Figura 8.1 é clara a contribuição do reforço para a inibição da
evolução dos deslocamentos frente às cargas aplicadas.
Como comentado na apresentação dos resultados (item 7.1) no intervalo de
carregamento compreendido entre 55 e 72 kN praticamente não houve deslocamentos apesar
do incremento de carga.
Possivelmente, no intervalo de carga compreendido entre 0 até 55 kN os
deslocamentos ocorreram em virtude da deformação por flexão da estaca, uma vez que o solo-
cimento possui módulo de elasticidade muito mais elevado que o solo natural, a partir da
carga de 55 kN passaram a exercer resistência ao deslocamento tanto o solo-cimento quanto o
107
solo natural, o que explica o baixo deslocamento apesar do acréscimo de carga. A partir de
72 kN, como o bloco deslocou-se em conjunto com a estaca, a resistência ao deslocamento foi
proporcionada unicamente pelo solo natural, porém, a tendência é de tensões menores
chegando ao solo, uma vez que o reforço possui área muito maior que a estaca.
O referido comportamento (pequeno deslocamento apesar do incremento de carga em
determinado estágio de carregamento) não foi notado nas pesquisas realizadas por Miranda Jr.
(2006) e Ferreira et al. (2006), já citadas no item 2.5, certamente pela diferença quanto a
forma geométrica, disposição do reforço ao redor do fuste e do ponto de aplicação do
carregamento, mostrados na Figura 6.2.
Pela Tabela 8.1 podemos analisar o acréscimo de carga necessário para mesmos
deslocamentos do topo da estaca nas condições com reforço e sem reforço, e na Tabela 8.1
podemos ver a os deslocamentos atingidos para mesmas cargas em ambas as condições.
A coluna “Diferenças (%)” representa na Tabela 8.1 o aumento de carga necessário
após o reforço para atingir um mesmo deslocamento. E na Tabela 8.2 essa coluna representa a
redução no deslocamento para uma mesma carga aplicada após o reforço.
Tabela 8.1: Carga aplicada para atingir o mesmo deslocamento.
Carga (kN)
y
0
(mm)
Sem
reforço
Com
reforço
Diferença
(%)
15
42,5 96,0 125,9
10
37,0 86,5 133,8
Estaca 1
5
31,5 64,0 103,2
15
40,5 90,5 123,5
10
34,5 80,5 133,3
Estaca 2
5
28,5 53,0 86,0
108
Tabela 8.2: Deslocamentos atingidos para mesma carga.
y
0
(mm)
Carga (kN)
Sem
reforço
Com
reforço
Diferença
(%)
42,5
14,70 2,77 430,7
30,0
4,41 1,67 164,1
Estaca 1
20,0
1,10 0,45 144,4
42,5
17,06 2,24 661,6
30,0
6,49 0,96 576,0
Estaca 2
20,0
1,69 0,47 259,6
8.2 Parâmetros do ensaio
8.2.1 Cuvas n
h
x y
0
No Quadro 8.2 são apresentados os parâmetros do ensaio para as duas estacas sem
reforço, como apresentados por Del Pino Jr. (2003).
Quadro 8.2: Parâmetros do ensaio para a Estaca 1 (a) e para a Estaca 2 (b) sem reforço (DEL PINO JR., 2003).
(a) Estaca 1 (b) Estaca 2
Carga
y
t
Lf T y
0
n
h
Carga
y
t
Lf T y
0
n
h
(kN) (mm)
(m) (m) (mm) (MN/m³)
(kN) (mm)
(m) (m) (mm) (MN/m³)
0,0
0,00
0,000
0,000
0,000
-
0,0
0
0,000
0,000
0,000
-
2,5
0,01
0,469
0,250
0,060
21073,6
2,5
0,03
0,747
0,548
0,022
2140,2
5,0
0,08
0,838
0,442
0,061
1219,9
5,0
0,14
1,042
0,619
0,113
416,4
7,5
0,15
0,915
0,482
0,117
791,0
7,5
0,29
1,179
0,655
0,239
226,5
10,0
0,28
1,042
0,548
0,225
416,4
10,0
0,45
1,248
0,667
0,375
170,7
12,5
0,40
1,097
0,575
0,325
327,4
12,5
0,59
1,270
0,688
0,493
155,9
15,0
0,55
1,155
0,607
0,451
249,7
15,0
0,77
1,311
0,745
0,646
133,6
17,5
0,81
1,261
0,662
0,675
161,9
17,5
1,11
1,418
0,827
0,944
90,0
20,0
1,10
1,345
0,706
0,927
117,3
20,0
1,69
1,576
0,885
1,460
53,2
22,5
1,43
1,419
0,745
1,216
89,7
22,5
2,29
1,687
0,971
1,997
38,0
25,0
1,97
1,536
0,806
1,695
60,5
25,0
3,29
1,852
1,049
2,903
23,8
27,5
2,74
1,674
0,878
2,386
39,4
27,5
4,49
2,002
1,160
3,998
16,2
30,0
4,41
1,928
1,010
3,910
19,6
30,0
6,49
2,215
1,235
5,843
9,8
32,5
6,39
2,140
1,121
5,732
11,6
32,5
8,39
2,359
1,295
7,601
7,2
35,0
8,08
2,267
1,188
7,291
8,7
35,0
10,32
2,473
1,352
9,391
5,6
37,5
10,17
2,400
1,257
9,229
6,6
37,5
12,5
2,582
1,391
11,420
4,5
40,0
11,93
2,483
1,300
10,861
5,5
40,0
14,44
2,656
1,434
13,225
4,0
42,5
14,70
2,616
1,370
13,446
4,3
42,5
17,06
2,758
1,395
15,675
4,7
109
Comparando o Quadro 8.2 com as Tabelas 7.2 e 7.3, percebe-se facilmente a
contribuição do reforço para a variação da profundidade de engastamento (Lf) e para a rigidez
relativa (T), a Tabela 8.3 correlaciona esses valores.
Tabela 8.3: Variação dos parâmetros Lf e T do ensaio.
Lf (m) T (m)
Carga
(kN)
Sem
reforço
Com
reforço
Diferença
(%)
Sem
reforço
Com
reforço
Diferença
(%)
42,5
2,616 1,437 82,0 1,370 0,733 86,9
30,0
1,928 1,357 42,1 1,010 0,704 43,5
Estaca 1
20,0
1,345 0,966 39,2 0,706 0,502 40,6
42,5
2,758 1,339 106,0 1,395 0,694 101,0
30,0
2,215 1,109 99,7 1,235 0,576 114,4
Estaca 2
20,0
1,576 0,992 58,9 0,885 0,516 71,5
A Figura 8.2 apresenta os gráficos de n
h
versus y
0
para o ensaio na condição reforçada
e sem o reforço. É visível, por estes gráficos, a contribuição do reforço no parâmetro n
h
.
Interessante observar que a contribuição é mais acentuada na faixa onde os valores de n
h
não
são tão sensíveis ao deslocamento, isto é, a faixa considerada ideal por diversos autores para o
cálculo deste parâmetro.
O comportamento observado nas curvas de P
H
versus y
t
da prova de carga nas estacas
com reforço, no trecho entre 55 e 72 kN, também se reflete na curva n
h
versus y
0
do ensaio:
no trecho de deslocamento entre 4 e 6 mm existe situações de elevação do valor do n
h
,
contrariando a evolução normal da curva. Este fato, no gráfico da Figura 8.2 permite afirmar
que no referido trecho houve um aumento da resistência ao deslocamento, certamente pelo
fato de existirem dois materiais opondo resistência, o solo-cimento e o solo natural, ou como
antes da carga de 55 kN estaria agindo apenas o solo-cimento, a partir desta carga o solo
natural começou a atuar em oposição ao deslocamento.
110
0,0
50,0
100,0
150,0
200,0
250,0
0,0 5,0 10,0 15,0 20,0 25,0 30,0 35,0 40,0
y
o
(mm)
n
h
(MN/m³)
Estaca 1 REFORÇADA
Estaca 2 REFORÇADA
Estaca 1 S/ REFORÇO
Estaca 2 S/ REFORÇO
Figura 8.2: Curvas de n
h
x y
0
para as estacas ensaiadas com e sem reforço.
8.2.2 Valor de n
h
Del Pino Jr. (2003) utilizou a faixa de deslocamentos compreendida entre 7 e
12 mm para cálculo do parâmetro n
h
de seu ensaio, porém, nesta faixa o valor de n
h
já
é bastante insensível ao deslocamentos, portanto, além de calcular o referido
parâmetro na condição reforçada pelo intervalo já usado por Del Pino Jr. (2003), nesta
pesquisa foi utilizada uma outra faixa, entre 4 e 10 mm, para cálculo nas duas
condições, obtendo os valores já apresentados no item 7.2.2.
A Tabela 8.4 apresenta os valores de n
h
calculados para as duas faixas em
questão, na condição reforçada e sem reforço, bem como as diferenças percentuais
entre estes valores, que mostram um aumento no valor de n
h
da ordem de 200% após o
reforço.
111
Tabela 8.4: n
h
na condição reforçada e sem reforço para as estacas ensaiadas.
n
h
(kN/m³)
y
0
(mm)
Sem
reforço
Com
reforço
Diferença
(%)
4 a 10
12,3 38,5 213,0
7 a 12
8 19,5 143,8
8.3 Comportamento estrutural das estacas
A fim de uma análise comparativa mais eficiente são apresentados nos gráficos das
Figuras 8.3, 8.4, 8.5, 8.6 e 8.7 os deslocamentos, as rotações, os momentos fletores, os
esforços cortantes e as reações do solo, respectivamente, para as condições reforçadas e sem
reforço plotadas no mesmo plano, para a mesma carga máxima utilizada no a condição sem
reforço (42,5 kN).
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
-5 0 5 10 15 20
Deslocamentos (mm)
Profundidade (m)
Estaca 1 S/ REFORÇO
Estaca 2 S/ REFORÇO
Estaca 1 REFORÇADA
Estaca 2 REFORÇADA
Figura 8.3: Deslocamento x profundidade para as estacas na condição reforçada e sem reforço (P
H
=42,5 kN).
112
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
-10 -8 -6 -4 -2 0 2
Rotações (rad)
Profundidade (m)
Estaca 1 S/ REFORÇO
Estaca 2 S/ REFORÇO
Estaca 1 REFORÇADA
Estaca 2 REFORÇADA
Figura 8.4: Rotação x profundidade para as estacas na condição reforçada e sem reforço (P
H
=42,5 kN).
Tabela 8.5: Rotações máximas ao longo da profundidade em ambas as condições (P
H
=42,5kN).
Rotações máximas
Positiva Negativa
(rad) Prof. (m) (rad) Prof. (m)
Estaca 1
0,04 3,60 -2,34 0,00
Reforçada
Estaca 2
0,04 3,60 -2,34 0,00
Estaca 1
0,21 6,00 -7,62 0,00
Sem
Reforço
Estaca 2
0,18 6,00 -7,12 0,00
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
-20 0 20 40 60
Momentos fletores (kN.m)
Profundidade (m)
Estaca 1 S/ REFORÇO
Estaca 2 S/ REFORÇO
Estaca 1 REFORÇADA
Estaca 2 REFORÇADA
Figura 8.5: Momento fletor x profundidade para as estacas na condição reforçada e sem reforço (P
H
=42,5 kN).
113
Tabela 8.6: Momento fletor máximo ao longo da profundidade em ambas as condições (PH=42,5 kN).
Momentos máximos
Positivo Negativo
(kN.m)
Prof. (m) (kN.m)
Prof. (m)
Estaca 1
27,95 1,20 -0,98 3,60
Reforçada
Estaca 2
27,95 1,20 0,95 3,60
Estaca 1
47,64 2,00 -2,06 7,20
Sem
Reforço
Estaca 2
45,77 2,00 -1,59 7,20
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
-20 0 20 40 60
Esforços cortantes (kN)
Profundidade (m)
Estaca 1 S/ REFORÇO
Estaca 2 S/ REFORÇO
Estaca 1 REFORÇADA
Estaca 2 REFORÇADA
Figura 8.6: Esforço cortante x profundidade para as estacas na condição reforçada e sem reforço (P
H
=42,5 kN).
Tabela8.7: Esforço cortante máximo ao longo da profundidade em ambas as condições (P
H
=42,5 kN).
Cortantes máximas
Positiva Negativa
(kN) Prof. (m) (kN) Prof. (m)
Estaca 1
42,50 0,00 -14,61
2,40
Reforçada
Estaca 2
42,50 0,00 -14,78
2,40
Estaca 1
42,50 0,00 -16,82
3,60
Sem
Reforço
Estaca 2
42,50 0,00 -16,67
3,60
114
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
-60 -40 -20 0 20
Reação no solo (kN/m)
Profundidae (m)
Estaca 1 S/ REFORÇO
Estaca 2 S/ REFORÇO
Estaca 1 REFORÇADA
Estaca 2 REFORÇADA
Figura 8.7: Reação do solo x profundidade para as estacas na condição reforçada e sem reforço (P
H
=42,5 kN).
Tabela 8.8: Rações do solo máximas ao longo da profundidade em ambas as condições (P
H
=42,5 kN).
Reações do solo máximas
Positiva Negativa
(kN/m)
Prof. (m) (kN/m)
Prof. (m)
Estaca 1
11,47 2,40 -26,94 1,20
Reforçada
Estaca 2
11,37 2,40 -27,33 2,40
Estaca 1
10,21 4,80 -43,40 1,20
Sem
Reforço
Estaca 2
10,01 4,80 -43,48 1,20
As Tabelas 8.5, 8.6, 8.7 e 8.8 apresentam uma comparação entre os valores dos
esforços máximos para as duas estacas ensaiadas nas condições reforçadas e sem reforço.
É significativa a redução notada nos esforços ao longo da profundidade da estaca após
o reforço, mas mais significativa é sua redistribuição, isto é, o deslocamento dos pontos de
máximos e mínimos esforços.
Oportuno comentar que, pelo exposto, ao dimensionar as armaduras de estacas
submetidas a esforços horizontais o uso do reforço proposto deve ser levado em consideração.
115
9
99
9
CONCLUSÕES
CONCLUSÕES CONCLUSÕES
CONCLUSÕES
9.1 Uso do resíduo de concreto em solo-cimento
A estabilização granulométrica com resíduo de concreto do solo estabilizado com
cimento nesta pesquisa mostrou-se bastante satisfatória, pois além de sugerir uma forma de
destinação adequada de um resíduo, contribui para a diminuição do consumo de recursos
naturais, produzindo um compósito com excelentes características técnicas: apresentou
redução de 2 pontos percentuais no consumo de cimento em relação ao solo natural (seria para
o solo natural 10% em massa seca e 8% para a mistura) e resistência à compressão axial de
6,32 MPa aos 28 dias.
9.2 Contribuição do reforço
9.2.1 Para diminuição dos deslocamentos
O reforço proposto elevou proporcionou uma elevação da ordem de 86 a 126% na
carga para um mesmo deslocamento, conforme deslocamento analisado; e uma redução da
ordem de 144 a 662% nos deslocamentos para uma mesma carga, conforme carga analisada.
9.2.2 Para aumento do n
h
Em geral o reforço elevou da ordem de 200% o valor do coeficiente de reação
horizontal do solo no ensaio realizado.
116
9.2.3 Para diminuição e redistribuição dos esforços
Os esforços cortantes, no geral, foram os que apresentaram redução menos
significativas (da ordem de 14% para as cortantes negativas, e valor constante para as
positivas – a nível do terreno), enquanto os momentos fletores apresentaram redução da
ordem de 70% e as rotações apresentaram redução da ordem de 230%.
As pressões no solo apresentaram redução da ordem de 50% para as reações positivas,
quanto às negativas os valores tiveram aumento da ordem de 10%.
9.3 Generalidades
- Faz-se necessário, para trabalhos futuros, uma análise quanto à influência da
colapsibilidade do solo reforçado.
- A realização de provas de carga em estacas instrumentadas, bem como uma
instrumentação no reforço, disponibilizaria resultados interessantes para posterior análise.
- A utilização do reforço proposto não substitui um projeto para dimensionamento das
estacas submetidas a esforços horizontais bem elaborado, uma vez que podem ocorrer
redistribuição de esforços, e não somente redução.
- O propósito desta pesquisa foi, em grande parte, alcançado: analisar a viabilidade e a
eficiência de uma solução de simples execução e baixo custo econômico e ambiental. Chega-
se mais próximo do objetivo ideal da pesquisa quando se percebe que a proposta realmente é
viável e eficiente.
117
10
1010
10
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