Recalque em Fundações Profundas Estacas Hélice Contínua Análise e Considerações

UNIDADE CURRICULAR DE NOME DA UC Prof 1 e Prof 2 Estruturas de fundações e contenções Aula Recalque Fundações Profundas Prof Rafaela Amaral 1 Considerações iniciais Em diversos projetos a capacidade de carga não é o fator limitante mas sim o recalque que a estrutura pode suportar em seu estado limite de serviço ELS Sabese que qualquer projeto de fundações deve atender aos critérios dos estados limite último ELU que faz referência à capacidade de carga da estrutura e concomitantemente ao estado limite de serviço ELS que está ligado às limitações impostas ao uso da estrutura Do ponto de vista do estado limite de serviço quando uma estrutura sofre recalque os danos causados podem impactar sobre os aspectos arquitetônicos estruturais eou funcionais Referência Pedro Lucas Prununciati1 Jean Rodrigo Garcia2 Tiago Garcia Rodriguez RECALQUES EM FUNDAÇÕES PROFUNDAS ANÁLISE EM ESTACAS HÉLICE CONTÍNUA REEC Revista Eletrônica de Engenharia Civil Vol 14 nº1 2018 2 Recalques Seja uma estaca qualquer de comprimento L embutida no terreno e com a sua base distante C da profundidade em que se encontra a superfície do indeslocável Superfície indeslocável abaixo da qual podemos desprezar as deformaçãoes decorrentes das cargas aplicadas ao maciço é determinada pelo topo rochoso ou o topo da camada de solo tão rígida que possa ser considerada indeformável A aplicação de uma carga vertical na cabeça dessa estaca provocará dois tipos de deformações Encurtamento elástico da própria estaca como peça estrutural submetida a compressão o que equivale a um recalque de igual magnitude da cabeça da estaca mantida imóvel a sua base As deformações verticais de compressão dos estratos de solo subjacentes à base da estaca até o indeslocável o que resulta um recalque da base Em consequência o comprimento L será diminuído para e a distância reduzida para Recalque total da cabeça da estaca 3 Encurtamento elástico Metodologia adaptada de Aoki 1979 Considere que sejam conhecidas as capacidades de carga das camadas distintas atravessadas por uma estaca Admitese que A carga vertical aplicada na cabeça da estaca seja superior à resistência lateral isto é um valor intermediário entre a resistência lateral e a capacidade de carga Todo atrito lateral esteja mobilizado A reação mobilizada na ponta que é inferior à resistência de ponta na ruptura seja o suficiente para o equilíbrio das forças Examinando essa estaca ao longo da profundidade podemos observar a diminuição do esforço normal de um valor máximo na cabeça da estaca até um mínimo na base da estaca por conta da transferência de carga que ocorre da estaca para o solo circundante devido à resistência lateral que o solo oferece Supondo linear a variação de em cada segmento de estaca correspondente a uma camada de solo podemos esboçar um diagrama simplificado para o esforço normal na estaca Em que e representam os valores médios do esforço normal nos segmentos da estaca de comprimento e Aplicando a lei de Hooke obtemos o encurtamento elástico da estaca Sendo área da seção transversal do fuste da estaca módulo de elasticidade do concreto suposto constante a para estaca prémoldada para hélice contínua Franki e estacão para Strauss e escavada a seco para aço Para madeira a ordem de grandeza é Para o caso de um pilar de concreto com módulo de elasticidade altura e seção transversal o diagrama de esforço normal é constante e igual a e o encurtamento elástico 3 Recalque do Solo Pelo principio da ação e reação a estaca aplica cargas ao solo ao longo do contato com o fuste e transmite a carga ao solo situado junto à sua base Devido a esse carregamento as camadas situadas entre a base da estaca e a superfície do indeslocável sofrem deformações que resultam no recalque do solo e portanto da base da estaca De acordo com Vesic 1975 esse deslocamento pode ser subdividido em duas parcelas Recalque devido à reação de ponta Reação às cargas laterais Conforme a metodologia de Aoki 1984 Considere a força vertical para baixo aplicada ao solo provocando um acréscimo de tensões numa camada subjacente qualquer de espessura e que seja a distância vertical do ponto de aplicação da força ao topo dessa camada Supondo a propagação de tensões o acréscimo de tensões na linha média dessa camada é dado pela expressão Sendo o diâmetro da base da estaca De maneira análoga as reações às parcelas de resistência lateral constituem forças aplicadas pela estaca ao solo verticais para baixo as quais também provocam acréscimo de tensões naquela mesma camada Expressão para o acréscimo de tensões Sendo diâmetro do fuste da estaca Essa figura ilustra essa condição para a força relativa a um segmento intermediário da estaca considerando seu ponto de aplicação como o centroide desse segmento O acréscimo de tensões na camada será Repetindo esse procedimento podemos estimar o acréscimo de tensões para cada uma das camadas que quisermos considerar a partir da base da estaca até o indeslocável Finalmente o recalque devido ao solo pode ser estimado pela Teoria da Elasticidade Linear Sendo módulo de deformabilidade da camada do solo Sendo módulo de deformabilidade do solo antes da execução da estaca tensão geostática no centro da camada expoente que depende da natureza do solo para materiais granulares e para argilas duras e rija em areia temos o aumento do módulo de deformabilidade em função do acréscimo de tensões o que não ocorre nas argilas Aoki 1984 considera para estaca cravada para estaca hélice contínua para estacas escavadas Em que é o coeficiente empírico do método AokiVelloso 1975 função do tipo de solo TAB 13 Coeficiente K e razão de atrito α Solo K MPa α Areia 100 14 Areia siltosa 080 20 Areia siltoargilosa 070 24 Areia argilosa 060 30 Areia argilossiltosa 050 28 Silte 040 30 Silte arenoso 055 22 Silte arenoargiloso 045 28 Silte argiloso 023 34 Silte argiloarenoso 025 30 Argila 020 60 Argila arenosa 035 24 Argila arenossiltosa 030 28 Argila siltosa 022 40 Argila siltoarenosa 033 30 Fonte Aoki e Velloso 1975 4 Previsão da Curva Carga X Recalque Aoki 1979 propõe uma metodologia para a previsão da curva carga X recalque de um elemento de fundação por estca conhecido um ponto dessa curva e considerando aplicável a expressão de Van der Veen 1953 Em que o parâmetro define a forma da curva Assim calculada a capacidade de carga e feita a estimativa do recalque para uma carga compreendida entre e Podemos determinar o valor de Resultando conhecida a expressão matemática da curva carga X recalque 5 Efeito de Grupo Os grupos de estacas apresentam sempre recalques superiores ao de uma estaca isolada submetida À mesma carga Recalque do grupo Sendo o recalque da estaca isolada Estudos apontam que para modelos de estacas cravados em areia medianamente compacta Cintra 1987 O método de Aoki e Lopes 1975 leva em conta a interação entre todos os grupos e elementos isolados da fundação estimando a contribuição de cada um nos recalques Em projetos de fundações usuais por grupos de estacas podemos considerar os valores de recalque admissível de Meyerhof 1976 25 mm para estacas em areia 50 mm para estacas em argila No caso de estacas isoladas impomos um fator de segurança de 15 à carga que provoca o recalque de 15 mm em areia ou de 25 mm em argila Desse modo estabelecemos uma margem para que os grupos recalquem mais que a estaca isolada mas provavelmente dentro dos limites indicados por Meyerhof Exemplo 1 Estimar o recalque da estaca prémolada de concreto cravada em local cuja a sondagem com é representada na figura considerando o módulo de elasticidade do concreto em estaca prémoldada Capacidade de carga KN Carga admissível Comprimento 12 m com a ponta na cota 13m Até 10 m KNm³ De 10 m à 12 m KNm³ De 12 m à 24 m 20 KNm³ Estaca Bloco a Diagrama de transferência de carga esforço normal na estaca Para a carga admissível Pa 500 kN aplicada na cabeça da estaca consideramos que as parcelas de atrito lateral são mobilizadas integralmente e que a reação na ponta Pp mobiliza apenas o suficiente para o equilíbrio das forças Pp 500 99 232 106 63 kN b Recalque devido ao encurtamento elástico do fuste ρe 1A Ec Σ P1 Li ρe 1π 03324 28 106 5004012 5 4011692 5 169632 2 ρe 16 mm c Recalque devido ao solo ρs A partir da cota de apoio da ponta da estaca 13 m vamos considerar camadas de espessura de 1 m para estimar o recalque de cada uma delas até a camada de recalque zero ou até atingir o indeslocável Para a estimativa do recalque de cada camada devemos obter o acréscimo de tensões Δσ na linha média de cada camada levando em conta as contribuições das reações laterais e da reação de ponta Os resultados estão indicados na Tab 31 Em seguida adotamos os seguintes valores do peso específico γ para encontrar a tensão geostática σo no meio de cada camada a até 10 m γ 16 kNm3 de 10 m a 12 m γsat 19 kNm3 de 12 m a 19 m γsat 20 kNm3 de 19 m a 24 m γsat 21 kNm3 Depois obtemos o módulo de deformabilidade Es de cada camada e finalmente o recalque de cada camada última coluna da Tab 32 Portanto fazendo o somatório da última coluna temos o recalque devido ao solo ρs 45 mm que somado ao encurtamento elástico da estaca resulta no recalque da estaca ρ 45 16 61 mm Exemplo 2 Em continuação ao exercício anterior vamos fazer a previsão da curva carga X recalque utilizando a expressão de Van der Veen 1953 Van der Veen P R 1 eap Do Exercício Resolvido 1 temos R 950 kN e do Exercício Resolvido 3 temos um ponto da curva P Pa 500 kN ρ 61 mm Substituindo 500 950 1 e61a a 012249 mm1 Logo a equação da curva carga recalque resulta P 950 1 e012249ρ Em seguida até um recalque de 10 do diâmetro da estaca encontremos cerca de 10 pontos da curva Tab 33 Finalmente esboçamos a curva carga recalque prevista Fig 37 Obs Esta metodologia é válida desde que a carga aplicada à estaca ultrapasse o valor mínimo necessário para mobilizar todo o atrito lateral como é o caso deste exercício 23 Se fossem apenas estacas isoladas em areia o recalque admissível seria de 25 mm o que confirmaria a carga admissível de 500 kN que provoca um recalque de apenas 61 mm Mas considerando que haja grupos de estacas nessa fundação devemos garantir um fator de segurança mínimo de 15 à carga que provoca o recalque de 15 mm Assim da curva carga recalque temos ρ 15 mm P15 800 kN Então Pa 80015 533 500 kN ok Portanto está confirmada a carga admissível de 500 kN Verificando de outro modo o fator de segurança em relação à carga que provoca o recalque de 15 mm é de 800500 16 15 ok Devemos observar que o fator de segurança é sempre uma relação entre cargas nunca entre valores de recalque 24 Em que ρ deslocamento mm P carga aplicada na estaca kN Es módulo de deformabilidade do solo MPa Ip I0RkRhRu I0 fator de influência para deformações Rk fator de correção para a compressibilidade da estaca Rh espessura h finita de solo compressível Ru correção para o coeficiente de Poisson do solo νs D diâmetro da estaca m Exemplo 3 Em continuação ao exercício anterior vamos fazer a verificação da carga admissível quanto aos recalques 6 Outros métodos MÉTODO POULOS E DAVIS 1980 Adotando a ideia de se dividir a estaca em elementos uniformemente carregados e os esforços cisalhantes nas superfícies desses elementos atuando de maneira uniforme o valor do deslocamento é obtido compatibilizando os deslocamentos da estaca com o deslocamento do solo adjacente para cada elemento da estaca É possível obter o deslocamento da estaca considerando sua compressibilidade quando imposta a um carregamento axial à compressão Através dessas considerações Poulos e Davis 1980 chegaram à seguinte equação para estacas de ponta isto é aquela que a estaca está apoiada em uma camada resistente de solo O método proposto por Poulos e Davis é diretamente sensível a fatores como espessura da camada de solo o comprimento da estaca coeficiente de Poisson e o módulo de deformabilidade do solo fazendo com que estes parâmetros exerçam elevada influência na determinação dos valores de e utilizando os ábacos propostos por estes mesmos autores MÉTODO VÉSIC 1969 1975a O método de previsão de recalque proposto por Vésic admite a ideia de que o deslocamento total de uma fundação profunda é resultado da soma de três parcelas de recalque encurtamento elástico da estaca recalque do solo que receberá a carga de ponta e recalque do solo devido às cargas de atrito lateral transmitidas ao longo do fuste RECALQUE DEVIDO AO ENCURTAMENTO ELÁSTICO O recalque devido ao encurtamento elástico pode ser determinado em função da distribuição do atrito lateral e do valor de carga de ponta RECALQUE DEVIDO AO SOLO A Equação que se refere ao recalque devido à carga transmitida na ponta é a seguinte Para o recalque devido à distribuição de carga no fuste temse Conforme proposto por Vésic 1969 1975a o valor de pode ser obtido através de uma relação entre o tipo de solo e seu grau de compacidade o tipo de estaca seu diâmetro e comprimento Para obter o valor de Vésic 1969 1975a propõe um valor para cada tipo de distribuição de atrito José Carlos A Cintra Nelson Aoki por estacas projeto geotécnico Fundações Journal of Building Engineering Prediction of physicalmechanical properties of hollow interlocking compressed unstabilized and stabilized earth blocks at different moisture conditions using ultrasonic pulse velocity Pardhasaradhi Kasinikota Deb Dulal Tripura This paper aims to investigate the effectiveness of ultrasonic pulse velocity UPV method to evaluate the physicalmechanical properties of hollow interlocking compressed unstabilized and stabilized earth blocks ICSEB at different moisture conditions The objective is to establish correlations between destructive and nondestructive tests To this end unstabilized and cement 4 6 8 and 10 by weight stabilized blocks were prepared and characterized for density porosity linear drying shrinkage and water absorption compressive strength flexural and splitting tensile strength and UPV at 28 days in airdry oven dry and wet states Additionally Xray diffraction and scanning electron microscopy SEM tests were performed to identify the effect of cement content on microstructure and phase composition The relationships among physicalmechanical parameters and UPV were evaluated Finally a statistical regression analysis was conducted and empirical equations are proposed to predict the mechanical resistance of ICSEB in terms of moisture content cement content dry density and UPV Results indicate that both moisture content and cement content have a significant effect on physicalmechanical properties and UPV of ICSEB The compressive strength flexural and splitting tensile strength porosity of ICSEB reduces with an increase in moisture content while density increases for all cement contents However the addition of cement significantly improved the block properties As the cement content increases from 4 to 10 the compressive strength flexural and tensile strength increase by about 37 54 and 65 times in airdry state respectively It was observed that mechanical response of blocks is more sensitive to water content than cement content Cement content 26 is recommended for production of durable ICSEB Microstructural investigation confirmed that addition of cement content reduces the pores and densifies the microstructure In unstabilized blocks UPV reduces with an increase in moisture content whereas in stabilized blocks higher UPV is obtained in airdry state followed by wet and ovendry states A strong correlation exists between UPV and physicalmechanical properties The proposed equations obtained from statistical analysis are capable of predicting the compressive strength flexural and splitting tensile strength with fair accuracy These findings confirm that UPV can be effectively used for assessing the performance of ICSEB QUE TENHAMOS UM EXCELENTE SEMESTRE LETIVO MUITO OBRIGADO PELA ATENÇÃO