Repositorio da Producao Cientifica e Intelectual da Unicamp:...
Transcript of Repositorio da Producao Cientifica e Intelectual da Unicamp:...
UNIVERSIDADE ESTADUAL DE CAMPINAS
Faculdade de Engenharia Civil, Arquitetura e Urbanismo.
VALÉRIO HENRIQUE FRANÇA
COMPORTAMENTO DE ESTACA MOLDADA “IN
LOCO” INSTRUMENTADA E CONFECCIONADA COM
CONCRETO INCORPORANDO RESÍDUO DE
BORRACHA.
CAMPINAS 2017
VALÉRIO HENRIQUE FRANÇA
COMPORTAMENTO DE ESTACA MOLDADA “IN
LOCO” INSTRUMENTADA E CONFECCIONADA COM
CONCRETO INCORPORANDO RESÍDUO DE
BORRACHA.
Tese de Doutorado apresentada à Faculdade de
Engenharia Civil, Arquitetura e Urbanismo da
Unicamp, para obtenção do título de Doutor em
Engenharia Civil, na área de Estruturas.
Orientador: Prof. Dr. Newton de Oliveira Pinto Junior
ESTE EXEMPLAR CORRESPONDE À VERSÃO FINAL DA TESE DEFENDIDA PELO ALUNO VALÉRIO HENRIQUE FRANÇA E ORIENTADO PELO PROF. DR. NEWTON DE OLIVEIRA PINTO JUNIOR.
CAMPINAS 2017
UNIVERSIDADE ESTADUAL DE CAMPINAS
FACULDADE DE ENGENHARIA CIVIL, ARQUITETURA E URBANISMO.
COMPORTAMENTO DE ESTACA MOLDADA “IN LOCO” INSTRUMENTADA E CONFECCIONADA COM CONCRETO
INCORPORANDO RESÍDUO DE BORRACHA.
Valério Henrique França
Tese de Doutorado aprovada pela Banca Examinadora, constituída por:
Prof. Dr. Newton de Oliveira Pinto Junior Presidente e Orientador/ UNICAMP
Profa. Dra. Maria Cecília Amorim Teixeira da Silva
FEC / UNICAMP
Prof. Dr. Paulo José Rocha de Albuquerque
FEC/ UNICAMP
Prof. Dr. Adriano Souza
UNESP – FEIS
Prof. Dr. Antônio Anderson da Silva Segantini
UNESP -FEIS
A Ata da defesa com as respectivas assinaturas dos membros encontra-se no processo de vida acadêmica do aluno.
Campinas 10 de Abril de 2.017
.
À minha amada mãe Eunice França
ao meu amado pai Antônio França (in
memorian) e minha amada esposa
Renata França por todo amor que me
dedicaram.
AGRADECIMENTOS
Agradeço a Deus por sempre ter me oferecido mais que eu mereço e também
por me guiar, iluminar e me dar tranquilidade para seguir em frente com os meus
objetivos e não desanimar com as dificuldades.
Aos meus pais Antônio França (in memorian) e Eunice Alves França a minha
irmã Judy Bell Lee França e a minha querida esposa Renata Cristina da Costa
França que contribuíram para tornar mais amenos os períodos de incerteza e hoje
partilham comigo a satisfação de concluir essa etapa.
Em especial ao meu pai Antônio França, pois esta realização foi fruto da
educação e dedicação ofertada juntamente com minha mãe Eunice. Também ao
meu sogro Ari da Costa (in memorian) que compartilhou das dificuldades e festejou
muito esta etapa da minha vida.
Ao Prof. Dr. Newton de Oliveira Pinto Junior pela orientação do trabalho e
pela oportunidade, amizade e todo o apoio que foi me concedido.
Ao Prof. Dr. Adriano Souza pela dedicação e disposição para auxiliar e
colaborar durante toda essa etapa.
Aos técnicos que se tornaram amigos Ronaldo, Gilson, Mário, Silvio,
Cavassano, Michelan, Francisco, Gilberto, Branco, Pascoalin, Lana, Milton, Jorge,
Sergio, Picuila, Joaquim, Bertoluci, Sumy e a todos que colaboraram para a
realização desta pesquisa.
Ao Laboratório CESP de Engenharia Civil, na pessoa do engenheiro Flávio
Moreira Salles, que colocou à disposição todas as instalações e apoio técnico, sem
os quais seria difícil alcançar o meu objetivo.
RESUMO
O estudo da incorporação de resíduos de borracha de pneus em concreto vem
sendo realizado a mais de dez anos, mas o seu uso efetivo em estacas e,
especialmente, nas estacas escavadas não se tem registro na literatura técnica e
científica. Motivado tanto pela conveniência ecológica quanto pela sustentabilidade,
decidiu-se por esta pesquisa, a qual objetivou a validação da utilização deste
concreto na confecção de estacas escavadas de pequeno diâmetro sem uso de
fluido estabilizante, que é a fundação mais indicada para obras de pequeno a médio
porte na região noroeste do Estado de São Paulo. O resíduo de borracha é um
passivo ambiental produzido em larga escala mundial, portanto a sua utilização
ambiental, e principalmente, em substituição a materiais naturais não renováveis é
de grande importância. Para avaliação deste concreto em fundações foram
confeccionadas seis estacas escavadas, com 0,30 m de diâmetro e 6,0 m de
comprimento, sendo três em concreto convencional e as demais com a utilização do
resíduo de borracha. Os resultados obtidos de resistência à compressão, módulo de
elasticidade, capacidade de carga e transferência de carga ao solo validaram a
utilização do resíduo de borracha na confecção de estacas escavadas.
Palavras-chave: Fundação; Estaca escavada; Capacidade de carga; Transferência
de carga; Borracha de pneu; Concreto.
ABSTRACT
The study of the incorporation of tire rubber waste in concrete has been conducted
for over ten years. Its actual application in piles, however, especially in bored piles,
has no record in technical or scientific literature. The motivation for this research has
derived as much from environmental convenience as from sustainability, and it aims
at validating the use of this concrete in the manufacturing of small caliber bored piles
without the use of stabilizing fluid, which is the recommended foundation for small
and medium-sized constructions in the Northwest of São Paulo State. Rubber waste
is a large-scale globally produced environmental liability of extreme relevance,
especially as a substitute for non-renewable natural materials. In order to assess this
variety of concrete in foundations, six bored piles have been manufactured, 0.3m in
diameter and 6m long, three of which were made of conventional concrete, and the
remainder used rubber waste in its composition. The results obtained in terms of
compression resistance, elasticity modulus, load capacity and load transfer to the
ground have validated the use of rubber waste in the manufacturing of bored piles.
Keywords: Foundation; Bored piles; Load capacity; Load transfer; Tire rubber;
Concrete.
LISTA DE ILUSTRAÇÕES
Página
FIGURA 2.1 Estrutura do Pneu de Automóvel .................................................... 31
FIGURA 2.2 Raspagem da carcaça .................................................................... 33
FIGURA 2.3 Reparação da carcaça .................................................................... 33
FIGURA 2.4 Destinação da borracha reutilizada e reciclada no Japão ............... 34
FIGURA 2.5 Deposição dos pneus na voçoroca ................................................. 36
FIGURA 2.6 Enterro e reafeiçoamento do terreno após três anos ...................... 37
FIGURA 2.7 Proteção das margens do córrego com pnues inservíveis ............ 39
FIGURA 2.8 Parede de pneu insivíveis ............................................................... 40
FIGURA 2.9 Perfil qualitativo de distribuição de carga axial em uma estaca ..... 56
FIGURA 2.10 Curvas tensão - recalque típicas dos diferentes tipos de ensaios .. 72
FIGURA 2.11 Configurações de montagem da ponte de Wheatstone . ................ 75
FIGURA 2.12 Acabamento superficial de fios e barras lisas ................................. 84
FIGURA 2.13 Geometria de uma barra nervurada e a interação mecânica
entre a barra e o concreto ............................................................ 85
FIGURA 2.14 Efeito da resistência à compressão do concreto na resistência
da aderência, Ø=25mm ................................................................ 88
FIGURA 2.15 Formação de espaços vazios ou poros sob as barras
concretadas em posição horizontal devida à segregação e ao
acúmulo de água ........................................................................... 90
FIGURA 2.16 Disposição geral do ensaio de arrancamento ................................. 93
FIGURA 2.17 Ensaio de arrancamento com anel circunferencial ......................... 94
FIGURA 2.18 Ensaio de flexão em vigas .............................................................. 95
FIGURA 2.19 Corpo-de-prova para o ensaio de extremo de viga ......................... 96
FIGURA 2.20 Desenho esquemático do corpo de prova ..................................... 97
FIGURA 2.21 Ensaio de Tirantes de Concreto ...................................................... 98
FIGURA 3.1 Resultados da caracterização da areia ......................................... 102
FIGURA 3.2 Resultados da caracterização da brita 1 ....................................... 103
FIGURA 3.3 Resíduos de borracha no estado natural ...................................... 105
FIGURA 3.4 Resíduos de borracha que passaram pela peneira número 16 .... 106
FIGURA 3.5 Resultados da caracterização dos resíduos de borracha no
estado natural ............................................................................... 107
FIGURA 3.6 Resultados da caracterização dos resíduo de borracha que
serão utilizados ............................................................................. 108
FIGURA 3.7 Diagrama de dosagem-Modelo de comportamento ...................... 111
FIGURA 3.8 Diagrama de Dosagem ................................................................. 113
FIGURA 3.9 Materias dispostos no interior da betoneira .................................. 115
FIGURA 3.10 Acabamento nos corpos de prova ................................................ 115
FIGURA 3.11 Película plástica nos corpos-de-prova .......................................... 116
FIGURA 3.12 Corpo-de-prova na retificadora ..................................................... 117
FIGURA 3.13 Prensa Hidráulica ......................................................................... 117
FIGURA 3.14 Ensaio de tração diametral ........................................................... 118
FIGURA 3.15 Prensa hidráulica e medidor de deformação ................................ 119
FIGURA 3.16 Resistência à Compressão ........................................................... 121
FIGURA 3.17 Resistência à Tração .................................................................... 121
FIGURA 3.18 Módulo de Deformação ................................................................. 122
FIGURA 3.19 Distância entre as nervuras .......................................................... 124
FIGURA 3.20 Aferição da altura das nervuras ................................................... 125
FIGURA 3.21 Formas para confecção dos tirantes ............................................. 127
FIGURA 3.22 Formas untadas sobre mesa vibratória ......................................... 129
FIGURA 3.23 Adensamento do tirantes utilizando mesa vibratória ..................... 129
FIGURA 3.24 Formas cobertas com sacos de aniagem úmidos ......................... 130
FIGURA 3.25 Sistema de Carregamento ............................................................ 131
FIGURA 3.26 Marcação das fissuras .................................................................. 131
FIGURA 3.27 Mapa do estado de São Paulo ...................................................... 133
FIGURA 3.28 Campo da UNESP – Ilha Solteira ................................................. 135
FIGURA 3.29 Campo experimental da UNESP – Ilha Solteira ............................ 135
FIGURA 3.30 Posicionamento das estacas escavadas Campo experimental da
UNESP ......................................................................................... 137
FIGURA 3.31 Resultados de sondagens SPT – FEIS/UNESP ........................... 138
FIGURA 3.32 Resultados dos ensaios CPT – FEIS/UNESP............................... 138
FIGURA 3.33 Valores mínimos, médios e máximos de N das sondagens SPT .. 139
FIGURA 3.34 Valores mínimos, médios e máximos dos ensaios CPT ............... 140
FIGURA 3.35 Perfis de solo do Campo Experimental da FEIS/UNESP .............. 141
FIGURA 3.36 Posicionamento das estacas com concreto convencional e
borracha ....................................................................................... 143
FIGURA 3.37 Posicionamento do caminhão para perfuração ............................. 144
FIGURA 3.38 Retirada do solo preso ao trado .................................................... 144
FIGURA 3.39 Conferencia da profundidade da estaca ....................................... 145
FIGURA 3.40 Detalhe da fixação da viga de reação a duas estacas de reação . 146
FIGURA 3.41 Detalhe do conjunto macaco e bomba hidráulica ........................ 147
FIGURA 3.42 Detalhe da celula de carga .......................................................... 148
FIGURA 3.43 Resultados Obtidos com a calibração da célula de carga ............ 148
FIGURA 3.44 Detalhe da viga de reação, estacas de reação e estacas teste .... 149
FIGURA 3.45 Processo de regularização da superfície ...................................... 151
FIGURA 3.46 Conferencia do diâmetro da barra ................................................ 151
FIGURA 3.47 Limpeza e colagem dos extensômetros ........................................ 152
FIGURA 3.48 Aplicação de Resina RK ............................................................... 152
FIGURA 3.49 Proteção dos extensômetros ........................................................ 153
FIGURA 3.50 Pastilhas com isopor utilizadas na ponta da estaca ...................... 154
FIGURA 3.51 Barras prontas para instalação ..................................................... 154
FIGURA 3.52 Esquema de transferência de carga e deformação de uma
seção da estaca ........................................................................... 156
FIGURA 3.53 Estaca instrumentada e resultados da transferência de carga ..... 157
FIGURA 3.54 Diagramas de transferência de carga ........................................... 158
FIGURA 4.1 Tirantes ensaiados ........................................................................ 168
FIGURA 4.2 Tirantes Ensaiados – Comparação de Tirantes ............................ 169
FIGURA 4.3 Resistência à Compressão ........................................................... 174
FIGURA 4.4 Módulo de Deformação ................................................................. 174
FIGURA 4.5 Curvas carga x recalque – Estacas em concreto convencional .... 178
FIGURA 4.6 Curvas carga x recalque – Estacas em concreto borracha ........... 179
FIGURA 4.7 Nível de instrumentação e definição dos trechos 1 e 2 ................. 180
FIGURA 5.1 Curvas carga x recalque dos dois tipos de estacas ...................... 197
FIGURA 5.2 Curvas carga x recalque ............................................................... 198
FIGURA 5.3 Gráfico carga versus profundidade – PC-1 (C) ............................. 203
FIGURA 5.4 Gráfico carga versus profundidade – PC-3 (C). ............................ 203
FIGURA 5.5 Gráfico carga versus profundidade – PC-5 (C) ............................. 204
FIGURA 5.6 Gráfico carga versus profundidade – PC-2 (C+B) ........................ 204
FIGURA 5.7 Gráfico carga versus profundidade – PC-4 (C+B). ....................... 205
FIGURA 5.8 Gráfico carga versus profundidade – PC-6 (C+B). ....................... 205
FIGURA 5.9 Nível de instrumentação e definição dos trechos. ......................... 209
FIGURA 5.10 Gráfico Tensão x Deformação – Estacas em concreto
convencional PC1 – Nivel 1,2 e 3 ................................................. 211
FIGURA 5.11 Gráfico Tensão x Deformação – Estacas em concreto
convencional PC3– Nível 1, 2 e 3 ................................................. 211
FIGURA 5.12 Gráfico Tensão x Deformação – Estacas em concreto
convencional PC5– Nível 1,2 e 3 .................................................. 212
FIGURA 5.13 Gráfico Tensão x Deformação – Estacas em concreto com
resíduo de borracha PC2 – Nível 1,2 e 3 ..................................... 212
FIGURA 5.14 Gráfico Tensão x Deformação – Estacas em concreto com
resíduo de borracha PC4 – Nível 1, 2 e 3..................................... 213
FIGURA 5.15 Gráfico Tensão x Deformação – Estacas em concreto com
resíduo de borracha PC6 – Nível 1,2 e 3 ..................................... 213
FIGURA 5.16 Gráfico Tensão x Deformação – Comparativo entre estacas –
Nível 1 .......................................................................................... 214
FIGURA 5.17 Gráfico Tensão x Deformação – Comparativo entre estacas –
Nível 2 .......................................................................................... 215
FIGURA 5.18 Gráfico Tensão x Deformação – Comparativo entre estacas –
Nível 3 .......................................................................................... 215
LISTA DE TABELAS
Página
TABELA 2.1 Exemplo de composição de borracha de pneus, porcentagem
utilizada, e finalidade da adição ...................................................... 28
TABELA 2.2 Volume de produção de Pneus........................................................... 29
TABELA 2.3 Classificação das estacas .................................................................. 58
TABELA 3.1 Resultados da Caracterização do Cimento ...................................... 104
TABELA 3.2 Composição final do Concreto Convencional ................................... 113
TABELA 3.3 Composição do Concreto 10% de resíduo de borracha ................... 114
TABELA 3.4 Valores obtidos nos ensaios de resistência à compressão dos
concretos ..................................................................................... 119
TABELA 3.5 Valores obtidos nos ensaios de resistência à tração dos concretos . 120
TABELA 3.6 Valores obtidos nos ensaios de módulo de deformação dos
concretos pesquisados ................................................................. 120
TABELA 3.7 Resultados mecânicos em barras de aço. ....................................... 123
TABELA 3.8 Resultados conformação geométrica .............................................. 125
TABELA 3.9 Valores para área relativa da nervura (FR) ..................................... 126
TABELA 3.10 Dimensão dos tirantes ensaiados .................................................... 128
TABELA 3.11 Resultados dos ensaios de caracterização do solo- UNESP ......... 134
TABELA 3.12 Valores de índices físicos – UNESP/FEIS ...................................... 134
TABELA 3.13 Valores médios de N,qc, e fs – UNESP/FEIS ................................. 140
TABELA 3.14 Trabalhos no Campus Experimental - UNESP ............................... 142
TABELA 3.15 Coeficiente caracteristica do solo C ................................................ 162
TABELA 3.16 Valores do fator α e β em função do tipo de estaca e do tipo do
solo ............................................................................................... 162
TABELA 3.17 Valores para o coeficiente M1 e M2 ............................................... 163
TABELA 3.18 Valores do parâmetro αTEX ........................................................... 164
TABELA 3.19 Valores do parâmetro βTEX ........................................................... 164
TABELA 3.20 Grupo de solos e equações para previsão da carga de ruptura de
estaca escavadas ......................................................................... 165
TABELA 3.21 Coeficientes α e β ........................................................................... 167
TABELA 4.1 Espaçamento médio entre fissuras (cm) e CV (%). .......................... 169
TABELA 4.2 Coeficiente de conformação superficial das barras estudadas ......... 170
TABELA 4.3 Tensão Média de aderência ............................................................. 171
TABELA 4.4 Valores obtidos nos ensaios de resistencia à compressão dos
concretos ...................................................................................... 172
TABELA 4.5 Valores obtidos para o módulo de elasticidade dos concretos ......... 173
TABELA 4.6 Nomenclatura utilizada para as estacas nas provas de carga .......... 175
TABELA 4.7 Carga aplicada e recalque sofrido -Estacas de concreto
convencional ................................................................................. 176
TABELA 4.8 Carga aplicada e recalque sofrido -Estacas de concr. borracha ....... 177
TABELA 4.9 Valores de cargas obtidos para cada nível instrumentado, durante
os estágios de carregamento – Estaca 1...................................... 181
TABELA 4.10 Valores de cargas obtidos para cada nível instrumentado, durante
os estágios de carregamento – Estaca 3...................................... 182
TABELA 4.11 Valores de cargas obtidos para cada nível instrumentado, durante
os estágios de carregamento – Estaca 5...................................... 183
TABELA 4.12 Valores de cargas obtidos para cada nível instrumentado, durante
os estágios de carregamento – Estaca 2...................................... 184
TABELA 4.13 Valores de cargas obtidos para cada nível instrumentado,
durante os estágios de carregamento – Estaca 4 ........................ 185
TABELA 4.14 Valores de cargas obtidos para cada nível instrumentado,
durante os estágios de carregamento – Estaca 6 ........................ 186
TABELA 4.15 Atrito lateral no contato solo-estca nos trechos1 e 2 – Estacas
1,3,5 concreto convencional ........................................................ 187
TABELA 4.16 Atrito lateral no contato solo-estca nos trechos1 e 2 – Estacas
2,4,6 concreto borracha ............................................................... 188
TABELA 4.17 Valores de tensão e deformação para cada nível instrumentado
durante os estágios de carregamento – Estaca 1 ........................ 189
TABELA 4.18 Valores de tensão e deformação para cada nível instrumentado
durante os estágios de carregamento – Estaca 3 ........................ 190
TABELA 4.19 Valores de tensão e deformação para cada nível instrumentado
durante os estágios de carregamento – Estaca 5 ........................ 191
TABELA 4.20 Valores de tensão e deformação para cada nível instrumentado
durante os estágios de carregamento – Estaca 2 ........................ 192
TABELA 4.21 Valores de tensão e deformação para cada nível instrumentado
durante os estágios de carregamento – Estaca 4 ........................ 193
TABELA 4.22 Valores de tensão e deformação para cada nível instrumentado
durante os estágios de carregamento – Estaca 6 ........................ 194
TABELA 5.1 Coeficientes de conformação superficial .......................................... 195
TABELA 5.2 Cargas de ruptura obtidas nas provas de carga PC-1 (C), PC-3 (C)
e PC-5 (C) .................................................................................... 199
TABELA 5.3 Cargas de ruptura obtidas nas provas de carga PC-2 (C+B), PC-4
(C+B) e PC-6 (C+B) ..................................................................... 199
TABELA 5.4 Comparativo entre as cargas médias de ruptura .............................. 201
TABELA 5.5 Cargas de ruptura estimadas por métodos empíricos. ..................... 201
TABELA 5.6 Comparação entre cargas de ruptura obtidas nas provas de carga
(Qr,pc) e estimadas por métodos empíricos (Qr,estimada). ......... 202
TABELA 5.7 Cargas de ponta e de atrito lateral, na ruptura ................................. 206
TABELA 5.8 Resistência de ponta e atrito lateral unitário, na ruptura ................... 208
TABELA 5.9 Diferenças percentuais entre deformações do Nível 1 –PC-3 (C) e
PC-2 (C+B). .................................................................................. 217
TABELA 5.10 Diferenças percentuais entre deformações do Nível 2 –PC-3 (C) e
PC-2 (C+B). .................................................................................. 218
TABELA 5.11 Diferenças percentuais entre deformações do Nível 3 –PC-3 (C) e
PC-2 (C+B). .................................................................................. 219
TABELA 5.12 Comparação entre percentuais de diferenças médias entre
deformações e o módulo de elasticidade dos concretos
estudados. .................................................................................... 219
LISTA DE SÍMBOLOS
Ap : área da seção transversal da ponta da estaca
As : área lateral da estaca
CC : célula de carga
CCP : célula de carga de ponta
dQ : carga transferida ao solo no trecho dz
dy : encurtamento da estaca no trecho dz
dz : altura do elemento (trecho) de estaca analisado
E : módulo de elasticidade
EPI : estaca piloto instrumentada
f : atrito lateral unitário
fmáx : atrito lateral unitário máximo
FS : fator de segurança
N : resistência a penetração do ensaio SPT
qc : resistência de ponta do ensaio de cone
qp,r : resistência de ponta, na ruptura
Q : carga normal axial
Qadm : carga admissível
Qrm,pc : carga de ruptura média determinada por provas de carga
Qp,r : carga de ponta, na ruptura
Qr : carga de ruptura
Qr,cal : carga de ruptura estimada por método empírico
Qs,r : carga de atrito lateral, na ruptura
R : raio
f : ângulo de atrito na interface solo-estaca
: recalque
: deformação específica do elemento
,
rc : tensão efetiva radial local equalizada
,
rs : tensão efetiva radial local estacionária
rf : atrito lateral unitário na ruptura
rz : tensão cisalhante local
QT : capacidade de carga da estaca ou carga de ruptura.
QL : resistência última lateral.
QP : resistência última de ponta ou base.
W : peso próprio da estaca.
qu : tensão limite no nível da ponta.
fu : tensão limite de cisalhamento ao longo do fuste.
U : perímetro.
c : coesão do solo.
c’ : coesão efetiva.
γ : peso específico do solo.
D : diâmetro da estaca.
NC, NQ : coeficientes de capacidade de carga, em função do ângulo de atrito e da
geometria da estaca.
z : profundidade total da camada de solo.
L : comprimento da estaca.
k : coeficiente de empuxo.
k0 : coeficiente de empuxo no repouso.
Ø : ângulo de atrito.
Ee : módulo de elasticidade da estaca.
ES : módulo de elasticidade do solo.
K : coeficiente que depende do tipo de solo.
αDEC : fator aplicado à parcela de ponta; de acordo com o tipo de solo e o tipo de
estaca; (Décourt e Quaresma, 1976;1996).
αTEX : Parâmetro adotado em função do tipo do solo e do tipo da estaca do método
de (Texeira, 1996).
αUFGRS : coeficiente de ajuste aplicado para resistência lateral do método da UFRGS.
Nl : índice médio de resistência à penetração na cota de apoio da estaca.
Np : índice médio de resistência à penetração na camada de solo de espessura Δl.
F1 e F2 : fatores de correção.
βDEC : fator aplicado à parcela de atrito lateral de acordo com o tipo de solo e o tipo
de estaca. (Décourt e Quaresma, 1996).
βTEX : Parâmetro adotado em função do tipo da estaca do método de (Texeira,
1996).
βUFGRS : coeficiente de ponta do método da UFRGS
Ni : valor de NSPT correspondente à camada i.
M1, M2 : coeficientes de proporcionalidade.
ap : área de ponta do amostrador SPT ( 20,4cm²).
α : coeficiente de ajuste aplicado para resistência lateral.
al : área lateral total do amostrador SPT (externa + interna = 810,5cm²).
Δl : espessura de cada camada de solo considerado.
η1 : eficiência do golpe = 0,764.
η2 : eficiência das hastes = 1.
η3 : eficiência do sistema.
z : comprimento da haste que penetrou no solo.
R : fator de redução.
α p : coeficiente função do tipo de estaca.
f : coeficiente função do tipo de estaca.
S: coeficiente função do tipo de solo.
C LCPC : fator de capacidade de carga.
kLCPC: coeficiente adimensional.
J : valor máximo permitido para resistência lateral unitária.
SUMÁRIO
Página
1. INTRODUÇÃO ..................................................................................... 23
OBJETIVO ........................................................................................... 24
MÉTODO DE DESENVOLVIMENTO DA PESQUISA ......................... 25
2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ................................................................ 26
2.1 Resíduos de Borracha ......................................................................... 26
2.1.1 Aspectos Gerais ................................................................................... 26
2.1.2 Utilização do Residuo de Borraca na Construção Civil ........................ 37
2.1.2.1 Utilização do Pneu Inservivel em seu Estado Natural .......................... 38
2.1.2.2 Utilização do Resíduo de Pneu em Concreto ..................................... 40
2.1.2.3 Utilização do Resíduo de Pneu em Argamassas ................................. 49
2.2 Fundações ........................................................................................... 54
2.2.1 Fundações Superficiais ........................................................................ 55
2.2.2 Fundações Profundas .......................................................................... 56
2.2.2.1 Estacas ................................................................................................ 57
2.2.2.2 Estacas Escavadas ............................................................................ 58
2.2.3 Estacas do Tipo Escavada sem Fluido Estabilizante ........................... 59
2.2.4 Provas de Carga Estática .................................................................... 66
2.2.4.1 Provas de Carga Lenta (SML) ............................................................. 69
2.2.4.2 Provas de Carga Rápida (QML) ........................................................... 70
2.2.4.3 Carregamento Misto ............................................................................ 71
2.2.4.4 Ensaio de Carregametno Ciclico.......................................................... 71
2.2.4.5 Prova de Carga Instrumentada ............................................................ 72
2.2.5 Capacidade de Cargas de Estacas ...................................................... 76
2.2.6 Transferência de Cargas de Estacas ao solo ...................................... 79
2.2.7 Alguns Procedimentos Atualmente Usados no Brasil para Estimar a
Carga de Ruptura (Qr) ......................................................................... 81
2.2.7.1 Generalidades ...................................................................................... 81
2.2.7.2 Estimativa da Carga de Ruptura .......................................................... 81
2.3 Aderência ............................................................................................ 82
2.3.1 Generalidades ...................................................................................... 82
2.3.2 Definição .............................................................................................. 83
2.3.3 Tipos de Aderência .............................................................................. 83
2.3.3.1 Aderência por adesão .......................................................................... 84
2.3.3.2 Aderência por atrito .............................................................................. 84
2.3.3.3 Aderência mecânica ............................................................................ 84
2.3.4 Parâmetros que Influem na Aderência ................................................. 86
2.3.4.1 Composição do concreto ..................................................................... 86
2.3.4.2 Idade de carga ..................................................................................... 87
2.3.4.3 Resistência Mecânica do concreto ...................................................... 87
2.3.4.4 Diâmetro da barra ................................................................................ 88
2.3.4.5 Posição das barras na concretagem .................................................... 89
2.3.4.6 Adensamento ....................................................................................... 90
2.3.4.7 Estado Superficial das Barras .............................................................. 91
2.3.5 Ensaios de Aderência .......................................................................... 91
2.3.5.1 Ensaio de Arrancamento Direto: “PULL-OUT TEST ( POT ) ............... 92
2.3.5.2 Ensaio de Arrancamento com Anel Circunferencial “Ring Pull Out
Test” ..................................................................................................... 93
2.3.5.3 Ensaios de Flexão – “Beam Test (Bt)” ................................................. 94
2.3.5.4 Ensaio de Aderência do Tipo “Push-Out Test”..................................... 95
2.3.5.5 Ensaio de Extremo de Viga – “Beam End Test”................................... 95
2.3.5.6 Ensaios das Quatro Barras .................................................................. 96
2.3.5.7 Ensaio de Conformação Superficial ou Ensaio de Tirante de
Concreto. ............................................................................................. 97
3 MATERIAS E MÉTODOS .................................................................. 100
3.1 MATERIAIS........................................................................................ 100
3.1.1 Agregado Miúdo ................................................................................. 100
3.1.2 Agregado Graúdo .............................................................................. 100
3.1.3 Cimento ............................................................................................. 101
3.1.4 Água .................................................................................................. 105
3.1.5 Resíduos de Borracha ....................................................................... 105
3.2 COMPOSIÇÃO EXPERIMENTAL DO CONCRETO .......................... 109
3.2.1 Traços dos Concretos Convencional e com Resíduos de Borracha .. 109
3.2.2 Fabricação e Conservação dos Corpos-de-Prova ............................. 114
3.3 ARMADURAS DAS ESTACAS .......................................................... 122
3.4 PRODUÇÃO DOS TIRANTES ........................................................... 126
3.4.1 Confecção dos Moldes ...................................................................... 127
3.4.2 Fabricação dos Tirantes .................................................................... 128
3.4.3 Sistema de Carregamento ................................................................. 130
3.4.4 Sistema de Leitura ............................................................................. 132
3.5 MÉTODO EXPERIMENTAL ESTACAS ............................................. 132
3.5.1 Campo Experimental ......................................................................... 132
3.5.2 Estacas e Sistema de Reação ........................................................... 142
3.5.3 Instrumentação das Estacas de Teste ............................................... 150
3.5.4 Concretagem das Estacas de Teste .................................................. 153
3.5.5 Prova de Carga Estática .................................................................... 155
3.5.6 Transferência de Carga ..................................................................... 155
3.5.7 Determinação da Capacidade de Carga ............................................ 159
3.5.7.1 Método de Aoki e Velloso (1975) ....................................................... 159
3.5.7.2 Método de Décourt e Quaresma (1978) ............................................ 160
3.5.7.3 Método de Militisky e Alves (1985) .................................................... 162
3.5.7.4 Método de Teixeira (1996) ................................................................. 163
3.5.7.5 Método de Vorcaro e Velloso (2000) ................................................. 164
3.5.7.6 Método da UFRGS (2005) ................................................................. 165
4 RESULTADOS ................................................................................... 168
4.1 ENSAIO DE TIRANTE ....................................................................... 168
4.2 CONCRETO UTILIZADOS NAS ESTACAS ...................................... 172
4.3 PROVAS DE CARGA ESTÁTICA ...................................................... 175
4.3.1 Comportamento Carga-Deslocamento .............................................. 176
4.3.2 Trasnferência de Carga Estaca-Solo ................................................. 179
4.3.3 Comportamento Tensão-Deformação ................................................ 188
5 ANÁLISE DOS RESULTADOS .......................................................... 195
5.1 ADERÊNCIA AÇO-CONCRETO ........................................................ 195
5.2 PROVAS DE CARGA ESTÁTICA ...................................................... 196
5.2.1 Comportamento Carga Recalque ...................................................... 196
5.2.2 Transferência de Carga ..................................................................... 202
5.3 DEFORMAÇÃO DOS MATERIAIS .................................................... 208
5.4 ANÁLISE GERAL ............................................................................... 220
6 CONCLUSÕES .................................................................................. 222
6.1 ADERÊNCIA AÇO CONCRETO ........................................................ 222
6.2 PROVA DE CARGA ESTÁTICA ........................................................ 222
6.2.1 Comportamento Carga Recalque ...................................................... 222
6.2.2 Transferência de Carga ..................................................................... 223
6.3 DEFORMAÇÃO DOS MATERIAIS .................................................... 223
6.4 GERAL ............................................................................................... 224
6.5 SUGESTÕES PARA FUTURAS PESQUISAS .................................. 224
7 REFERÊNCIAS ................................................................................. 226
23
CAPÍTULO 1 - INTRODUÇÃO
Entre os resíduos sólidos produzidos pela população, os pneus são
considerados resíduos especiais, sendo assim começam a ocupar papel de
destaque na discussão dos impactos sanitários e ambientais.
Esse tipo de resíduo apresenta processo de decomposição lento, podendo
levar até 240 anos para sua total decomposição. Possui baixa compressibilidade,
resultando na ocupação de grandes espaços. A sua queima inconsequente provoca
a fumaça negra, altamente poluidora pela diversidade de compostos liberados na
combustão, podendo provocar danos à saúde, e material oleoso, derivado de
petróleo, que carregado para os corpos d'água superficiais ou para os aquíferos
subterrâneos podem contaminar a água, tornando-a imprópria para o consumo, além
de prejudicar espécies que habitam o ambiente atingido. Além disso, quando
descartados em pilhas tornam-se locais ideais para criadouros de insetos e de
diversos vetores de transmissão de doenças como ratos, mosquitos, etc.
Todavia, as alternativas para utilização de pneus inservíveis não devem ser
adotadas somente como um meio de destinação do material, mas sim deve envolver
um estudo aprofundado, no sentido de buscar a melhoria do processo executivo, das
propriedades e a avaliação de suas consequências ambientais, durabilidade e pós-
uso.
No campo da construção civil, a utilização de pneus inservíveis tem
demonstrado ser uma alternativa tecnológica inovadora, permitindo incorpora-los
como agregado na produção de concreto. Alguns desses estudos estão sendo
desenvolvidos visando aperfeiçoar suas características, principalmente quanto ao
seu comportamento frágil, otimizando-os para determinadas aplicações específicas.
Sabe-se que o concreto é um material versátil, no entanto, com a evolução
dos processos construtivos e de novas necessidades oriundas de projetos arrojados,
24
constata-se que é preciso também modificar suas propriedades, tais como a
resistência à tração, dureza, ductilidade e durabilidade (ALBANO et aI., 2005),
aumentando, assim, as opções de aplicação deste material, além das formas
convencionais.
A partir disto, este trabalho visa fornecer uma opção para utilização deste
resíduo na composição do concreto, que será aplicado na confecção de estacas
escavadas.
OBJETIVO
Objetivo Geral:
O objetivo deste trabalho é investigar o comportamento do concreto com
resíduos de borracha provenientes do processo de recauchutagem de pneus na
confecção de estacas moldadas “in loco”.
Objetivos Específicos:
Avaliar as propriedades mecânicas do concreto com utilização do resíduo de
borracha – resistência à compressão, à tração e módulo de elasticidade;
Comparar os resultados com o concreto convencional;
Avaliar o comportamento da aderência aço/concreto para as duas dosagens;
Comparar as capacidades de carga da estaca executada com o concreto
convencional e a de concreto com resíduo de borracha;
Avaliar os recalques promovidos;
Avaliar o atrito lateral das duas composições e compará-los.
25
MÉTODO DE DESENVOLVIMENTO DA PESQUISA
A primeira etapa para elaboração da presente tese de doutorado foi a
identificação do problema, a definição dos objetivos do estudo e as possíveis
variáveis a serem estudadas no programa experimental.
Na sequência efetuou-se uma revisão bibliográfica que buscou esclarecer os
principais conceitos descritos na tese. A revisão bibliográfica contém informações
sobre os resíduos de pneus, os tipos de fundações, a capacidade de carga e o
fenômeno da aderência aço-concreto, bem como alguns tipos de ensaios
empregados em sua verificação.
A etapa seguinte foi a da elaboração do programa experimental, envolvendo
os ensaios para confecção do traço adequado para as estacas escavadas e também
ensaios de aderência do tipo tirante, para garantir a qualidade dos ensaios a serem
realizados.
Em seguida foi realizada a instrumentação das estacas, a concretagem e as
provas de carga.
Após esta etapa foram analisados os resultados obtidos com os ensaios e
elaboradas as conclusões.
26
CAPÍTULO 2 – REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
2.1 Resíduos de Borracha
2.1.1 – Aspectos Gerais
De acordo com historiadores a borracha era conhecida dos índios antes do
descobrimento da América. Em 1525, o Padre D'Anghieria relatou ter visto os índios
mexicanos praticarem esporte com bolas elásticas. Eles a utilizavam também para
impermeabilizar suas vestes e na confecção de vasilhames flexíveis (Anuário
Brasileiro da Borracha, 1997)
Charles de La Condamine foi um dos pioneiros do estudo científico sobre a
borracha e o seu primeiro contato com ela foi durante uma viagem ao Peru, em
1735, onde analisou a borracha no local e concluiu que esta não era senão "uma
espécie de óleo resinoso condensado".
O primeiro emprego da borracha foi como apagador. Magellan, descendente
de célebre navegador, foi quem propôs este uso. Por sua vez, Priestley na
Inglaterra, difundiu-o e a borracha recebeu o nome de "India Rubber", que significa
"Raspador da Índia". A palavra borracha teve sua origem numa das primeiras
aplicações úteis deste produto, dada pelos portugueses, quando foi utilizada para a
fabricação de botijas, em substituição às chamadas borrachas de couro que os
portugueses usavam no transporte de vinho (História da Borracha).
Com a chegada dos europeus na América foi descoberta a utilização da
borracha em vários seguimentos, mas havia dificuldade em virtude da rápida
coagulação do látex. No entanto, a descoberta de solventes possibilitou a ampliação
de sua utilização.
27
Segundo Pinheiro (2001), dois problemas em relação ao seu comportamento
da borracha foram notados a saber: a) na temperatura ambiente seu aspecto era
pegajoso e b) com aumento da temperatura e sujeito a esforço mecânico o material
se deformava permanentemente.
Buscando uma solução para o comportamento pegajoso da borracha, em
1838, Hayward adicionou enxofre eliminando o problema da pegajosidade.
Em 1845, o norte-americano Charles Goodyear descobriu casualmente o
processo de vulcanização da borracha, quando deixou cair borracha e enxofre no
fogão, resolvendo, assim, o problema de deformação, levando-a de um estado
essencialmente plástico para um estado essencialmente elástico (PINHEIRO 2001).
A partir desta descoberta o processo de vulcanização da a borracha ganha
três importantes propriedades: a) eliminação da plasticidade, b) eliminação da
termoplasticidade (qualidade de um material que permite sua modelação através do
uso do calor, tornando a endurecer com seu resfriamento) e c) introdução da
insolubilidade.
Mal sabia ele que sua invenção revolucionaria o mundo. Entre as suas
potencialidades industriais, além de ser mais resistente e durável, a borracha
absorve melhor o impacto das rodas com o solo, o que tornou o transporte muito
mais prático e confortável.
O pneumático, simplificadamente denominado de pneu, é um tubo de
borracha cheio de ar e ajustado ao aro da roda do veículo, permitindo a tração deste
e, ao mesmo tempo, absorvendo os choques com o solo sobre o qual o veículo
trafega. Será inconcebível, senão impossível, supor que outro dispositivo venha a
substituir o atual pneumático.
Atualmente, a maior parte dos pneus é feita com 10% de borracha natural
(látex), 30% de petróleo (borracha sintética) e 60% de aço e tecidos (tipo lona), que
servem para fortalecer ainda mais a estrutura.
28
De acordo com Segre (1999), um dos elastômeros mais utilizados na
fabricação do pneu é o SBR (estirenobutadieno copolímero), contendo 25% em peso
do estireno, os demais são: borracha natural, poli cis-isopreno, poli cis-isopreno
sintético e poli cis-butadieno.
Segue na Tabela 2.1 a ilustração de um exemplo de composição de
borracha de pneu, porcentagem utilizada de cada material adicionado e finalidade da
adição.
Tabela 2.1 – Exemplo de composição de borracha de pneus, porcentagem utilizada, e
finalidade da adição. Fonte: SEGRE (1999).
Componente Porcentagem Composição/Finalidade
SBR 62,1 [-CH2-CH=CH-CH2-ran-CH2-CH(Ph)-]n
negro de fumo
31,0 Fortificar a borracha/ aumentar a resistência à
abrasão/dissipar calor
óleo modificado
1,9 Mistura de hidrocarbonetos aromáticos/ amolecer a
borracha/dar trabalhabilidade.
óxido de zinco
1,9 Controlar o processo de vulcanização/aumentar
propriedades físicas da borracha
ácido esteárico
1,2 Controlar o processo de vulcanização/aumentar
propriedades físicas da borracha.
enxofre 1,1 Fazer o crosslink entre as cadeias poliméricas/prevenir
excessivas deformações a altas temperaturas.
aceleradores 0,7 Composto organo-enxofre/catalisar a vulcanização
SBR: estirenobutadieno copolímero
Porém, juntamente com a revolução no setor dos transportes, a utilização
dos pneus de borracha trouxe consigo a problemática do impacto ambiental, uma
vez que a maior parte dos pneus descartados é abandonada em locais inadequados,
causando grandes transtornos para a saúde e na qualidade de vida.
Segundo organizações internacionais, a produção diária mundial de pneus
novos é estimada em 2 milhões de unidades. Já o descarte de pneus velhos atinge
anualmente a marca de 800 milhões de unidades. De acordo com a ANIP
(Associação Nacional das Indústrias Pneumáticas) só no Brasil, em 2016, foram
29
produzidos cerca de 67,8 milhões de pneus e quase metade dessa produção foi
descartada no mesmo período.
A Tabela 2.2 ilustra o volume de pneus fabricados no Brasil e sua destinação
principal.
Tabela – 2.2. Volume de produção de Pneus. Fonte: ANIP (2017)
Unidades de Pneus (milhões)
2011 2012 2013 2014 2015 2016
Produção 66,9 62,6 68,8 66,7 68,6 67,8
Vendas (produção + importação) 72,9 67,8 74,3 72,8 71,9 70,7
Exportação 14,5 18,1 17,4 13,2 11,4 12,5
Principais Canais de Vendas
(em 2016)
Mercado de Reposição/Revendedores – 63,4%
Exportação – 18,5%
Indústria automobilística/Montadoras – 18,2%
Pode-se observar que a venda de pneus em 2016 atingiu mais de 70
milhões de novos pneus. Subtraindo a parcela que foi exportada, tem-se mais de 57
milhões de pneus novos vendidos em 2016 no Brasil.
Uma das preocupações é a forma de descarte deste resíduo na natureza,
que em sua grande maioria tem como destino os lixões, aterros sanitários e os rios.
Esta forma desordenada de descarte tem se tornado um grande problema para a
sociedade. No que tange à saúde, ele tem sido um meio de proliferação do mosquito
Aëdes Aegypti, devido ao acúmulo de água em sua parte interna. Para o meio
ambiente, o problema causado pela disposição de pneus em aterros sanitários e
lixões é grave, uma vez que eles possuem grande resistência a degradação,
podendo levar até 240 anos para se decomporem. Quando se opta pela queima
desses pneus, além de poder causar incêndios, pois cada pneu é capaz de ficar em
combustão por mais de um mês, o prejuízo causado ao meio ambiente acontece
também devido a enorme quantidade de fumaça negra e a liberação de mais de dez
litros de óleo no solo, contaminando a água do subsolo e aumentando a poluição do
ar.
30
O CONAMA (Conselho Nacional do Meio Ambiente) conseguiu, em agosto
de 1999, que o governo brasileiro oficializasse através da resolução nº 258,
publicada no Diário Oficial de 02/12/1999, que as empresas fabricantes e
importadoras de pneus fossem as responsáveis pela destinação final, de forma
ambientalmente adequada e segura de pneumáticos inservíveis, iniciando com um
pneu inservível para cada quatro novos a partir de 01/01/2002 e crescendo ano a
ano a proporção até chegar a cinco para cada quatro pneus a partir de 01/01/2005.
Infelizmente, devido à falta e à dificuldade de fiscalização isto não tem
ocorrido e os pneus continuam sendo descartados de forma inadequada no meio
ambiente. Vale ressaltar que ANIP criou os ecopontos, que são pontos que recebem
os pneus inservíveis em diversas capitais brasileiras, onde passam por um processo
de trituração e separação dos materiais dando destino ecológico aos subprodutos.
Para dar destino aos pneus usados não há uma tecnologia ideal, pois a
definição do processo depende de fatores, tais como: volume de pneus, proximidade
de mercado, tipo de consumidores, investimento necessário, além de incentivos
fiscais e financeiros. Para avançar no desenvolvimento de tecnologias voltadas para
a reutilização e a reciclagem de pneus, faz-se necessário um esforço conjunto de
empresas, do governo e da sociedade.
Quando se trata de um problema de controle de resíduos, é necessário que
essa abordagem siga uma hierarquia, chamada de 3Rs, a saber:
i) Reduzir: Em primeiro lugar, é necessário verificar a possibilidade de se
evitar a produção do resíduo, com a redução de consumo, do peso do
produto descartado, entre outras;
ii) Reutilizar: Em segundo lugar é necessário verificar se não é possível
encontrar uma nova utilização para esse produto, em que grande parte
das suas propriedades ainda possam ser contabilizadas,
iii) Reciclar: A terceira alternativa é o aproveitamento da matéria prima que
constitui o produto a ser descartado.
31
Uma forma encontrada para amenizar esse impacto trata-se da utilização
das metodologias de reciclagem e reaproveitamento. Entre elas, a recauchutagem
tem sido um mecanismo bastante utilizado para conter o descarte de pneus usados.
De acordo com o Boletim Informativo da Bolsa de Reciclagem nº 12, o Brasil ocupa
o 2o lugar no ranking mundial de recauchutagem de pneus, o que lhe confere uma
posição vantajosa junto a vários países na luta pela conservação ambiental. Esta
técnica permite que o recauchutador, seguindo as recomendações das normas para
atividade, adicione novas camadas de borracha nos pneus velhos, aumentando,
desta forma, a vida útil do pneu em 100% proporcionando uma economia de cerca
de 80% de energia e matéria-prima em relação à produção de pneus novos. A
Figura 2.1 ilustra a estrutura do pneu de automóvel.
Figura 2.1 – Estrutura do Pneu de Automóvel.
Fonte http://www.braziltires.com.br visitado em 20/03/2013.
Carcaça: Parte resistente do pneu; deve resistir à pressão, ao peso e
aos choques. Compõe-se de lonas de poliéster, nylon ou aço. A carcaça retém o ar
sob pressão que suporta o peso total do veículo. Os pneus radiais possuem ainda,
as cintas que complementam sua resistência;
Talões: Constituem-se internamente de arames de aço de grande
resistência, cuja finalidade é manter o pneu fixado ao aro da roda;
32
Paredes Laterais ou Flancos: São as laterais da carcaça, revestidas
por uma mistura de borracha com alto grau de flexibilidade e alta resistência à
fadiga;
Cintas (lonas): Compreende o feixe de cintas (lonas estabilizadoras)
que são dimensionadas para suportar cargas em movimento. Sua função é garantir
a área de contato necessária entre o pneu e o pavimento;
Banda de Rodagem: É a parte do pneu que fica em contato direto com
o pavimento. Seus desenhos possuem partes cheias chamadas de biscoitos ou
blocos e partes vazias conhecidas como sulcos, que devem oferecer aderência,
tração, estabilidade e segurança ao veículo.
Ombro: É o apoio do pneu nas curvas e manobras;
Nervura central: Proporciona um contato “circunferencial” do pneu
com o pavimento.
Em grande parte das recauchutadoras de pneus o processo de
recauchutagem é mecânico, e é através dele que se realiza a raspagem das bandas
de rodagem, por intermédio de dois cilindros ranhurados. Desse processo originam-
se os resíduos de borracha que serão utilizados nesta pesquisa.
A raspagem é a remoção da borracha remanescente da banda de rodagem,
configurando a carcaça no diâmetro, contorno e textura adequada.
Na Figura 2.2 é mostrado o equipamento utilizado para a raspagem da
banda de rodagem.
33
Figura 2.2 – Raspagem da carcaça. Fonte: http://www.renosul.com.br visitado em
20/03/2013.
Concluído o processo de raspagem o pneu vai para a fase de reparação
onde todas as avarias detectadas na carcaça, causadas por sua utilização, são
reparadas através de escoriações conforme ilustra a Figura 2.3.
Figura 2.3 – Reparação da carcaça. Fonte http://www.renosul.com.br visitado em 20/03/2013.
De acordo com a ANIP, no Brasil cerca de 70% da frota de transporte de
cargas e passageiros utilizam pneus recauchutados. O processo de recauchutagem,
por sua vez, gera grande quantidade de resíduos que é descartado da mesma
maneira que os pneus. A fim de amenizar este problema, projetos têm sido
realizados para dar fim ecologicamente correto a este material.
No Japão, onde o problema de disposição dos pneus é mais agravante, pois
são descartados cerca de um milhão de pneus por ano, de acordo com Fukumori et
al. (2002), a reutilização deste material tem sido intensificada. Várias destinações
34
são dadas aos pneus inservíveis, dentre elas se destaca o uso para produção de
energia em substituição ou adição ao carvão. A Figura 2.4 ilustra as várias
destinações dadas pelo Japão.
48%
12%
6%
3%
4%
7%
6%
2%
12%
Energia Exportação Recapagem
Outros Usos Borracha Desvulcanizada Pó de Borracha
Uso para Cimeto Uso para aço Desconhecido
Figura 2.4 – Destinação da borracha reutilizada e reciclada no Japão.
Fonte: Fukumori et al. (2002).
Nos Estados Unidos grande parte dos pneus inservíveis são utilizados como
combustível, mas o mercado vem se diversificando como na aplicações de pisos
para prática de esportes, produtos automotivos, forros para abrigar animais e,
principalmente, em pavimentações com asfalto (SUNTHONPAGASIT e DUFFEY,
2004)
No Brasil, algumas soluções estão sendo adotadas, entre elas a exportação,
como por exemplo, a empresa Ecija Comercial que exporta 1,2 mil toneladas de
borracha de pneus triturados, os quais são utilizados na fabricação de novos
produtos. As fibras de borracha passam por um processo de vulcanização – sendo
submetidas a altas temperaturas e pressão – para serem reutilizadas. O uso, no
entanto, vai depender do grau de elasticidade e da resistência exigidos pelo produto.
De acordo com Jacinto Padilha, proprietário da empresa, no Brasil só existem três
empresas que realizam este trabalho, pois os custos de coleta destes materiais são
muito altos.
35
Algumas empresas do ramo de cimento, cal, papel e celulose têm utilizado o
pneu inteiro como fonte de combustível do forno, pois 90% da composição da
borracha são de materiais orgânicos e seu poder calorífico é de 32,6 MJ/kg,
enquanto o carvão possui poder calorífico de 18,6-27,9 MJ/kg (MARK apud
ADHIKARI e MAITI, 2000). Vale salientar que a queima de pneus para aquecer
caldeiras é regulamentada por lei, na qual fica determinada que a fumaça emanada
(contendo dióxido de enxofre, por exemplo) deverá enquadrar-se no padrão I da
escala de Reingelmann para a totalidade de fumaças.
A Usina de Xisto da Petrobras, em São Mateus do Sul, está produzindo óleo
e gás, tendo como parte da matéria-prima pneus inservíveis. A estimativa da
empresa é de utilizar até 24 milhões de pneus por ano. O mais importante é que
deste processo nenhum resíduo ambiental é verificado, o aproveitamento do pneu é
de 40% a 50%, ou seja, aproximadamente metade do volume do material pode se
transformar em óleo. Além do óleo e do gás, os restos da produção são o carbono
(material inerte que não causa danos ao meio ambiente) e o aço das bandagens do
pneu, que também pode ser reciclado.
Uma forma criativa e bem eficaz de aproveitamento dos pneus inservíveis foi
criada por uma organização não governamental, a Fundação Guardiões da Terra,
que visa sua utilização na fabricação de móveis e utensílios domésticos, pois além
de dar um destino ecologicamente correto aos pneus, gera emprego e renda à
população carente. Seus idealizadores promovem cursos sobre a fabricação e
confecção que vai desde utensílios até móveis tais como: cadeiras e mesas, já
despertam grande interesse da comunidade local.
Buscando uma economia no sistema de construção de galerias pluviais,
pneus inservíveis estão sendo utilizados em substituição ao manilhamento de
cimento, com isso obtém-se uma economia de até 50% e ao mesmo tempo é
possível obter bons resultados, como a Prefeitura de Cascavel, no oeste do Paraná,
vem fazendo (NAVES, 2017).
36
São utilizadas as duas faixas de cada pneu, denominadas talões, com cerca
de 5 cm cada, que são encaixados uns aos outros formando uma espécie de tubo
com diâmetro entre 40 e 60 centímetros, amarrados com arames. Segundo Antônio
Guedes, seu inventor, a própria resina da borracha, ao longo do tempo, faz com que
esses pedaços se colem garantindo total impermeabilidade. Alguns testes realizados
por técnicos, após chuvas de grande intensidade, comprovaram a eficiência da
tubulação (NAVES, 2017).
O restante do pneu, depois de retirado os talões, é utilizado como sola para
sapatos, para conserto de sofás e outros artefatos.
Outra forma de se utilizar o pneu inservível foi proposta por Cappi (2004)
que destina esse material em recuperação para áreas erodidas. Os pneus são
depositados no fundo de voçorocas como ilustra a Figura 2.5, seguido de seu aterro
completo (ver a Figura 2.6), colaborando para o estancamento da área tratada.
Figura 2.5 – Deposição dos pneus na voçoroca.
Fonte: Cappi (2004).
37
Figura 2.6 – Aterro e reafeiçoamento do terreno após três anos.
Fonte: Cappi (2004).
Na construção civil alguns estudos estão sendo realizados com o objetivo de
contribuir para a preservação do meio ambiente.
2.1.2 – Utilização do Resíduo de Borracha na Construção Civil
No Brasil, a construção civil é responsável por cerca de 30% do consumo
dos recursos naturais extraídos, o equivalente a 220 milhões de toneladas de
agregados naturais por ano, que são retirados da natureza para serem utilizados
principalmente na produção de concretos e em argamassas. Devido a este elevado
consumo, os agregados naturais tornam-se cada vez mais escassos. Com isso, os
locais para a captação destes ficam cada vez mais distantes, elevando o seu custo
final.
Com a necessidade de novos materiais que venham a substituir estes
agregados, alguns pesquisadores tiveram a idéia de utilizar o resíduo de borracha,
proveniente da recauchutagem, como parte do agregado miúdo e graúdo. Diversos
estudos vêm sendo realizados na construção civil visando à utilização deste resíduo,
que resulta na retirada deste material do meio ambiente, faz-se necessária.
38
Tendo em vista uma solução ecologicamente correta, é interessante confinar
este material junto a concretos e argamassas, encontrando na construção civil uma
destinação adequada a este material.
Segundo Cincotto (1988), os critérios gerais para avaliação do resíduo de
borracha para uso na construção civil, são:
A quantidade disponível em um local deve ser suficientemente grande
para que se possa justificar o desenvolvimento de sistemas de manuseio,
processamento e transporte;
As distâncias de transporte envolvidas devem ser competitivas com os
materiais convencionais;
O material não deve ser potencialmente nocivo durante a construção
ou posteriormente à sua incorporação na estrutura.
O resíduo de borracha utilizado nesta pesquisa atende aos critérios acima
mencionados e é encontrado em grande quantidade na região sudeste do Brasil.
Segundo pesquisas realizadas, que serão aqui apresentadas, o resíduo pode ser
incorporado aos materiais de construção sem causar danos.
2.1.2.1 – Utilização do Pneu Inservível em seu Estado Natural
Uma das primeiras utilizações dos pneus inservíveis em seu estado natural
na construção civil foi em barreiras de proteção em rodovias, contenção de
encostas, nas estruturas alveolares e em defensas na área portuária (LONG, 1985).
Segundo Medeiro et al. (2000), a utilização de pneus inservíveis para a
construção de muros de contenção é altamente favorável do ponto de vista do
comportamento mecânico da contenção assim as deformações são mantidas em um
nível compatível com as obras civis. Os autores ainda acrescentam que o pneu é um
material que pode ser utilizado para esse tipo de obra, pois são constituídos de
39
borracha e são fortemente reforçados com fibras e metais, resultando em um
material com elevada resistência a tensões radiais, além disso, as propriedades
mecânicas dos pneus permanecem disponíveis mesmo depois de encerrada a vida
útil do pneu.
Visando a utilização dos pneus inservíveis, Miranda (2002), estudou seu
aproveitamento na execução de muros de proteção. Observou-se um bom
comportamento quanto à estabilidade e resistência deste material, com isso foi
possível executar a proteção da margem do córrego Pinheirinho, no município de
Porto Feliz –S.P. Por iniciativa da prefeitura municipal, construiu-se uma estrutura de
solo argiloso com pneus em sua extremidade em vez do uso de gabião. Segundo
Miranda (2002), foi utilizado para a proteção de 400 metros da margem do Córrego,
aproximadamente, 18.000 pneus alcançando uma altura de 2,40 metros, como
ilustra a figura 2.7. Realizou-se apenas uma fina camada de concreto para que água
não carregasse o solo que ficou entre os pneus.
Figura 2.7 – Proteção das margens do córrego com pneus inservíveis.
Fonte: Miranda (2002).
Oliveira (2015) estudou o isolamento térmico e acústico de paredes
fabricadas com pneus inservíveis, conforme ilustra a figura 2.8. Os painéis foram
construídos com pneus inteiros preenchidos com solo local compactado, o
travamento foi obtido por diferentes tamanhos dos pneus. De acordo com o autor as
paredes apresentaram bons niveis de isolação térmica e acústica devido à
40
espessura da parede, também observou-se que o painel demonstrou ser muito
estável devido ao peso próprio.
Figura 2.8 – Parede de pneus inservíveis.
Fonte: Oliveira (2015).
2.1.2.2 – Utilização do Resíduo de Pneu em Concreto
Uma das primeiras pesquisas foi desenvolvida por Ali et al. (1993) que
estudaram o comportamento do concreto com adição de fibras de borracha em
relação às propriedades físicas e compararam com concretos sem adições. Em seus
estudos utilizaram fibras de borracha com dimensões entre 0,6-1,2mm. Com os
resultados, os pesquisadores puderam observar uma redução na resistência à flexão
de 3,5 MPa (para o concreto sem adição de borracha) para 2,5 Mpa um decréscimo
de aproximadamente 29%. Examinando os resultados obtidos os pesquisadores
também observaram que a resistência à compressão sofreu uma redução, caiu de
45 MPa para 28 MPa, aproximadamente de 38%, não recomendando a sua
utilização para peças estruturais.
Topçu (1994) observou, em sua pesquisa, uma redução geral nas
propriedades físicas e mecânicas do concreto com fibras de borracha, constatando
uma maior redução com a utilização de fibras de diâmetros maiores. A diminuição da
resistência à compressão foi da ordem de 50%, enquanto a de tração foi de 64 %
41
para os concretos misturados com partículas de borracha finas. Usando partículas
de borracha grossas, a diminuição da resistência de compressão e a de tração foi da
ordem de 74%. Isto indica que os agregados de borracha graúdos afetam as
propriedades do concreto com maior intensidade que os agregados de borracha
finos.
Sukontasukkul e Chaikeaw (2006) avaliaram a substituição de 10 e de 20%
em massa de agregados de três formas: somente do agregado miúdo, somente do
agregado graúdo e de agregados miúdo e graúdo. Constatou-se, assim, que apesar
de ter provocado redução nas propriedades mecânicas do concreto, os resultados
satisfatórios quanto à tenacidade e à tração na flexão, obtendo maior energia de
fratura e melhor comportamento pós-pico. Verificaram também melhores resultados
quanto à resistência de derrapagem em comparação ao concreto de referência,
porém a resistência à abrasão foi prejudicada à medida que a quantidade de
borracha era inserida. Notou-se, na pesquisa que a mistura das borrachas (miúdo e
graúdo) apresentou os melhores resultados, que de acordo com os autores, devido a
melhor graduação que produziu melhor compactação e maior densidade.
Barbosa et al. (2007) pesquisaram a resistência ao impacto do concreto de
alto desempenho utilizando resíduo de casca de arroz e de pneu. Foram
substituídos 3% em volume do agregado miúdo por resíduo de pneu com uma faixa
granulométrica passante na peneira de abertura 2,38 mm e retidos na peneira de
abertura de 1,19 mm. Foram efetuadas algumas composições a fim de avaliar o seu
comportamento em relação ao traço controle. Os pesquisadores analisaram o
concreto de alto desempenho com adição de dois tipos de cinza (amorfa e cristalina)
e com resíduo de pneu. Como era esperado, o concreto com adição de borracha
apresentou menor resistência à compressão comparada às outras composições,
mas também foi observada uma melhoria em relação à resistência ao impacto,
ficando evidente a redução da fragilidade e o aumento da capacidade de absorção
de energia, devido à incorporação de borracha de pneu no CAD.
Azmi et al. (2008) investigaram a resistência a compressão axial do concreto
produzido com substituição do agregado miúdo. Realizaram várias dosagens com
42
quantidade de 5, 10 e 15% de substituição em volume pelo resíduo de pneu,
também estudou-se algumas relações água /cimento. Os resultados obtidos foram
comparados ao concreto convencional e observaram uma redução de
aproximadamente 35% nos concretos produzidos com 15% de substituição. Os
autores também perceberam que a resistência à compressão diminui quando a
relação água/cimento e a quantidade de borracha são aumentadas.
Panzera et al. (2009) estudaram o efeito do tamanho de partícula de
borracha na densidade aparente, porosidade e resistência à compressão.
Constatou-se que o fator de empacotamento das partículas menores é superior às
partículas maiores pelo efeito da forma mais arredondada das partículas. O aumento
da quantidade de borracha promove a diminuição da densidade dos compósitos. A
quantidade de poros formados em torno das partículas maiores é maior do que em
torno das partículas menores, em virtude do fator de empacotamento que nas
partículas menores é mais elevado, proporcionando uma grande quantidade de
borracha por área, que consequentemente diminui a porosidade aparente do
compósito. Conclui-se que a resistência à compressão está correlacionada com a
distribuição de poros, ocorrendo redução com o aumento de partículas de borracha.
A massa unitária do concreto também varia de acordo com o teor de borracha
incorporado na mistura. Baseado nos estudos de Freitas et al. (2009), à medida que
o teor de substituição de agregado miúdo por resíduo de borracha é aumentado, a
massa unitária do concreto apresenta uma tendência de ser reduzida. Os autores
atribuem esse comportamento ao fato da densidade da borracha ser menor que da
areia.
A massa específica dos concretos de acordo com Freitas et al. (2009) é
influenciada de forma direta quando no processo de mistura ou adensamento são
gerados vazios que aprisionam de forma não proposital o ar. Essas lacunas tornam
o material menos denso e vulnerável à percolação de substâncias deletérias,
comprometendo a resistência mecânica e durabilidade dos concretos.
43
Vieira et al. (2010) realizaram o estudo sobre a influência do tipo e da
porcentagem de agregados reciclados de borracha adicionados ao concreto.
Analisaram três tipos de agregados de borracha e três volumes de substituição
(2,5%, 5% e 7,5%). Os autores verificaram uma melhor resistência à compressão no
concreto com 2,5% de agregados reciclados de borracha com dimensão de 2,4 mm
De acordo com os resultados encontrados por Bewick et al. (2010), a
substituição parcial em volume dos agregados graúdos por resíduos de pneus
melhora significativamente a trabalhabilidade dos concretos quando se mantém
constante a relação água/cimento.
Campos et al. (2010) avaliaram as propriedades mecânicas dos concretos
produzidos com adição de 5 e 10% de fibras de pneus. Entre os ensaios realizados,
os autores constataram que apesar da redução das propriedades mecânicas em
torno de 27% e 32% respectivamente, a adição de fibras de borracha ao concreto
não reduz sua capacidade de absorção de energia.
Santos et al. (2010) analisaram o comportamento do concreto com 15% de
substituição do agregado miúdo por resíduo de borracha na confecção de peças
para lajes tipo treliçadas e compararam com o concreto convencional. Com a
avaliação dos resultados os autores concluíram que a inclusão do resíduo de
borracha não afeta significativamente a resistência dos modelos estudados, uma vez
que as peças trabalham em flexão.
Romualdo et al. (2011) pesquisaram o comportamento do concreto com
adição de raspas de pneus para utilização em concreto para calçadas. Os
pesquisadores adicionaram 5%, 10% e 15% de borracha ao concreto convencional e
avaliaram as suas propriedades mecânicas. Ao comparar com o concreto
convencional, os autores puderam observar que os concretos com adição da
borracha apresentaram um decréscimo nas características mecânicas, mas mesmo
assim apresentou resultados que viabilizam a sua utilização em calçadas ou peças
que não exijam grande resistência à compressão. Concluíram também que os
44
concretos com adição de borrachas tiveram melhor comportamento em relação à
flexibilidade.
Khalilitabas (2011) relata que um melhor comportamento do concreto com
resíduos de borracha à corrosão foi alcançado quando a borracha em pó foi usada
para substituir o agregado fino. Além disso, o teor de borracha não deve exceder
10% em peso de agregado fino. Com essas melhorias, o concreto emborrachado
pode ser utilizado em aplicações da construção civil. De acordo com o autor, para o
concreto ser aplicado como um novo material estrutural ou utilizado como semi ou
não-estrutural, os outros aspectos comportamentais, tais como a sua durabilidade,
devem ser investigados.
Gesoglu e Gííneyisi (2011) produziram concretos autoadensáveis,
substituindo os agregados finos por agregados de borracha (0, 5, 15 e 25% em
volume) e substituindo cimento por cinzas volantes. O principal objetivo desta
investigação foi estudar a permeabilidade deste tipo de concreto e a sua resistência.
Com relação à resistência, verificou-se uma redução acentuada nas composições
com maior taxa de agregados de borracha. Quanto à absorção de água, registou-se
um acréscimo com o aumento de agregados de borracha podendo, no entanto, este
efeito negativo ser melhorado com a adição de cinzas volantes.
Marques et al. (2011) investigaram concretos com a incorporação de
resíduos de borracha vulcanizada em diferentes traços, com o objetivo de analisar a
interferência deste material nas propriedades mecânicas do concreto. Substituiu-se
parte da massa do agregado miúdo por partículas de borracha de pneus, no teor de
7,5%. Os resultados indicaram um desempenho mecânico satisfatório, com
resistência média à compressão da ordem de 30 Mpa, o que torna este concreto
utilizável em diferentes setores da construção civil.
Cunha et al. (2011) avaliaram as dosagens de concretos adicionados de
resíduo de borracha de pneu tratados com hidróxido de sódio. Os resultados obtidos
demonstraram que a produção de concreto com pneus é viável, mas não é
45
aconselhável para casos de exigência estrutural, sugerindo sua utilização em
calçadas e blocos para enchimento.
Ignácio et al. (2011) analisaram o comportamento de concretos leves com
adição de fibras de borrachas inservíveis concluindo que, quanto maior a adição de
fibras de borracha ao concreto, menor é o módulo de elasticidade, além de exibir
uma maior deformação antes da ruptura do que o concreto convencional.
Queiroz (2012) adicionou teores de 10, 15, 20, 25 e 30 kg de resíduos de
borracha por metro cúbico em traços de tubos de concreto. Em todos os casos, as
resistências diametrais foram superiores ao limite da norma NBR 8890 (ABNT,
2007). Entre esses, o traço com 15 kg/m³ mostrou melhor resistência e menor
absorção de água.
Marques et al. (2013) avaliaram o efeito da incorporação de taxas variáveis
(até 15%) de agregados de borracha como um substituto do agregado natural, no
desempenho mecânico do concreto após submissão a altas temperaturas. Os
corpos de prova ensaiados no estudo foram sujeitos a diferentes níveis de
temperatura (400, 600 e 800ºC), sendo depois mantidos a essa temperatura durante
uma hora e posteriormente arrefecidos até a temperatura ambiente. Seguidamente
foram realizados ensaios de resistência à compressão para as diferentes
composições. Embora as propriedades mecânicas do concreto com agregados de
borracha sejam, visivelmente, mais afetadas que as do concreto com agregados
naturais, especialmente para temperaturas mais elevadas, esta redução não
impossibilita o uso de concreto com agregados de borracha em aplicações
estruturais (MARQUES et al., 2013).
Aliado às reduções do módulo de elasticidade de concretos com resíduo de
pneu, Holmes, Dunne e O’Donnell (2014) obtiveram um aumento significativo no
valor de resistência à flexão de vigas com adição de resíduos de borracha de pneu.
Tal comportamento mostrou-se favorável a um tipo de ruptura com maior ductilidade,
que proporcionou um aumento da capacidade de absorção de energia.
46
Eiras et al. (2014) pesquisaram as propriedades mecânicas do concreto com
40, 50 e 60% de substituição do volume de areia por borracha. Concluíram assim
que a adição de borracha no concreto altera suas propriedades mecânicas,
reduzindo a resistência à compressão e o módulo de elasticidade. Entretanto,
embora haja uma redução na resistência mecânica do concreto com borracha, Eiras
et al. (2014) alcançaram o requisito mínimo de resistência mecânica para as
unidades de alvenaria e chegaram à conclusão de que os concretos com borracha
eram promissores para aplicações em construções, onde são necessárias
propriedades térmicas e acústicas.
Bravo (2014) analisou a inserção de diferentes substituições de areia por
resíduos de borracha em blocos de concreto com utilização de metacaulim. À
medida que a substituição aumentou, foram observadas reduções da
trabalhabilidade, do peso específico e da resistência à compressão axial (sendo esta
última em valores de perda de 81%, ocasionada pela substituição por resíduos em
26,8%). Farhan, Dawson e Thom (2015) explicam que a menor massa específica da
borracha (em relação ao agregado miúdo) não é o único fator responsável pela
queda da massa específica do concreto com resíduos. A eficácia da compactação é
afetada pelo acréscimo de borracha devido ao amortecimento das partículas. Isso
diminui a compactação do concreto, tornando-o mais leve, com a utilização de fibras
de borracha (granulometria maior que da areia grossa) em lajes pré-moldadas
treliçadas.
Kardos e Durham (2015) estudaram a incorporação de resíduos de pneus
provenientes da recauchutagem como substituição parcial de agregado fino nas
misturas de concreto para utilização em pavimentos. As porcentagens de resíduos
de pneus utilizadas foram 10%, 20%, 30%, 40% e 50%. Os resultados foram
comparados com a mistura controle, contendo apenas areia como agregado fino e
chegaram à conclusão de que a substituição de 30% da areia por resíduos de pneu
foi ótima, já que produziu as propriedades necessárias para pavimentos de concreto,
tanto no estado fresco quanto no endurecido.
47
Thomas e Gupta (2015) concluíram que o concreto com borracha tem
melhor resistência à abrasão quando comparado ao concreto referência (sem
borracha). Ainda sugerem sua utilização em obras as quais sofrem por ações
abrasivas aplicadas pela movimentação de veículos, tais como pisos de concreto,
estradas e vertedouros de barragens.
Morsy et al. (2016) notaram diferentes comportamentos da frequência
natural e do amortecimento em vigas de concreto armado com utilização resíduo de
borracha. Os resultados para diferentes cargas mostraram que a frequência natural
diminuiu 6% do valor intacto (sem cargas), indicando crescimento de fissuras e a
presença de dano. Por outro lado, o amortecimento aumentou à medida que o nível
de dano foi maior. Os autores concluíram que a utilização da borracha em
substituição (15%) ao agregado miúdo é viável desde que observados as
propriedades mecânicas.
Viana et al. (2016) realizaram incorporação do resíduo de borracha no
concreto para utilização na confecção de lajotas de pavimentação. Substituíram a
areia em 5, 10 e 15% em volume pela borracha e analisaram a resistência a
compressão, absorção de água, porosidade e massa específica. Com os resultados
obtidos os autores concluíram que a massa específica apresentou aumento na
substituição de 5% e redução nas substituições de 10% e 15% houve redução da
absorção de água, sendo que os menores valores de absorção estão relacionados
com a adição da borracha em 15% do mesmo modo o índice de vazios também
reduziu com a adição dos resíduos. Os menores índices de vazios são respectivos
às porcentagens de substituição em 10% e 15%. A resistência à compressão sofreu
redução em torno de 20% para a menor substituição e de 25% para a maior. Com
estes resultados os pesquisadores concluíram que é possível a utilização desta
composição na confecção das lajotas e que a incorporação da borracha traz
benefícios ao concreto para esta finalidade.
Fazzan et al. (2016) avaliaram a viabilidade de utilização do resíduo de
borracha em concretos estruturais, analisaram as propriedades mecânicas e físicas
dos corpos de prova de concreto produzidos com fibras de borracha de pneu e
48
compararam com o concreto convencional. Para a composição do concreto com
borracha é substituído 10%, em relação ao volume do agregado miúdo por resíduo
de borracha. Com a realização dos ensaios observou-se que um acréscimo nos
valores de resistência à tração aos 28 dias superior a ordem de 10%. O módulo de
elasticidade do concreto com adição do resíduo foi maior que o módulo do concreto
sem resíduo 5%. Observou-se, também, uma redução nos valores de absorção de
água e a redução da resistência à compressão ficou abaixo de 5%. Vale ressaltar
que a composição do traço para o concreto com resíduo sofreu redução do fator
água/cimento e utilizou-se aditivo superplastificante.
Pereira (2016) estudou a incorporação de diversas quantidades do resíduo
de borracha (5, 10 e 15%) em concreto de alto desempenho. Avaliou-se as
características físicas do concreto e comparou com o concreto sem adição.
Analisando a resistência à compressão de acordo com o autor para as substituições
de 5, 10 e 15% obteve-se uma redução de 17, 14,5 e 28,5%, respectivamente. Para
a resistência à tração uma redução de 11, 19,5 e 32,2%, respectivamente. Apesar
das reduções, o concreto com 5% de substituição atingiu resistência à compressão
superior a 50 Mpa, viabilizando sua utilização em CAD.
Albuquerque et al. (2016) analisaram as propriedades mecânicas do
concreto, elaborado a partir da substituição de 10% do agregado miúdo por borracha
de pneu. Também observou-se o aumento do consumo de cimento em duas frações
5% e 30%, se comparados ao concreto sem adições. Foram realizados testes
experimentais em corpos de prova submetidos à compressão axial e flexão simples.
Com os resultados obtidos pode-se observar que ao substituir 10% de borracha
houve redução na resistência à compressão, para mesmo consumo de cimento de
44%. Com o acréscimo de 5% de cimento obteve-se uma redução de 28% e com o
aumento do consumo para 30% uma pequena redução 7%. Para os testes de flexão
simples observou-se decréscimo de 43% para o concreto com borracha e sem
acréscimo de cimento, em relação ao concreto sem borracha. Com o acréscimo de
30% de cimento a resistência à flexão foi aproximadamente igual à da amostra de
concreto sem borracha. Desta forma, para que o concreto com adição de 10% de
49
borracha tenha propriedades mecânicas equivalentes ao concreto convencional,
deve-se aumentar o consumo de cimento para 30%.
2.1.2.3 – Utilização do Resíduo de Pneu em Argamassas
Prado et al. (2007) avaliaram a eficiência do resíduo de borracha de pneu
como impermeabilizante na utilização em alicerces, piscinas, caixas d’água e
revestimentos internos e externos de paredes. Utilizaram o resíduo proveniente da
trituração de pneus inservíveis com duas granulometrias 420 μm e 1000 μm, que
foram incorporados nas argamassas substituindo o agregado miúdo em 20% do
volume. Elaboraram também, uma argamassa padrão com adição de aditivos
impermeabilizantes, sem adição de borracha, para efeito de comparação. Foram
realizados dois traços 1:3 (cimento: areia), para revestimento impermeável de caixas
d´água, piscinas e alicerces e o traço 1:2:8 (cimento:cal:areia), para revestimento
interno e externo de paredes.
Com a realização dos ensaios os autores observaram para o traço 1:3, que
em relação à absorção, não ocorreram variações significativas dos traços com
utilização de borracha. Para o traço 1:2:8, a borracha se mostrou um material
eficiente na redução de absorção, apresentando resultados melhores do que o traço
padrão e o traço com aditivo impermeabilizante.
Canova et al. (2008) estudaram argamassa de revestimento com resíduos
de pneus, que foi produzida com cimento, cal virgem e areia, no traço 1:1,5:9 (em
volume) e adição de pó de borracha, nas proporções 0, 6, 8, 10 e 12% do volume de
agregado. Avaliaram a massa específica, o teor de ar incorporado, a retenção de
água no estado plástico, a absorção de água e a resistência de aderência à tração.
A partir dessas análises concluíram que a argamassa com resíduo de borracha
apresentou menores incidências de fissuras no revestimento também redução no
módulo e na resistência, e aumento no teor de ar incorporado comparada a
argamassa convencional.
50
Meshgin et al. (2012) estudaram os efeitos de pneus inservíveis nas
propriedades mecânica e térmica de argamassa de isolamento. Com o aumento do
teor de borracha, a resistência à compressão e resistência à flexão das argamassas
diminuíram. A fratura ocorreu gradualmente e suavemente, não exibindo
características de fratura frágil. Os resultados de condutividade térmica mostraram
que as partículas menores e em maiores quantidades de borracha resultaram em
menor condutividade térmica. O MEV (microscopia eletrônica de varredura) mostrou
que a condição de interface entre as partículas de borracha e o cimento é adequada,
viabilizando a utilização da borracha em argamassas. Observou-se que a
condutividade térmica da argamassa depende não só da fração de volume das
partículas de borracha, mas também do tamanho médio das partículas. Quanto
menor for o tamanho de partícula da borracha, menor será a condutividade térmica
da argamassa com resíduos de borracha.
Em outra pesquisa Cintra et al. (2014) investigaram a utilização da borracha
de pneu na composição de argamassa de revestimento para alvenaria. Tais
argamassas foram comparativamente avaliadas em relação a outras feitas com os
mesmos componentes, exceto o agregado de borracha reciclada de pneus. Com
isso, foi possível aos autores identificarem a interferência causada pela adição da
borracha. Com os ensaios, os pesquisares concluíram que as argamassas contendo
vermiculita expandida e borracha reciclada de pneus apresentaram propriedades
similares no estado fresco. Enquanto que, no estado endurecido, apresentaram
melhores resultados de resistência à compressão e aderência do que aqueles
apresentados pelas argamassas, que não foram aditivadas com borracha (só com
vermiculita). Concluíram, também, que a combinação da borracha com vermiculita
em argamassas leves para alvenaria é uma alternativa viável, aliando aspectos de
sustentabilidade e proteção ambiental, além de possuírem menor custo, comparado
ao das argamassas à base de vermiculita.
Com o objetivo de analisar o isolamento acústico e térmico de placas
confeccionadas com resíduos de borracha, Lima et al. (2014) produziram dois tipos
de compostos utilizando como matriz o PVA (poliacetato de vinilla). O primeiro,
51
apenas constituído por farelo da borracha de pneu e o aglomerante PVA (material
compósito), o segundo tipo de corpo de prova (sanduíche) que seguiu o mesmo
procedimento de fabricação do primeiro. Ao final do processo de cura em estufa,
foram coladas duas placas de compensado de madeira formando três camadas
sequenciais, que foram submetidas ao processo de prensagem e, posteriormente,
de cura.
Após a execução dos ensaios, os autores concluíram que as placas tipo
sanduíche apresentaram valores superiores quanto ao isolamento térmico e
acústico, quando comparados apenas com a borracha. Resultado suficiente para
demonstrar o ótimo desempenho termo acústico, comparado aos materiais com
estes fins disponibilizados no mercado.
Queirós (2015) avaliou o desempenho de argamassas à base de cimento
para rejuntamento de placas cerâmicas com adição (em massa) de resíduo de
borracha em diversas proporções (4, 8, 12, 16 e 20%) e comparou com a argamassa
sem adição. As argamassas foram submetidas aos ensaios de índice de
consistência, retenção de água, permeabilidade, absorção de água por imersão,
resistência à compressão e tração, densidade de massa no estado endurecido e
resistência de aderência à tração. Analisando os resultados, o autor verificou que a
argamassa de referência não atendeu às exigências nas normas de especificação
em apenas dois parâmetros avaliados: resistência à tração e retenção de água. A
argamassa de 4% de adição atendeu apenas às exigências de resistência à
compressão e de aderência à tração. As demais adições 8% 12% 16% e 20%
atenderam às normas apenas quanto à resistência de aderência à tração. O autor
conclui que a adição do resíduo de borracha não confere melhoria de desempenho
às argamassas de rejuntamento.
Pinto et al. (2016) estudaram o comportamento de argamassas mistas de
revestimento produzidas com 10% em volume de resíduos de borracha de pneus,
em substituição parcial ao agregado miúdo, aplicadas em painéis de alvenaria e
comparou a argamassas convencionais. Analisou-se o desempenho das
argamassas de revestimento mediante a realização de ensaios de permeabilidade à
52
água, resistência ao impacto de corpo duro e susceptibilidade à fendilhação. Com os
resultados obtidos, os autores concluíram que as argamassas com resíduo de
borracha apresentaram maior permeabilidade em torno de 25%. Em relação ao
impacto de corpo duro, ensaio relacionado à capacidade que a argamassa de
revestimento tem de oferecer segurança no uso e garantir seu desempenho após o
choque, apresentou decréscimo em torno de 21%, ou seja, com menor número de
impactos a argamassa com borracha apresentou fissuras. Em relação aos
resultados de susceptibilidade à fendilhação o comportamento das argamassas foi
idêntico, o que comprovou que nenhuma das argamassas pesquisadas apresentou
qualquer fissuração. Sendo assim além de viável a borracha traz benefícios à
argamassa.
Outra solução para os pneus inservíveis é fazer o pneu velho voltar para as
estradas, mas sob a forma de asfalto. Os pesquisadores descobriram que é possível
adicionar à composição asfáltica um percentual de borracha de pneu triturada. A
medida aumenta em mais do que o dobro a durabilidade do asfalto. Os fabricantes
do asfalto-borracha prometem ainda outros benefícios, como uma maior aderência e
a redução sensível dos ruídos de atrito (OLIVEIRA e CASTRO, 2007). Segundo
SEESP (2013), o asfalto-borracha custa R$ 1,4 mil por tonelada, frente aos R$ 1,1
mil do asfalto tradicional. Há muitos benefícios, mas nem todas as empresas estão
dispostas a arcar com o custo maior. A tecnologia traz vantagens ambientais - já que
a produção reaproveita pneus velhos. A cada quilômetro de rodovia com asfalto
ecológico, cerca de mil pneus são utilizados. Duas outras vantagens da estrada com
borracha são o aumento da aderência dos veículos na pista e a maior absorção da
água em dias de chuva.
Analisando as primeiras pesquisas (ALI et al.,1993; TOPÇU, 1994) observa-
se uma tendência favorável para a utilização das fibras de borracha de pneus em
forma de adição ao concreto. Outro fato importante foi que os pesquisadores
obtiveram reduções médias de 44% na resistência à compressão, isso se confirma
nos estudos realizados por Campos e Jacintho (2010), Romualdo et al. (2011),
Ignácio et al. (2011) e Queiroz (2012), que indicaram uma preocupação em relação à
53
quantidade de fibra de borracha que deve ser adicionada ao concreto. A fim de obter
menores decréscimos na resistência à compressão é conveniente a substituição dos
agregados pela borracha ao invés de adicioná-la ao concreto.
É importante observar que a redução das propriedades mecânicas do
concreto ocasionado pela incorporação da fibra de borracha não inviabiliza a sua
utilização. Segundo Ignácio et al. (2011), Romualdo et al. (2011), Santos et al.
(2010) Azmi, et al. (2008), Holmes, Dunne e O’Donnell (2014), Thomas e Gupta
(2015), outras propriedades não são alteradas, tais como a capacidade de absorção
de energia, que melhora com o aumento da tenacidade, bem como o aumento da
flexibilidade, trabalhabilidade, capacidade de absorção de energia e resistência à
abrasão.
Alguns pesquisadores não recomendam o uso do concreto com fibras de
borracha para peças estruturais ou que exijam maior resistência (CUNHA et al.
2011; ALI et al., 1993). Esta recomendação é desmistificada pela pesquisa realizada
por Albuquerque et al. (2016), a qual mostra que é possível obter a mesma
resistência do concreto convencional com o aumento do consumo de cimento,
resultado esse corroborado com as pesquisas de Marques et al. (2011), alcançando
resistência de 30 MPa e de Pereira (2016) superior a 50 MPa.
Em relação à redução da resistência à compressão, a propriedade mecânica
estudada pelos pesquisadores, nota-se uma grande variação para uma substituição
de 10%. Albuquerque et al. (2016) apontam uma redução de 44%, porém Pereira
(2016) determina 14,5%, fazendo-se necessário um aprofundamento no estudo da
dosagem do concreto com resíduos de borracha.
Também observa-se na literatura algumas divergências de opinião quanto à
dimensão do resíduo a ser utilizado. De acordo com Topçu (1994) os agregados de
borracha graúdos afetam as propriedades do concreto com maior intensidade que os
agregados de borracha finos, porém Sukontasukkul e Chaikeaw (2006) afirmam que
a mistura das borrachas (resíduos miúdos e graúdos) apresentaram os melhores
54
resultados, que segundo Panzera et al. (2009) é devido à melhor graduação, a qual
resulta em melhor compactação e maior densidade.
A confirmação do bom comportamento da aderência realizada por França
(2004) em concretos, com incorporação de borracha, e sua possível utilização em
concretos armados despertou o interesse de pesquisar seu comportamento quanto à
utilização em fundações profundas.
O levantamento bibliográfico não apontou nenhum estudo de concretos com
utilização de fibra de borracha de pneu em fundações, por esse motivo tornou-se
relevante e de grande interesse a realização desta pesquisa, a qual dá um destino
ambientalmente correto a este resíduo, abrindo uma outra possibilidade de substituir
parte da areia do concreto, agregado que se encontra em escassez nas capitais e
vários municípios brasileiros.
Na sequência deste capitulo serão relatadas algumas considerações sobre
fundações, dando ênfase para as estacas escavadas sem fluido estabilizante, objeto
de estudo desta pesquisa e a aderência aço-concreto.
2.2 Fundações
Entende-se por fundações os elementos da estrutura que tem por objetivo
transmitir ao terreno a carga da edificação. Para o seu dimensionamento, necessita-
se do cálculo das cargas atuantes sobre as mesmas, o estudo do terreno e a
viabilidade econômica.
Entretanto, na geotecnia, o termo “fundações” não é compreendido apenas
pelos elementos estruturais, mas também por todo o solo que envolve os elementos
e suporta os esforços gerados pela presença da edificação sobre o mesmo
(VARGAS, 1998).
Segundo Bittencourt (2012), um sistema de fundação é composto pelas
unidades estruturais e pelo subsolo, que tanto pode se constituir por solo como por
55
rocha. Portanto, a resposta diante a uma determinada solicitação é resultado da
interação entre os elementos estruturais e os geotécnicos. Os elementos estruturais
devem ser resistentes o bastante para que possam, ao transferir a carga ao solo,
resistir adequadamente aos esforços solicitantes advindos da ação dos
carregamentos externos provenientes da superestrutura. Da mesma maneira, deve-
se verificar a capacidade resistente do solo em absorver as cargas atuantes, a fim
de que a mesma não provoque ruptura ou apresente deformações excessivas.
Geralmente as fundações são classificadas em superficiais e profundas. De
acordo com a NBR 6122 (ABNT, 2010) as fundações superficiais são aquelas que as
camadas do subsolo imediatamente abaixo da futura edificação têm a capacidade
de suportar as cargas que lhes serão transmitidas. As fundações denominadas
profundas são elementos que transmitem a carga a profundidades maiores, seja por
sua ponta ou pela superfície lateral ou mesmo uma combinação das duas.
Gusmão (2008) cita que: “A escolha do tipo de fundação é um exercício de
engenharia muito complexo, que envolve um grande número de variáveis. Em geral,
as pessoas pensam que apenas o terreno influencia nessa escolha, o que não é
verdade. De fato, o tipo de terreno, ou seja, os solos presentes e suas propriedades
geomecânicas são importantes na definição da fundação, mas o engenheiro
geotécnico deve levar em consideração outros aspectos, tais com os dados da
estrutura projetada, dados da vizinhança, dados da execução e dados econômicos”.
2.2.1 – Fundações Superficiais
Segundo Terzaghi e Peck (1980) uma fundação é superficial quando sua
largura é igual ou maior que a sua profundidade. A norma NBR 6122 (ABNT, 2010)
cita que as fundações superficiais são aquelas que transmitem a sua carga ao
terreno, pelas tensões distribuídas na base da fundação e sua profundidade de
assentamento. Em relação ao terreno adjacente é inferior duas vezes menor
dimensão do elemento estrutural da fundação.
56
São denominadas fundações superficiais as sapatas corridas, radier, sapata
associada.
2.2.2 – Fundações Profundas
As fundações profundas, assim como as fundações rasas, têm a função de
distribuir as tensões provenientes da superestrutura no solo. No entanto, o
mecanismo de transferência de carga para fundações profundas ocorre ao longo do
elemento estrutural, conforme ilustra a Figura 2.9, onde para uma estaca carregada
verticalmente, por um carga conhecida, Q em um determinado solo com parâmetros
conhecidos, dentre eles coesão, c, ângulo de atrito, , e peso específico, , em uma
dada profundidade, z, a carga atuante numa secção qualquer, corresponderia a uma
carga, Qz, menor que aplicada em superfície e para a profundidade equivalente ao
comprimento da estaca, Lp, a carga restante seria a carga de ponta da estaca, Qp.
Figura 2.9 - Perfil qualitativo de distribuição de carga axial em uma estaca.
Fonte: Schulze (2013) adaptado pelo autor
A NBR 6122 (ABNT, 2010) descreve alguns tipos de fundação profunda:
57
• Estacas cravadas por percussão
• Estacas cravadas por prensagem
• Estacas escavadas, com injeção
• Estacas tipo broca
• Estacas apiloadas
• Estacas tipo Strauss
• Estacas escavadas
• Estacas tipo Frank
• Estacas mistas
• Estacas “hélice contínua”
2.2.2.1 – Estacas
As estacas são peças esbeltas (L>>) que transferem as cargas dos pilares
às camadas mais profundas do terreno (uma parte por atrito lateral, que se
desenvolve ao longo do fuste, e outra, pela resistência de ponta). Podem ser
utilizadas de forma isolada ou em grupo. Melo (2009).
As estacas podem ser classificadas segundo diferentes critérios. De acordo
com suas características físicas, o material de fabricação, entre os quais se tem o
concreto, o aço e a madeira como os mais comuns, e de acordo as condições de
trabalho ou procedimentos construtivos, que separam as estacas segundo as
condições do solo e seu comportamento ao serem executadas (nível de
deslocamento) como:
a. "de deslocamento", onde tem-se as estacas cravadas em geral, uma vez
que o solo no espaço que a estaca vai ocupar é deslocado
(horizontalmente), e
b. "de substituição", onde temos as estacas escavadas em geral, uma vez
que o solo é removido para abrir o espaço a ocupar pela estaca
(VELLOSO E LOPES, 2010).
58
Terzaghi e Peck (1967) classificaram as estacas agrupando-as em três tipos:
a. Estacas de atrito em solos granulares muito permeáveis, também
chamadas estacas de compactação: transferem a maior parte da carga
por atrito lateral.
b. Estacas de atrito em solos finos de baixa permeabilidade: Transferem ao
solo as cargas aplicadas por atrito lateral, mas não produzem
compactação notável do solo.
c. Estacas de ponta: Transferem as cargas a uma camada de solo resistente
situada abaixo da ponta da estaca.
Com base na classificação apresentada acima, as estacas podem ser
separadas em duas categorias como na Tabela 2.3.
Tabela 2.3: Classificação das estacas.
2.2.2.2 – Estacas Escavadas
Assim se denominam as estacas executadas por uma perfuração ou
escavação, com retirada de material, que, na sequência, é preenchida com concreto.
As escavações podem ter suas paredes suportadas ou não, e este suporte pode ser
garantido por revestimento recuperável, perdido ou por fluido estabilizante
(VELLOSO e LOPES, 2010). O presente trabalho trata de estacas escavadas
mecanicamente sem o uso de fluído estabilizante e sem o emprego de revestimento.
59
Está no grupo de estacas de substituição, onde ocorre a retirada de solo
para substituição por concreto e durante esse processo acontece o amolgamento e
um alívio de tensões no solo ao redor da estaca.
De acordo com a NBR 6122 (ABNT, 2010), a estaca escavada é uma estaca
moldada in loco, sem o emprego de revestimento ou fluido estabilizante. A referida
norma limita a sua profundidade ao nível do lençol freático e recomenda também
que não se deve executar estacas com espaçamento mínimo igual a três vezes seu
diâmetro em um intervalo inferior a 12 horas.
2.2.3 – Estacas do Tipo Escavada sem Fluido Estabilizante
A NBR 6122 (ABNT, 2010) define a estaca escavada como sendo um tipo de
fundação profunda que é moldada in loco executada por perfuração no solo através
de um trado espiral, sem necessidade de revestimento ou de fluido estabilizante,
desde que o perfil do subsolo tenha características tais que o furo se mantenha
estável.
Para execução desta estaca é utilizado trado curto acoplado a uma haste. A
perfuração quando atingida a profundidade de projeto poderá ter o fundo apiloado,
quando for especificado em projeto.
A NBR 6122 (ABNT, 2010) ressalva que a profundidade máxima deste tipo
de estaca é limitada ao nível do lençol freático. Quanto a sua concretagem, é
indicado que seja realizada no mesmo dia da perfuração utilizando-se um funil de
comprimento superior a 1,5 m, com a finalidade de orientar o fluxo de concreto e
evitar a sua desagregação.
A referida norma recomenda que: (a) a resistência à compressão do
concreto aos 28 dias seja igual ou maior a 20 MPa, para um consumo de cimento
superior a 300 kg/m3; (b) a consistência plástica esteja entre 8 e 12 cm para estacas
60
não armadas e de 12 a 14 cm para estacas armadas, e (c) o agregado tenha
diâmetro máximo 19 mm.
Conforme a norma NBR 6122 (ABNT, 2010), pelo menos 1% das estacas e,
no mínimo, uma por obra deve ser exposta abaixo de sua cota de arrasamento e
quando possível até o nível d’água com o objetivo de se verificar a integridade e a
qualidade do fuste.
Em relação à resistência característica do concreto fck orienta a adotar um
fator redutor de 0,85, para levar em conta a diferença entre os resultados de ensaios
rápidos de laboratório e a resistência sob a ação de cargas de longa duração.
Um importante aspecto das fundações escavadas a ser observado é o alívio
de tensões e seus efeitos. O’Neill (2001) relata que o efeito deste alívio, a partir da
face externa da fundação é de aproximadamente igual a 2 a 3 raios do furo, para a
argila pré-adensada (Beaumont clay). As medidas de velocidade de onda (SASW -
Spectral Analysis of Surface Waves) permitiu ao autor hipotetizar que, por efeito da
escavação, a resistência não drenada poderia ser reduzida à metade do seu valor
inicial na interface fundação-solo em solo argiloso (O’NEILL, 2001). Reese e O’Neill
(1970) relatam que é razoável reconhecer que a magnitude das tensões cisalhantes
que podem se desenvolver ao longo do fuste de uma estaca escavada pode ser
influenciado por vários parâmetros, incluindo o método de construção (seco ou
úmido), composição do solo, geometria base, relação água/cimento do concreto, tipo
de carregamento (curto ou longo prazo) e condições ambientais, resultando em
contração ou expansão da superfície do solo.
Del Pino Júnior (2003) estudou a interação solo-estrutura de 4 estacas
escavadas, com trado mecânico, de concreto, com 0,32 m de diâmetro e 10 m de
comprimento, através da execução de provas de carga horizontal no Campo
Experimental da Unesp, campus de Ilha Solteira. O solo do local é pertencente à
formação arenito Bauru, composto essencialmente por arenitos de granulação fina
com teor variável de argila e coloração avermelhada. Este solo é pouco compacto,
bastante poroso e colapsível.
61
A partir dos resultados das provas de carga, Del Pino Júnior (2003)
determinou a variação do coeficiente de reação horizontal do solo (nh) em função do
deslocamento horizontal na superfície do terreno (y0), por meio do método de
Matlock e Reese (1961). O autor conclui que a influência da rigidez flexional se
mostrou mais expressiva do que a influência da rigidez do solo.
Chang et al. (2004), usando resultados da variação da tensão horizontal
durante a construção de estacas escavadas em solo residual compactado,
concluíram que há uma drástica redução da tensão horizontal depois da escavação
do furo e uma gradual recuperação durante e depois da concretagem com valores
de 80 e 94% do valor inicial, respectivamente, para 0,5 m e 0,90 m distantes da face
do furo. Mesmo depois de 19 dias, as tensões não tinham retomado ao seu valor
original e assim, pode-se dizer que o coeficiente de reação horizontal para as
estacas escavadas deverá ser menor que o valor do coeficiente de empuxo no
repouso (Ko). Os efeitos provocados na interface fundação-solo podem aumentar ou
diminuir dependendo do concreto usado (relação água/cimento), do potencial de
sucção do solo ao redor do furo (sucção matricial), da temperatura ambiente do solo
e da taxa na qual o concreto é lançado (efeito de segregação).
Anjos (2006) analisou o comportamento de estacas escavadas, realizou um
estudo experimental e numérico dando ênfase a métodos de determinações da
capacidade de suporte e deslocamento. Os métodos de avaliação da capacidade de
suporte apresentam-se em função de ensaios in situ do tipo CPT e SPT. O autor
sugere que a carga de ruptura seja avaliada levando em conta a forma da execução
da fundação e sugere ainda uma adaptação ao método de Paikowsky (1999),
adicionando uma variável referente a mobilização do atrito.
Zammataro (2007) estudou o comportamento de 3 estacas tipo escavada e 3
estacas hélice contínua, todas com 0,4 m de diâmetro e 12 m de comprimento,
através da execução de provas de carga horizontal, no Campo Experimental de
Mecânica dos Solos e Fundações da Faculdade de Engenharia Agrícola da
Unicamp. Estimou-se a carga de ruptura por meio dos métodos mais utilizados na
literatura para estimativa da capacidade de carga em estacas submetidas à
62
compressão axial, com o objetivo de verificar a validade desses métodos nos casos
de carregamentos horizontais. Observou-se grande variação dos valores de carga
de ruptura obtidos através dos diferentes métodos.
Os métodos de Van Der Veen (1953) e de Mazurkiewicz (1972)
apresentaram resultados semelhantes, enquanto que os valores de carga de ruptura
obtidos pelo método da NBR 6122/96 mostraram-se bastante conservadores. O
autor sugeriu a utilização da NBR 6122/96, por apresentar valores mais
conservadores, ou seja, a favor da segurança e concluiu que a maioria dos métodos
apresentou grande imprecisão quando aplicados a estacas que apresentaram
pequenos deslocamentos, gerando valores superestimados de carga de ruptura.
França (2011) estudou o comportamento de estacas escavadas de grande
diâmetro, que foram submetidas a carregamentos axiais de compressão, com o
objetivo de buscar parâmetros que pudessem proporcionar uma redução no
comprimento das estacas. Utilizaram-se teorias amplamente aplicadas no meio
técnico com o propósito de interpretar as curvas vs recalque. O autor concluiu no
que se refere aos métodos de extrapolação da curva carga vs recalque dos diversos
métodos utilizados (DÉCOURT, 1970; CHIN-KONDENER, 1970; DAVISSON, 1972;
NBR 6122, 2010; DE BEER, 1988; VAN DER VEEN, 1953; MAZURKIEEWICS,
1972; BUTLER e HOY, 1977), o método de Décourt (1996) e de Chin-Kondner (1970
e 1971), apresentaram valores próximos e coerentes com a das provas de cargas,
concluindo que o máximo recalque atingido foi da ordem de 5% do diâmetro da
estaca.
O autor destaca que a utilização do método de Randolph-Wroth (1978)
juntamente com uma variante proposta por Negro, Ferreira e Sozio (1982) mostrou-
se uma excelente opção para o meio técnico na previsão de recalques e para a
carga de trabalho da estaca. Sendo assim conclui que com a utilização do método
de Décourt e Quaresma, utilizando parâmetro , foi possível uma redução de três
metros em relação as cotas de ponta estipuladas em projeto.
63
Albuquerque et al. (2011a) e Albuquerque et al. (2011b) apresentaram
resultados de prova de carga instrumentadas, sendo o primeiro no campus
experimental da UNICAMP no Brasil e o segundo no campo experimental da
universidade do Porto em Portugal. Ambos os trabalhos usaram extensômetros
elétricos colados em barras para estacas escavadas, hélice contínua e ômega. Ao
final das simulações foram feitas exumações das estacas para verificar suas
condições.
No primeiro trabalho as estacas foram instrumentadas em 4 (quatro) níveis
constituídos de extensômetros elétricos, na configuração de ponte completa, colados
em barras de aço CA-50A, introduzidas em tubos, sendo solidarizados as estacas
através de pasta de cimento, não sendo recuperáveis. No segundo trabalho as
estacas foram instrumentadas em 6 (seis) níveis com sensores compostos por
extensômetros elétricos colados em barras de aço, inseridos em tubos previamente
concretados nas estacas. Neste trabalho foi utilizada uma tecnologia que permitiu o
posicionamento e a remoção dos instrumentos, combinado com outras
instrumentações como célula de pressão total na ponta da estaca e LVDT
(Transformador Diferencial Variável Linear) nos topos das estacas. Como resultado
dos trabalhos concluiu-se que estacas escavadas e hélice contínua têm
comportamento similar de atrito lateral e que ambas as técnicas de instrumentação
aplicadas em cada trabalho são boas em termos de medidas da distribuição de
carga em uma fundação profunda.
Schulze (2013) comparou os resultados da aplicação dos métodos semi
empíricos para o cálculo da capacidade de carga do sistema solo – estaca com os
valores de referência obtidos por uma prova de carga instrumentada em
profundidade, em uma estaca escavada por trado mecânico, com diâmetro de 250
mm e comprimento igual a 5,0 m, executada no solo do tipo laterítico na região de
Campinas-SP. Os dados da instrumentação revelaram que a estaca em estudo
caracterizou-se como uma estaca de atrito e que maior parte dos métodos semi
empíricos forneceu resultados abaixo da capacidade de carga obtida pela prova de
carga.
64
Ho-Young et al. (2013) realizaram provas de carga horizontal em quatro
estacas escavadas na cidade de Iksan, Coreia do Sul, com o propósito de estudar o
comportamento de estacas carregadas horizontalmente, instaladas em solo granítico
temperizado. Para o cálculo da carga horizontal, os autores aplicaram métodos
teóricos: Hansen (1961) e Broms (1964). Métodos que utilizam as curvas de p-y:
software computacional LPILE e FAD; um método elástico: Poulos (1971); e um
programa de elementos finitos 3D chamado ABAQUS. Os autores concluíram que os
métodos de Poulos (1971) e Broms (1964) tendem a subestimar a capacidade de
carga lateral, pois esses métodos consideram separadamente os solos como
puramente arenosos ou puramente argilosos. As curvas de p-y fornecidas pelos
softwares LPILE e FAD forneceram capacidades de carga conservadoras.
Finalmente as análises por meio de ABAQUS forneceram resultados mais precisos,
pois este método considerou a mudança da coesão e do volume do solo, provocado
pelo atrito entre a estaca e o solo.
Pérez (2014) estudou o comportamento de estacas escavadas a trado com
três diferentes diâmetros: 250 mm, 300 mm e 400 mm, com comprimento de 5,0 m,
todas instrumentadas, submetidas a provas de carga estática do tipo lenta, em
comparação com a teoria da transferência de carga e dos métodos teóricos e semi
empíricos para o cálculo da capacidade de carga. As instrumentações foram
construídas com extensômetros elétricos em ponte completa, em barras de CA-50A
de 12,5 mm de diâmetro e 300 mm de comprimento, fixadas com arame recozido
junto às ferragens da estaca, sem tubos de proteção, posicionadas no topo e na
ponta de maneira a se obter os dados do mecanismo de transferência de carga em
profundidade. Como resultado da instrumentação pôde-se afirmar que as estacas
trabalharam preponderantemente por atrito lateral. Observou-se, também, que os
métodos semi empíricos e teóricos superestimaram a carga de ponta e
subestimaram a carga de atrito lateral. Verificou-se que o método Décourt e
Quaresma (1996) com a utilização do coeficiente = 2 foi o que melhor que se
aproximou e se adequou ao local em estudo.
65
Marzola (2016) avaliou o comportamento da estaca do tipo escavada com
diâmetro de 30 cm e 5 m de comprimento, submetida a provas de carga estática
horizontal em duas condições de solo: natural e inundado. O objetivo do autor foi
obter o comportamento carga vs deslocamento horizontal da estaca com o intuito de
determinar o coeficiente de reação horizontal do solo na condição natural e
inundada. Realizaram-se leituras através de um inclinômetro ao longo da
profundidade da estaca para cada estágio de carga e nas duas condições estudadas
(natural e inundada). Esses deslocamentos foram comparados, pelo autor com
aqueles obtidos a partir das análises numéricas. Verificou-se que a inundação do
solo provou uma redução da sucção e também no valor do coeficiente de reação
horizontal. Observou-se, também que os resultados indicaram que os
deslocamentos atingiram profundidades iguais nas duas condições e contrários dos
resultados numéricos.
Pereira (2016) realizou estudos comparativos entre os valores de carga de
ruptura, atrito lateral e resistência de ponta, obtidos através de métodos de
interpretação e os valores alcançados pelos dados da instrumentação, para isso
utilizou duas estacas, do tipo escavada, com diâmetros de 0,7 e 1,0 m. Realizou
também estudos comparativos com métodos semi-empíricos para dimensionamento
de estacas, baseados nos ensaios SPT e CPT/CPTU, com o intuito de analisar suas
estimativas de carga de ruptura, atrito lateral e resistência de ponta para estacas
estudadas. De acordo com o autor, os resultados mostraram uma grande dispersão
entre os valores obtidos pelos métodos semi-empíricos, cujas estimativas de
capacidade de carga se mostraram conservadoras. Para os métodos de
interpretação que definem da carga de ruptura, o autor observou uma variação
grande nos resultados, em função do método empregado e também em função da
curva carga - recalque utilizado, no caso de estacas submetidas a sucessivos
carregamentos. Quanto aos métodos para separação das parcelas resistentes de
atrito e ponta, concluiu-se que os resultados mostraram uma boa aproximação com
os resultados da instrumentação.
66
Devido à grande utilização do tipo de estaca escavada sem uso de fluido
estabilizante, na região noroeste do estado de São Paulo em obras atuais de
pequeno a médio porte e, também, por existirem várias pesquisas realizadas em
diversos campos experimentais, escolheu-se este tipo de estaca para desenvolver
um estudo sobre seu comportamento quando empregado o concreto com resíduos
de borracha oriundos de pneus.
2.2.4 – Provas de Carga Estática em Estacas
Segundo a NBR 6122 (ABNT, 2010), a prova de carga é um ensaio que visa
determinar, por meios diretos, as características de deslocamento ou resistência do
terreno ou de elementos estruturais da fundação.
No Brasil, o método de ensaio é prescrito pela NBR 12131 (ABNT, 2006) e se
aplica às provas de carga com cargas controladas que se subdividem em:
carregamento lento; carregamento rápido; carregamento misto (lento seguido de
rápido); carregamento cíclico (lento ou rápido).
A realização deste ensaio em verdadeira grandeza faz-se necessário diante
das dificuldades em conhecer as propriedades do solo onde as fundações serão
construídas, as alterações das condições iniciais provocadas pela execução das
estacas e o comportamento complexo do conjunto estaca-solo, de difícil modelagem
numérica ou analítica Albuquerque (2001).
A finalidade das provas de carga, utilizadas em geotecnia para se estudar o
comportamento estaca-solo, é de verificar aspectos importantes como a capacidade
de carga, deslocamentos do elemento da fundação e ainda, no caso das estacas
instrumentadas, a transferência de carga em profundidade Albuquerque (1996).
Os objetivos mais importantes das provas de carga são (GALVAN, 2001):
- Determinar a capacidade de carga vertical ou horizontal;
67
- Definir de forma confiável o comprimento necessário das estacas de atrito;
- Experimentar os procedimentos construtivos projetados para a fabricação
das estacas.
Para atingir os objetivos anteriores, as provas de cargas devem ser realizadas
simulando as mesmas condições climáticas e de carga, sobre as quais trabalhará
normalmente a estaca.
Segundo Albuquerque (2001), em provas de carga estática, não são
aplicáveis estudos estatísticos, devido a não se conseguir um número significativo
de elementos, em consequência da estrutura necessária para a realização do
ensaio, que envolve elevados custos e tempo. O autor afirma que, apesar de todas
estas dificuldades, este procedimento ainda é o melhor para a comprovação do
desempenho de uma fundação isolada, principalmente se for profunda, do tipo
estaca ou tubulão.
De acordo com Santos e Pereira (2002), as questões básicas que envolvem
uma prova de carga estática é o número de ensaios a realizar, a escolha do sistema
de reação, o tipo de carregamento e outros.
Para definir o número de ensaios de carga adequados para um determinado
projeto de fundações, Fonseca (2006) prevê que se deve avaliar: a variabilidade dos
terrenos de fundação (em planta), as experiências documentadas do comportamento
do mesmo tipo de estacas em situações semelhantes, o número total de estacas e
dos tipos de fundação a dimensionar.
De acordo com Décourt (2008) as provas de carga comum, ou seja, sem
instrumentação, podem oferecer muito mais informações do que as analisadas
habitualmente, pois através do Conceito de Rigidez podem-se estimar, além da
carga de ruptura, os domínios (intervalos de variação) de ponta e de atrito lateral.
68
Gotlieb (2008), no caso de estacas pré-moldadas (concreto, metálica e
madeira), moldadas in-loco por cravação de tubo de revestimento com ponta
fechada (Franki e tubada), recomenda dois ensaios estáticos em cada bitola das
estacas, cujas cargas de trabalho sejam iguais ou superiores a 900 kN. Para estacas
moldadas in-loco de pequeno diâmetro (410 mm), o autor recomenda pelo menos
dois ensaios estáticos em cada bitola das estacas, cujas cargas de trabalho sejam
iguais ou superiores a 900 kN e para as estacas moldadas in-loco de grande
diâmetro (450 mm), pelo menos dois ensaios estáticos em cada bitola das estacas,
cujas cargas de trabalho sejam iguais ou superiores a 1500 kN.
França (2011) justifica em seu trabalho que a adoção de provas de carga
estática instrumentadas em profundidade é a técnica mais recomendada para
compreender melhor o mecanismo de transferência de carga em fundações
profundas, bem como a distribuição do atrito lateral, sendo ainda possível obter a
curva carga vs recalque e a consequente carga de ruptura, por ser uma técnica
muito confiável.
Segundo Fellenius (2012a), a não consideração do efeito da carga residual na
avaliação do resultado de uma prova de carga estática, pode resultar em conclusões
erradas tais como: a resistência lateral da estaca será maior que o valor real,
enquanto que a resistência de ponta será menor que a real. Quando a carga residual
não é considerada, a distribuição de carga na estaca vai ser uma curva que diminui
com a profundidade, o que indica que a resistência diminui com a profundidade. Em
oposição à forma mais realista de uma curva que aumenta, (solo homogêneo) indica
uma crescente de resistência com a profundidade. As cargas residuais são
constituídas, usualmente, pela soma das tensões de cisalhamento devido ao atrito
negativo ao longo da parte superior da estaca em equilíbrio com o resto da estaca
abaixo do ponto de equilíbrio – plano neutro. Elas podem ser geradas por diversos
fenômenos, entre eles estão a onda de ação durante a cravação (caso de estacas
cravadas), a formação do cake ao longo da estaca e a reconsolidação do solo
depois do distúrbio causado pela instalação.
69
Fellenius (2012b) alerta que as informações obtidas em uma prova de carga
estática em uma estaca instrumentada podem ser facilmente distorcidas por eventos
de carga e descarga ou por níveis de incrementos de carga desiguais. Manter os
incrementos de carga em níveis de tempo diferente irá afetar negativamente a
intepretação dos resultados.
De acordo com Albuquerque e Melo (2014), a análise de comportamento de
transferência de carga de fundações profundas tem se tornado cada vez mais
importante na engenharia de fundações e para isso, pode-se utilizar dentre várias
técnicas, o emprego de extensômetros elétricos de resistência (strain gages).
Há vários tipos de provas de carga; que são diferenciados pelo tipo de
carregamento: lento (SML - Slow Maintened Load), rápido (QML - Quick Maintened
Load), misto e cíclico, os quais são explanados a seguir, bem como menção às
provas de carga instrumentadas.
2.2.4.1 – Provas de Carga Lenta (SML)
Trata-se de um ensaio no qual as cargas são mantidas até a estabilização
dos recalques, dentro do critério descrito a seguir.
As cargas são aplicadas em estágios de até 20% da carga máxima prevista,
nos quais são mantidas até a estabilização dos recalques, ou seja, até tornarem-se
muito pequenos ou nulos. De acordo com o critério da NBR 12131 (ABNT, 2006), a
estabilização ocorre quando em duas leituras sucessivas o recalque não exceder a
5% do recalque total observado no mesmo estágio de carregamento, porém fixa um
mínimo de 30 minutos para cada estágio. Os intervalos de tempo entre leituras
seguem aproximadamente uma progressão geométrica de razão igual a dois, com a
leitura inicial na aplicação da carga do estágio.
Caso não ocorra ruptura ou deformação excessiva que impeça o adequado
prosseguimento do ensaio, o carregamento deve atingir o dobro da carga admissível
ou de trabalho da estaca.
70
O descarregamento é iniciado depois de decorridas 12 horas de manutenção
da carga de ruptura ou máxima aplicada à estaca, sendo realizado em estágios com
duração mínima de 15 minutos e pelo menos quatro estágios de descarregamento.
2.2.4.2 – Provas de Carga Rápida (QML)
Foi proposta inicialmente por Fellenius (1975), diferindo do ensaio lento,
basicamente, por manter estágios de carga e descarga por tempos determinados,
independentemente da estabilização dos recalques. Este tipo de ensaio foi realizado
neste trabalho.
Os recalques são lidos apenas no início e final de cada estágio, que, pela
NBR 12131 (ABNT, 2006) tem duração de 10 minutos, independentemente da
estabilização dos deslocamentos. Deve-se observar que a carga aplicada em cada
estágio não deve ser superior a 10% da carga de trabalho.
A descarga deve ser realizada em cinco ou mais estágios, mantidos por 10
minutos cada, com a leitura dos respectivos deslocamentos. A NBR 12131 (ABNT,
2006) recomenda que após 10 minutos do descarregamento total devem ser feitas
mais duas leituras adicionais aos 30 e aos 60 minutos.
Alguns autores consideram que, além da redução de custo e de prazo, este
procedimento proporciona melhor definição da curva “carga versus recalque” e da
carga de ruptura, devido à maior quantidade de pontos para seu traçado (ALMEIDA,
2009). Mas ainda persiste a polêmica quanto à influência da velocidade de
carregamento nos resultados de uma prova de carga (ver, por exemplo, Milititsky,
1991; e Massad e Winz, 2000).
Neste trabalho optou-se por executar este tipo de prova de carga, pois além
de ser mais vantajoso no ponto de vista técnico, prático e econômico (FELLENIUS,
1980) também há uma disponibilidade grande de pesquisas que utilizaram esse tipo
de carregamento.
71
2.2.4.3 – Carregamento Misto
O ensaio é realizado com carregamento lento até que a carga atinja 1,2 vez
a carga de trabalho da estaca, a partir deste ponto executa-se o ensaio com os
procedimentos do carregamento rápido.
2.2.4.4 – Ensaio de Carregamento Cíclico
Para este tipo de ensaio o carregamento deve ser realizado em ciclos de
carga e descarga com incrementos iguais e sucessivos. Ele se divide em dois tipos
de carregamento lento e rápido, sendo o que difere do ensaio é apenas o
incremento de carga e descarga. Maiores detalhes sobre este ensaio estão descritos
na NBR 12131 (ABNT, 2006).
Albuquerque (2001) ressaltou que a execução do ensaio lento leva
consideravelmente mais tempo em relação ao ensaio rápido. No entanto, a curva
carga-recalque obtida representa, de maneira mais adequada, o comportamento da
fundação em determinada etapa de carregamento. Com relação ao ensaio rápido, os
carregamentos são alterados antes da estabilização dos recalques, acarretando em
uma curva carga-recalque diferenciada do primeiro tipo de ensaio.
Almeida (2009) realizou provas de carga estáticas em placa, comparando
métodos de ensaio QML e SML, evidenciando as diferenças possíveis de resultados
a depender do tipo de metodologia utilizada. A Figura 2.10 apresenta o
comportamento típico de resultados de ensaios de provas de carga estática com
métodos de ensaio diferentes.
72
Figura 2.10 - Curvas tensão-recalque típicas dos diferentes tipos de ensaios.
Fonte: Fellenius (1975) apud Almeida (2009) adaptado pelo autor.
2.2.4.5 – Provas de Carga Instrumentada
De acordo com Pérez (2014), melhores resultados sobre o comportamento
de fundações profundas são obtidos quando se instrumentam as provas de carga,
entretanto o alto custo do ensaio, a complexidade do aparelho e a necessidade de
técnicos especializados dificultam sua utilização em larga escala.
Segundo Milititsky (1991), seria ideal realizar provas de carga estática com
instrumentação interna, pois deste modo obtém-se um maior controle sobre o
comportamento das estacas, promovendo de forma segura a definição de critérios
de ruptura para estacas não instrumentadas.
Os resultados de provas de carga instrumentadas promovem um maior
detalhamento das distribuições de tensões e deformações ao longo do fuste e ponta
da estaca ensaiada. Os tipos mais comuns de medidores de deslocamento em
profundidade utilizados para esta finalidade são os extensômetros elétricos,
medidores de deslocamento em profundidade ou extensômetros recuperáveis.
No Brasil, as técnicas mais utilizadas para instrumentação em provas de
carga são os medidores de deformação tell-tale e extensômetros elétricos (strain
73
gages), de acordo com Albuquerque (2001). Ainda segundo o autor, o uso de strain
gage é amplamente difundido no meio acadêmico, devido ao fato de fornecer
valores mais confiáveis.
Albuquerque (2001) ressaltou que, quando se deseja instrumentar uma
estaca devem ser tomados alguns cuidados, dentre eles: i) o posicionamento dos
instrumentos, que define o nível e a importância das informações que se visam
obter, por exemplo, o posicionamento em mudanças de camada de solo e próximo à
região da ponta; e ii) a definição de uma seção de referência onde se assume a
carga conhecida aplicada na PCE, pois a partir das deformações medidas pela
instrumentação calcula-se o módulo da estaca, sendo neste caso instalado um
instrumento num trecho inicial da estaca, situado abaixo do bloco de coroamento,
sem nenhum contato com o solo circundante. A seção instrumentada, deste trecho
inicial, é denominada seção de referência.
Existem três diferentes tipos de disposição de extensômetros no circuito da
ponte: i) um quarto de ponte; ii) meia ponte, e iii) ponte completa.
As configurações possíveis de montagem da ponte de Wheatstone são
ilustradas na Figura 2.11, quando somente um extensômetro está instalado no
sensor, dito ativo, e os outros três estão no módulo de leitura, ditos “externos”.
Nomeia-se o circuito em ¼ de ponte, ligação correspondente a número 1, na Figura
2.11. Nesta configuração as deformações que são obtidas possuem parcelas
decorrentes dos efeitos de temperatura (t), do esforço normal (F), e do momento
fletor (M) (LAIBLE, 2000).
Se forem dois extensômetros instalados no sensor, ditos “ativos”, e os outros
dois da ponte estão no módulo de leitura, ditos ‘externos’, o circuito é chamado de ½
ponte, ligação correspondentes aos números 2, 3, 4, e 5, da Figura 2.11. Nesta
configuração podem-se obter deformações que possuem parcelas decorrentes de
pelo menos dois efeitos: nos números 2 e 3, esforço normal e momento fletor; no
número 4, somente devido ao momento fletor; e no número 5, devido à temperatura
e ao esforço normal.
74
Quando os quatros extensômetros são instalados no sensor sendo todos
strain gages da ponte ativos, o circuito é nomeado de ponte completa, configuração
correspondente aos números 6 a 15, exceto a de número 9, da Figura 2.11. Essa
configuração apresenta a vantagem que as deformações obtidas decorrem somente
de um dos quatro efeitos: temperatura (T), esforço normal (F), momento fletor (Mb),
e momento torçor (Mt). Exceto na configuração mostrada no número 6, da Figura
2.11, onde as deformações decorrem de dois efeitos (esforço normal e momento
fletor).
75
Figura 2.11 - Configurações de montagem da ponte de Wheatstone.
Fonte: modificado de LAIBLE (2000).
76
Dunnicliff (1988) divide os strain gages em dois grupos: os instalados junto a
superfície da estrutura e os embutidos na estrutura. No caso de estacas moldadas in
loco, com exceção do topo, a instrumentação é embutida devido ao próprio processo
executivo, que impossibilita a instalação de sensores em profundidade junto a
superfície da estaca.
Considerando-se que durante a sua instalação a instrumentação está sujeita
a choques mecânicos e à umidade, sua preparação e instalação devem ser
cercadas de cuidados especiais. Atualmente, tem-se instalado estes instrumentos
após a implantação das fundações no campo, através de bainhas de aço corrugado
ou canos de aço, instalados nas estacas quando da sua confecção. Os instrumentos
são colocados verticalmente, e após são solidarizados a estaca através da injeção
de nata de cimento (ALBUQUERQUE, 2001).
Lorenzi (2012) cita que no Brasil as provas de carga estática instrumentadas
são executadas principalmente para a conferência do que já foi dimensionado no
projeto.
2.2.5 – Capacidade de Carga de Estacas
Segundo Cintra e Aoki (2010), a capacidade de carga do elemento isolado
de fundação é representada pela máxima resistência que o elemento pode oferecer
ou a carga que provoca a ruptura do sistema composto pelo elemento estrutural e o
maciço de solo que o envolve. Uma fundação profunda suporta carregamentos
verticais graças a sua capacidade de carga, esta composta por duas parcelas: a
parcela correspondente à resistência lateral que atua ao longo do fuste da estaca e
resistência de ponta. Portanto a capacidade de carga é definida como a soma das
cargas máximas que podem ser suportadas por essas resistências. A equação que
descreve o cálculo da carga de ruptura é a seguinte:
QT = QL + QP – w (2.1)
77
Onde:
QT =capacidade de carga da estaca;
QL = resistência última lateral;
QP =resistência última de ponta ou base, e
w = peso próprio da estaca.
Na maioria dos casos, o peso próprio da estaca é desprezado e a equação
pode ser reescrita da seguinte maneira:
QT = QL + QP (2.2)
Para obter a parcela da ponta (QP), basta multiplicar a resistência de ponta
em unidades de tensão (qp) pela área da seção transversal da ponta ou base da
estaca, e a parcela de atrito (QL) é a somatória das forças resistentes por atrito
lateral (fu), ao longo nos segmentos da estaca (CINTRA e AOKI, 2010). Logo a
equação da capacidade é a seguinte:
QT = QL + QP = fu At + qp Ap = U Σ (fu Δl) + qp Ap (2.3)
Onde:
qp = tensão limite no nível da ponta;
fu = tensão limite de cisalhamento ao longo do fuste;
Ap = área da secção transversal da ponta da estaca;
U = perímetro, e
Δl = é o comprimento de cada camada do solo.
Na literatura, há vários métodos para prever a capacidade de carga e o
desenvolvimento dos recalques (movimento vertical descendente) dos elementos de
fundação, tanto individualmente, como em grupo (MELO, 2009).
78
De acordo com a NBR 6122 (ABNT, 2010) os métodos de previsão
existentes são: estáticos, dinâmicos e provas de carga. Os estáticos semi-empíricos
são os mais utilizados pelos projetistas de fundação no Brasil, porém a melhor forma
de se analisar o comportamento de fundações profundas carregadas é a prova de
carga (ALONSO, 1991; STEPHAN, 2000; FRANCISCO et al., 2004).
Utilizando-se ensaios in situ de penetração, tais como o SPT (Standard
Penetration Test), SPT-T (Standard Penetration Test with Torque Measurements),
CPT (Cone Penetration Test), DMT (Flat Dilatometer Test) e PMT (Pressiômetro
Menard), os métodos estáticos teóricos são os mais difundidos e utilizados no Brasil
para a estimativa da capacidade de carga. Contudo, Carvalho et al. (2002)
mencionam que por serem estes ensaios de campo pontuais, a presença de
desdobramentos importantes no perfil do solo pode não ser identificada.
Segundo Alcántara Júnior et al. (2004), os métodos teóricos apresentam
certa dificuldade de serem utilizados para a estimativa de capacidade de carga de
um elemento de fundação, pois esses métodos são baseados em fórmulas da
Mecânica dos Solos e parâmetros obtidos em ensaios de laboratório e/ou campo.
De acordo com Pérez (2014), em um sistema solo/estaca a capacidade de
carga depende: das propriedades do solo onde a estaca está instalada; do tipo de
execução; da sua seção transversal e do seu comprimento. A partir de dados
experimentais com estacas escavadas, diversos pesquisadores estabeleceram que
a resistência última lateral e a resistência última de ponta são completamente
mobilizadas a diferentes níveis de recalque.
Para Souza (2001) são inúmeras as teorias existentes para a determinação
da capacidade de carga de fundações. A maioria delas tem origem no
aprofundamento dos trabalhos clássicos de Prandtl (1921) e Reissner (1924), sendo
que as primeiras aplicações práticas, relacionadas a solos foram feitas por Caquot
(1934), Buisman (1935), Terzaghi (1943) e Meyerhof (1951).
79
Outro fato que deve ser considerado no estudo da capacidade de carga é a
permanência de cargas junto à ponta das estacas, causadas, ou pelo efeito da
cravação, ou por um carregamento anterior. Fontoura e Paes (1985) analisaram o
caso de tensões residuais desenvolvidas durante a cravação e o caso das cargas
residuais, provocadas por carregamentos anteriores, que receberam atenção de
vários outros pesquisadores como Hunter e Davisson (1969), Décourt (1993, 1994 e
1995) e outros.
A carga residual existente junto à ponta de uma estaca, ao final de um dado
carregamento, aparece em um recarregamento como um aparente aumento do atrito
lateral, tanto que instrumentações instaladas em estacas têm indicado aumentos nos
valores da carga máxima de atrito lateral e reduções nos valores da carga máxima
de resistência de ponta (SOUZA, 2001).
Para projetos de fundações em estacas a norma NBR 6122 (ABNT, 2010)
expõe que, uma vez determinada à carga de ruptura, é necessário garantir-se contra
o risco de recalques excessivos, ou seja, determinar uma carga admissível (Qadm),
que corresponde à carga que provoca apenas recalques admissíveis para a
estrutura e, que representa segurança à ruptura do solo e do elemento de fundação,
dividindo-se a carga de ruptura por um coeficiente de segurança (FS) adequado,
chegando-se à expressão:
FS
QQ r
adm (2.4)
2.2.6 – Transferência de Carga de Estacas ao Solo
A carga que uma estaca recebe em seu topo é transferida ao solo de duas
formas: a primeira forma é pela ponta em compressão que é chamada resistência de
ponta e a segunda forma é pelo esforço cisalhante chamado atrito lateral. Amann
(2010) define o fenômeno de transferência de carga como a deformação elástica do
80
material da estaca que, durante o processo de carga e descarga, interage por atrito
com o solo ao longo do comprimento do fuste.
Segundo Nogueira (2004), a transferência de carga no sistema solo/estaca é
o equilíbrio entre as forças solicitantes e resistentes ao longo da estrutura. Parte da
força normal atuante na seção da estaca é absorvida pelo solo, esta por sua vez vai
diminuindo de intensidade ao longo da profundidade.
De acordo com Pérez (2014) os métodos utilizados para as análises da
transferência de carga podem ser classificados em três categorias: Métodos
baseados na teoria da elasticidade com o emprego das equações de Mindlin (1936),
Métodos de transferência de carga baseados no modelo de Winkler (1867) e
métodos numéricos (POULOS e DAVIS, 1980).
Amann (2010) compila os métodos de transferência de carga mais
empregados na literatura técnica: Camberfort (1964), Coyle e Reese (1966),
Baguelin e Venon (1971), Randolph e Wroth (1978), Frank e Zhao (1982), Massad
(1992, 1993, 2000, 2008), Massad e Lazo (1998), Marques e Massad (2004),
Fleming (1992), Fonseca, et al. (2007), Amann (2008). O autor comenta que: “esses
métodos de análise são também chamados na literatura internacional como modelos
t-z e q-z. O “z”, é aqui simbolizado por “y”, embora internacionalmente “y” se refira
aos deslocamentos laterais da estaca, e à tensão de cisalhamento mobilizada no
solo, têm sido empregados extensamente na literatura internacional”.
O fenômeno de transferência de cargas pode ser analisado pelo método
matemático baseado em relações ou leis proposto pelo Cambefort (1964), e
simplificadas por Cassan (1978) e Baguelin et al. (1971), que baseados nas leis de
Cambefort, publicaram um modelo para determinar o comportamento de uma estaca
isolada submetida a um carregamento axial. Estas leis adotam relações do tipo
rígido-elástico-plástico para a resistência de atrito e para resistência de sua ponta.
Camberfort (1964) considera que a estaca é compressível e o solo existente
ao longo do fuste é homogêneo, com resistência e rigidez constantes.
81
Outro conceito importante, do qual se fará uso neste trabalho, é o de função
de transferência, tanto para o atrito lateral quanto para a ponta.
(a) Para o atrito lateral, trata-se da relação entre f, num ponto ao longo do
fuste e os deslocamentos verticais deste ponto; e
(b) Para a ponta, da relação entre a reação de ponta e o seu deslocamento
vertical.
2.2.7 – Alguns Procedimentos Usados no Brasil para Estimar a Carga de
Ruptura
2.2.7.1 – Generalidades
A determinação da capacidade de carga de uma estaca sempre foi
considerada um dos desafios mais importantes para a engenharia civil e, por mais
paradoxal que possa parecer, seu cálculo jamais contou com uma fórmula precisa e
ao mesmo tempo prática. Cada consultor de fundação tem sua própria conduta e
uma maneira particular de interpretar os dados fornecidos pelas sondagens.
2.2.7.2 – Estimativa da Carga de Ruptura (Qr)
A estimativa da capacidade de carga é feita pelos projetistas brasileiros por
intermédio de métodos empíricos ou semi-empiricos que se baseiam na
determinação das duas parcelas que compõem a equação (2.5), ou seja, a carga de
atrito lateral (Qs,r) e a carga de ponta (Qp,r), na ruptura, desmembradas na equação
(2.6). Portanto:
n
1i
i,sir,s A.fQ (2.5)
82
pr,pr,p A.qQ (2.6)
O atrito lateral unitário no trecho “i” (fi) e a resistência de ponta (qp,r), na
ruptura, são influenciados por diversos fatores. No Brasil, os projetistas de fundação
determinam estas tensões com base nos resultados do ensaio de penetração
contínua (CPT) e sondagem à percussão (SPT). Os métodos mais utilizados na
prática são baseados no ensaio de SPT, entre eles:
(a) Aoki e Velloso (1975);
(b) Décourt e Quaresma (1978) modificado por Décourt (1996);
(c) Milititsky e Alves (1985);
(d) Teixeira (1996);
(e) Vorcaro e Velloso (2000), e
(f) UFRGS (2005)
2.3 Aderência
2.3.1 – Generalidades
O objetivo deste estudo, como definido inicialmente, destinou-se a análise do
comportamento de estacas escavada sem fluido estabilizante, confeccionadas em
concreto com resíduo de borracha de pneu na sua confecção. Para uma melhor
análise a estaca será instrumentada, onde os extensômetros serão fixados nas
barras de aço que compõe a sua armadura, portanto é necessário analisar o
comportamento da aderência aço-concreto para garantir a acurácia e a
confiabilidade dos resultados.
83
A seguir é apresentada uma breve revisão sobre a aderência e que tem como
principal referência o trabalho de França (2004), que apresenta uma revisão e
discussão mais aprofundada sobre o assunto.
2.3.2 – Definição
Aderência é a ligação existente entre o aço e o concreto que impede ou reduz
o deslizamento entre eles. O deslizamento, no início do carregamento, é causado
em parte pela deformação elástica do concreto; entretanto, para cargas mais altas,
ele é causado pelo esmagamento do concreto em frente às nervuras.
Ducatti (1993) descreve a aderência como uma tensão de cisalhamento
entre a superfície de uma barra de armadura e o concreto que a envolve.
A aderência assegura igualdade de deformações específicas da armadura e
do concreto que as envolve, quando carregadas. O seu comportamento tem
importância decisiva com relação à capacidade de carga de estruturas de concreto
armado.
As tensões originárias das solicitações atuantes na superfície de contato
aço-concreto são denominadas tensões de aderência, as quais podem ser
estimadas a partir de expressões de cálculo propostas por normas provenientes de
ensaios executados ou de modelos matemáticos.
A aderência é avaliada pela relação entre a tensão de cisalhamento no
concreto circunvizinho à armadura e o deslocamento relativo entre os dois materiais,
provocado pela diferença entre as deformações específicas de cada um deles.
2.3.3 – Tipos de Aderência
De acordo com Fusco (1995) existem três tipos possíveis de aderência.
84
Aderência por adesão;
Aderência por atrito,
Aderência mecânica.
2.3.3.1 – Aderência por Adesão
É estabelecido pela ligação físico-química que atua na interface aço-
concreto durante as reações de pega do cimento. A aderência depende da limpeza
da superfície e da rugosidade das barras, o que não é suficiente para uma boa
aderência, pois é destruída no caso de pequenos deslocamentos da barra. A Figura
2.12 ilustra as condições de rugosidade da barra lisa.
Figura 2.12 - Acabamento superficial de fios e barras lisas.
Fonte: Fusco (1995).
2.3.3.2 – Aderência por Atrito
É devida a forças de atrito existentes entre o concreto e o aço, desde que
exista tensão transversal às armaduras. A aderência por atrito depende do
coeficiente de atrito entre o aço e o concreto, o qual é função do estado superficial
da barra.
2.3.3.3 – Aderência Mecânica
É a interação mecânica entre o aço e o concreto, decorrente da presença de
saliências na superfície da barra (nervuras laminadas, estrias). Este tipo de ligação
85
depende da forma, altura e inclinação das nervuras bem como da distância entre
elas. Através de intertravamento mecânico, do tipo de encaixe entre o concreto e as
nervuras das barras de aço, formam-se “consoles de concreto” que são solicitados
ao corte e à compressão, antes que a barra possa deslizar no concreto, conforme
ilustrado na Figura 2.13. A aderência mecânica é o tipo de ligação mais confiável,
pois contribui de maneira fundamental para a solidarização dos dois materiais e
possibilita melhor aproveitamento das resistências mais elevadas do aço.
Figura 2.13 - Geometria da barra nervurada e a interação mecânica barra-concreto.
Fonte: Modificado de TEPFERS (1979)
Segundo Fusco (1995), o efeito da aderência mecânica também está
presente nas barras sem nervuras (barras lisas), em virtude das irregularidades da
superfície inerentes ao processo de laminação. Entretanto, nestas, a aderência
mecânica e por atrito se confundem.
De acordo com o mesmo pesquisador, não é possível determinar cada
parcela de aderência isoladamente, e a separação da aderência em três parcelas é
simplesmente esquemática. Além disso, a aderência do aço ao concreto é
fortemente influenciada pela retração, pela deformação lenta e pela fissuração do
concreto.
86
2.3.4 – Parâmetros que Influem na Aderência
A tensão de aderência pode ser definida como sendo a relação entre a força
atuante na barra e a superfície da barra aderente ao concreto. Porém, existem vários
fatores que podem intervir na sua quantificação e influenciar o comportamento da
aderência. Seguem abaixo alguns fatores que devem ser levados em consideração
no dimensionamento e análise, indicando com que magnitude estes fatores influem
na aderência.
2.3.4.1 – Composição do Concreto
São poucos os pesquisadores que apresentam estudos sobre a influência do
traço do concreto na aderência. Como regra geral poderia ser estabelecido que
qualquer alteração no traço que não altere a resistência à compressão nem a
resistência à tração do concreto, também não alterará seu comportamento na
aderência.
Em confronto com essa regra Mauline e Astrova (1965), citados por Ribeiro
(1985), verificaram que o melhor comportamento na aderência acontece quando se
diminui a relação água/cimento e a quantidade de agregado miúdo. Portanto,
quando se aumenta a quantidade de agregado graúdo.
Esse fato foi verificado, também, por Martin e Noakowski (1981). Os autores
notaram que com a utilização de agregados de diâmetro maior e pequena
quantidade de água observa-se um definido acréscimo no comportamento de
aderência. Uma explicação para estas observações seria que em misturas com
agregados muito finos, as partículas finas e também a água acumulam-se nas
circunvizinhanças da barra.
87
2.3.4.2 – Idade de Carga
Ribeiro (1985) afirma que a influência da idade de carga sobre a aderência é
a mesma que sobre a resistência à compressão ou à tração do concreto. Esta
afirmativa é sustentada pelo CEB (1979), Martin e Noakowski (1981).
Chapman e Shah (1987) citados por Vieira (1994), concluíram que nas
barras nervuradas, a idade de carga influencia de forma significativa as
características de aderência. No entanto, o mesmo não ocorreu para as barras lisas,
pois com o aumento da resistência à compressão, a resistência de aderência
permaneceu a mesma.
2.3.4.3 – Resistência Mecânica do Concreto
A resistência mecânica do concreto é um dos fatores que tem influência
mais significativa à resistência de aderência. De modo geral, quanto maior a
resistência mecânica do concreto, maiores serão os esforços de aderência que o
concreto poderá suportar na interface aço-concreto.
De acordo com Monteiro (1985), que realizou ensaios de aderência do tipo
“Pull-Out-Test”, em corpos de prova com diferentes níveis de resistência, a
resistência à compressão do concreto exerce um “papel principal” na resistência de
aderência.
Os resultados de Soroushian et al. (1991), indicam que a resistência de
aderência é proporcional à raiz quadrada da resistência à compressão. Outros
autores, Ducatti e Agoyan (1993), observaram comportamento similar e isso se deve
ao fato de que a resistência de aderência, em muitos casos, é comandada pela
resistência à tração, a qual é proporcional à raiz quadrada da resistência à
compressão, Figura 2.14.
88
Figura 2.14 - Efeito da resistência à compressão do concreto na resistência da aderência,
Ø=25mm. Fonte: Modificado Soroushian et al. (1991).
2.3.4.4 – Diâmetro da Barra
Diversas pesquisas experimentais foram realizadas para analisar a influência
do diâmetro da barra no comportamento da aderência. De acordo com Ribeiro
(1985) e Robison (1963), o diâmetro da barra não tem influência no comportamento
da aderência.
O código com o ACI committee 408 considera a tensão de aderência
independente do diâmetro da barra, sendo esta uma variável de menor importância,
desde que o recobrimento e o comprimento de ancoragem sejam proporcionais ao
diâmetro da barra.
Ribeiro (1985) realizou uma interpretação dos resultados dos testes tipo
“Pull-Out-Test” e “Beam Test”, realizados por Bony e Soretz (1973), z (1973), e
observou que não existem diferenças significativas entre os valores de tensão de
aderência desenvolvidas por diferentes diâmetros de barra.
No entanto, Ducatti (1993), ao estudar o efeito da aderência de barras
nervuradas de diferentes diâmetros, constatou que a resistência de aderência
diminui quando o diâmetro de barra aumenta. Segundo o autor, a justificativa para
tal fato possivelmente está ligada à espessura da zona de transição, que é mais
grossa nas barras de maior diâmetro. O aumento do diâmetro da seção transversal
5
10
15
20
20 30 40 50 60
Resistência à compressão (MPa)
Ten
são
de
ad
erê
ncia
(MP
a)
89
da barra de aço implica maiores alturas das nervuras. Com isso tem-se um maior
acúmulo de água na região das nervuras, proporcionando uma zona de transição
com espessura e relação água/cimento maiores. Esse aumento enfraquece a ligação
entre a pasta de cimento e a barra, tornando-a mais porosa, facilitando assim o
esmagamento por compressão pelas nervuras.
Barbosa (2002), a partir do estudo de outros autores sobre a aderência aço-
concreto, segundo os quais há uma redução na tensão máxima de aderência com o
incremento do diâmetro das barras, pesquisou sobre a influencia deste diâmetro no
processo. Os ensaios realizados seguiram a CEB RC6 (1983), ensaio “pull-out-test”.
Com os resultados obtidos a autora verificou que à medida que aumenta o diâmetro
da barra, a tensão de aderência aumenta. A afirmação contrária desse fato,
constatada por diversos autores (DUCATTI, 1993; SOROUSHIAN e CHOI, 1989;
REYNOLDS e BEDDY. 1982) se basearam na espessura da zona de transição, mais
grossa nas barras de maior diâmetro, que aliada às maiores dimensões das
nervuras (transversais e longitudinais) “seguram” mais água de amassamento na
face inferior da barra, provocando uma exsudação interna e enfraquecendo a ligação
argamassa-armadura. Salienta-se que esse comportamento, de acordo com a
autora, parece estar diretamente relacionado ao adensamento do concreto e não à
espessura da zona de transição.
2.3.4.5 – Posição das Barras na Concretagem
Ribeiro (1985), em suas pesquisas, observou que a posição da barra influi
na resistência ao arrancamento. As barras concretadas na posição horizontal no
topo da forma apresentam pior comportamento do que aquelas concretadas no
fundo da forma. Isto se deve ao fato de que as barras inferiores situam-se numa
zona em que o adensamento é mais acentuado e, portanto, a existência de
argamassa porosa na metade inferior das barras é menor.
Na Figura 2.15, que segue, pode-se verificar que a segregação do concreto
fresco faz com que haja um acúmulo de água sob as barras; posteriormente, ao ser,
a água, absorvida pelo concreto endurecido, deixa vazios ou inúmeros poros na sua
90
face inferior, prejudicando sensivelmente a aderência, pois compromete a zona de
transição existente entre o aço e o concreto.
Figura 2.15 - Formação de espaços vazios ou poros sob as barras concretadas em posição
horizontal devida à segregação e ao acúmulo de água.Fonte: Ribeiro (1985).
Ducatti (1993) realizou ensaios de arrancamento com concreto de alto
desempenho que mostraram uma maior aderência das barras horizontais inferiores,
comparados às barras horizontais superiores e às verticais. Segundo o autor, para
as barras verticais, o desempenho da aderência é muito melhor quando a carga é
aplicada em direção contrária àquela da sedimentação do concreto. Na situação
inversa, isto é, carga aplicada na mesma direção do lançamento do concreto, a
aderência pode registrar valores mais pobres, mesmo que em caso das barras
horizontais no topo da forma. A explicação para a queda de aderência nas barras
horizontais, bem como nas verticais, segundo o autor, está no acúmulo de
argamassa porosa na metade inferior das primeiras e em baixo das nervuras das
outras.
2.3.4.6 – Adensamento
O adensamento pode ser crítico para a aderência, uma vez que as zonas de
ancoragem são pontos onde normalmente se tem uma elevada percentagem de
armadura, ocasionando maiores dificuldades de concretagem e, como
consequência, maior é a possibilidade de surgimento de vazios, tornando esta
região mais fraca quando solicitada.
91
O CEB 151 (1982), diz que o adensamento influência na aderência da
mesma forma com que influência a resistência à compressão.
2.3.4.7 – Estado Superficial das Barras
Segundo Vieira (1994), o estado superficial das barras lisas, onde a
resistência de aderência está ligada à adesão, tem influência significativa sobre a
aderência que elas possam desenvolver. De acordo com o CEB 151 (1982), as
barras lisas contaminadas com o fluido desmoldante praticamente não apresentam
aderência. No entanto, conforme CEB 118 (1979) a oxidação na barra proporciona
um aumento na resistência de aderência.
Para barras nervuradas, onde a adesão representa uma pequena parcela da
resistência da aderência, o estado superficial da barra não influencia nessa
resistência.
Kemp, Bresny e Unterspan (1968) citados por Ribeiro (1985), realizaram
ensaios com barras nervuradas com diferentes condições de superfície tais como:
oxidadas ao ar, lubrificadas, com rugosidade obtida artificialmente, oxidadas na água
salgada e compararam aos resultados obtidos com os das barras normais. Os
autores chegaram à conclusão de que o comportamento da aderência foi
basicamente o mesmo, com exceção para as barras com rugosidade obtida
artificialmente, as quais obtiveram uma melhor aderência.
2.3.5 – Ensaios de Aderência
A normalização brasileira avalia a tensão de aderência através da
determinação do coeficiente de conformação superficial, que é obtido através do
ensaio de tirantes de concreto de forma prismática onde se aplica um esforço de
tração nos dois extremos da barra.
Existem vários ensaios que determinam os valores da tensão de aderência
entre a armadura de aço e o concreto, alguns citados a seguir.
92
2.3.5.1 – Ensaio de Arrancamento Direto: PULL-OUT-TEST (POT)
É o mais tradicional dos ensaios de aderência e consiste em extrair uma
barra de aço posicionada no centro de um corpo de prova de concreto, colocado
sobre placas de apoio de uma máquina de ensaio. As duas extremidades da barra
são projetadas para fora do corpo de prova, medindo-se a força de tração aplicada a
um dos extremos e os escorregamentos no outro extremo.
As vantagens deste ensaio são que, além do baixo custo e simplicidade, ele
dá uma ideia clara do conceito de ancoragem, isto é, o comprimento que está
embebido no concreto é o que define o próprio comprimento de ancoragem.
Tem como desvantagem os resultados obtidos servirem apenas para
pesquisas comparativas ou estudos qualitativos, pois a forma de solicitar o corpo de
prova não reproduz as condições reais de solicitação das barras de aço quando
projetadas as finalidades de uso.
Este ensaio de arrancamento direto é normalizado pela RILEM, doc 7.II.128
(1973) e também está referido na ASTM C234 (1991), com todo detalhamento
necessário a sua execução como ensaios de laboratório. Segue abaixo a Figura
2.16 que mostra a disposição geral deste ensaio de arrancamento.
93
Figura 2.16 - Disposição geral do ensaio de arrancamento.
Fonte: RILEM (1973).
2.3.5.2 – Ensaio de Arrancamento com Anél Circunferencial – Ring Pull-Out
Test
Como no caso do Pull-Out Test, esse ensaio consiste na extração de uma
barra de aço concretada no interior de um corpo de prova que se apóia contra
placas de uma máquina de ensaio, ilustrada na Figura 2.17. O que difere ambos é
que no Ring Pull-Out Test o corpo de prova é sempre cilíndrico e fica envolvido por
anel metálico que abraça o comprimento mergulhado; este anel é instrumentado
com strain-gages que possibilitam medir, além das deformações ocorridas no anel, a
tração exercida em um dos extremos da barra e os escorregamentos.
94
Figura 2.17 - Ensaio de arrancamento com anel circunferencial.
Fonte: adaptado de Ducatti (1993).
Esse ensaio permite a medição direta da componente de fendilhamento e
das forças de aderência, sendo que as informações obtidas são mais completas do
que no ensaio convencional.
2.3.5.3 – Ensaios de Flexão – Beam Test (Bt)
O Beam Test consiste em um corpo de prova constituído de dois blocos
paralelepipédicos, ligados em sua parte inferior pela barra de aço destinada ao
estudo de aderência e em sua parte superior por uma rótula metálica, conforme
ilustrado na Figura 2.18. A viga assim constituída é solicitada a flexão simples, sobre
dois apoios, por duas forças concentradas de mesma magnitude que agem a
distâncias iguais dos extremos. Nos extremos das barras colocam-se
deflectômetros, a fim de que possam ser medidos os deslocamentos relativos da
barra em relação ao concreto. A ancoragem é limitada ao comprimento especificado,
com a ajuda de tubos plásticos que eliminam a aderência nos trechos desejados.
95
Figura 2.18 - Ensaio de flexão em vigas.
Fonte: CEB RC5 (1983).
2.3.5.4 – Ensaios de Aderência do Tipo Push-Out-Test
A principal característica deste ensaio é que a barra contida no corpo de
prova de concreto sofre deslizamento por uma força de compressão e não de tração,
como utilizada no ensaio P.O.T. convencional. Os resultados deste ensaio são
superiores ao tradicional, em virtude da dilatação lateral da barra no interior do
concreto.
2.3.5.5 – Ensaios de Extremo de Viga – Beam End Test
Esse ensaio representa a situação de aderência que existe entre uma fissura
de flexão-cisalhamento e o extremo de uma viga simplesmente apoiada. Representa
um progresso sobre o tradicional Pull-Out Test, visto que estabelece um gradiente
de deformações ao longo da altura do corpo de prova mais realista.
O ensaio consiste em uma barra situada na parte inferior do corpo de prova,
que é tracionada e a reação, que simula a zona de compressão da viga, é aplicada
na parte superior do corpo de prova (Figura 2.19). O momento criado é equilibrado
por outro par de forças que atuam perpendicularmente à barra e simulam a reação
de apoio e o esforço de corte que seria transmitido através do concreto.
96
Figura 2.19 - Corpo-de-prova para o ensaio de extremo de viga.
Fonte: Adaptado de Barbosa (2002).
2.3.5.6 – Ensaios das Quatro Barras
O ensaio de quatro barras, testado por Ducatti (1993), consiste de uma
emenda por transpasse, ligando três barras a uma central e envolvidas por um
cilindro de concreto. O objetivo principal deste método é eliminar as interferências
das tensões de compressão, impostas ao concreto no ensaio de arrancamento
tradicional.
O ensaio das quatro barras é um ensaio de arranchamento, no qual a barra
central é tracionada e o cilindro de concreto é mantido imóvel pela força de reação
exercida pelas outras três barras dispostas nos vértices de um triângulo, como
mostra Figura 2.20.
97
Figura 2.20 - Desenho esquemático do corpo de prova.
Fonte: Ducatti (1993).
A medida dos deslocamentos da barra central em relação ao concreto é feita
por meio de transdutores indutivos de deslocamentos (ou por meio de
extensômetros) fixados ao concreto por um adesivo. As deformações da barra
central são medidas por extensômetros elétricos colocados ao longo do
comprimento da barra central.
2.3.5.7 – Ensaio de Comformação Superficial ou Ensaio de Tirantes de
Concreto
Esse ensaio, especificado pela NBR 7477 (ABNT, 1982), consiste em
exercer um esforço de tração aos dois extremos de uma barra mergulhada no centro
de um corpo de prova de concreto prismático, com o objetivo de avaliar a aderência
entre o concreto e o aço. Em geral, esses ensaios se destinam ao estudo da
fissuração e reproduzem com precisão as condições reais de solicitação das barras
na região tracionada de vigas fletidas.
Através da avaliação do afastamento e abertura das fissuras verificadas,
esse ensaio permite a determinação do chamado coeficiente de conformação
superficial da barras e dos fios de aço destinados à armadura de concreto armado,
de acordo com a NBR 7477 (ABNT, 1982). Enquanto barras lisas apresentam
fissuras de maior abertura e mais afastadas entre si, barras nervuradas apresentam
fissuras mais próximas e com menor abertura. A Figura 2.21 ilustra o ensaio
específico.
98
Figura 2.21 - Ensaio de Tirantes de Concreto.
Fonte: NBR 7477 (ABNT, 1982)
Segundo Castro (2000), a partir do cálculo do espaçamento médio entre as
fissuras, determina-se a tensão média de aderência das barras de aço em concretos
de diferentes classes de resistência, aplicando-se a equação (2.7):
.X
.f.375,0
m
ctm Equação (2.7)
onde:
m: tensão média de aderência;
fct: resistência à tração simples do concreto;
Xm: distância média entre fissuras;
:- diâmetro da barra, e
= As/Ac
Alguns dos vários ensaios de aderência foram descritos no item 4.5,
seguindo a disponibilidade existente junto ao Laboratório CESP de Engenharia Civil
e a veracidade apresentada na determinação do coeficiente de aderência, optou-se,
nesta pesquisa por utilizar o ensaio de determinação do coeficiente de conformação
df: distância entre as fissuras (cm);
d: largura do tirante, e
Ø: diâmetro do aço.
99
superficial de barras e fios de aço destinados a armaduras de concreto armado,
normalizado pela NBR 7477 (ABNT, 1982).
Esse ensaio foi adotado pela sua simplicidade e pelo seu baixo custo, além
de reduzir a mão de obra na confecção dos moldes, para a realização dos mesmos.
Além disso, o ensaio de tirantes reproduz muito bem as condições reais de
solicitação das barras na região tracionada de vigas fletidas, como esses ensaios já
foram realizados no mestrado, assim obtêm-se parâmetros para comparação dos
resultados.
No próximo capítulo será apresentado os procedimentos experimentais para
desenvolvimento do traço, os ensaios referentes à aderência e a prova de carga nas
estacas executadas.
100
CAPÍTULO 3 – MATERIAIS E MÉTODOS
Neste capítulo são descritos os materiais utilizados para o desenvolvimento
da pesquisa e os métodos que foram empregados, normalizados e não
normalizados, para a realização tanto dos ensaios de laboratório e de campo,
quanto à tabulação dos dados (resultados obtidos), análises e discussões.
Inicialmente, com o objetivo de caracterizar os componentes do concreto
utilizado nesta pesquisa, foram determinadas suas propriedades físicas e
mecânicas. Realizaram-se ensaios de caracterização dos materiais que compõem
os concretos e, também, as barras de aço utilizadas, bem como o processo de
execução das estacas e das provas de carga. Os ensaios de caracterização dos
materiais, das propriedades mecânicas do concreto e de aderência foram realizados
no Laboratório CESP de Engenharia Civil, em Ilha Solteira (SP). As estacas
escavadas foram executadas no campo experimental da UNESP Universidade
Estadual Paulista, na mesma cidade.
3.1 MATERIAIS
3.1.1 – Agregado Miúdo
Na fabricação dos dois concretos utilizados, concreto convencional e
concreto com resíduo de borracha, utilizou-se areia natural extraída do rio Paraná,
proveniente do Porto de Areia Nossa Senhora Aparecida da cidade de Castilho-SP.
Para caracterização deste material foram seguidas as normas NM 248 (ABNT,
2001); NM 52 (ABNT, 2009); NM 45 (ABNT, 2006); NBR 7218 (ABNT, 2010); NM 49
(ABNT, 2001), e foram obtidos os resultados mostrados na Figura 3.1.
3.1.2 – Agregado Graúdo
Como agregado graúdo foi empregada a brita tipo 1, disponível na região
Noroeste do Estado de São Paulo, proveniente da cidade de Monções - Mineradora
Grandes Lagos. A caracterização do agregado graúdo, atendendo as normas NM
101
248 (ABNT, 200); NM 53 (ABNT, 2003); NBR 7218 (ABNT, 2010) e NM 49 (ABNT,
2001), está apresentada na Figura 3.2.
A escolha do agregado foi realizada de acordo com a norma NBR 6122
(ABNT, 2010), que recomenda a utilização de brita 1 com diâmetro até 19 mm para a
confecção de concreto a ser empregado em estacas do tipo escavada.
3.1.3 Cimento
O cimento utilizado foi o Portland com adição de escória granulada de alto-
forno (CP II32-E – fabricante: Cauê), comercialmente disponível em toda a região
noroeste do Estado de São Paulo, onde se realizou esta pesquisa. Suas
características são especificadas pela NBR 11578 (ABNT, 1997). Esse cimento tem
uma composição intermediária entre o cimento portland comum e o cimento portland
com adições (alto-forno e pozolânico). Ele combina com bons resultados o baixo
calor de hidratação com o aumento de resistência do cimento Portland comum. É
recomendado para estruturas que exijam um desprendimento de calor
moderadamente lento ou que possam ser atacadas por sulfatos.
As propriedades físicas e químicas do cimento foram ensaiadas de acordo
com as normas brasileiras NM 11579 (2012); NM 76 (199); NM 23 (2001) e NBR
7215 (1996), as quais permitiram caracterizar física e quimicamente, bem como
qualificar o cimento como indicado na Tabela 3.1.
102
Peneiras
(mm) 0,150 0,300 0,600 1,18 2,36 4,75 6,3 9,5 12,5 19 25
Areia 98,6 90,7 56,7 26,4 9,0 1,8 1,1 0,0 0,0 0,0 0,0
absor- pulve- matériamáx. s.s.s. seca ção rulento orgânica(mm) (g/cm³) (g/cm³) (%) (%)
4,46 2,580 2,577 0,28 0,25 abaixo
-3"
2"
2 1/2"
1,18 mm
63 mm
-
1 1/4"
massa específica massa unitáriamódulo
98,6
% RetidaPeso Retido (g)AberturaAuxiliar
PENEIRASNormal
Total
-
-
-
600 mm
4,75 mm
2,36 mm
-
-
12,5 mm
0,0
0,0
0,0
31,5 mm
50 mm
0,0
0,7
7,1
26,417,4
1,8
9,0
1,1
0,0
0,0
1,1
0,0
0,0
0,0
90,7
-
3/4"
-
0,0
56,7
1/4"
-
N.º 30
1"
-
3/8"
-
-
N.º 4
1 1/2"
1/2"
-
-
-
0,0
37,5 mm
25 mm
0,0
% Retida Acumulada
0,0
0,0
0,0
0,0
178,6
100,0
0,0
0,0
30,3
150 mm
6,3 mm
19 mm
11,7
73,3
7,0
300 mm
definura
0,075
100,0
311,1
348,9
81,7
14,2
-
% Retida Acumulada
N.º 50
N.º 100
fundo
100,0
34,0
8,0
1,4
2,25
283,1
N.º 8
N.º 16
75 mm
1026,5
75 mm
9,5 mm
1,533 1,160
aparente(g/cm³)
4% de umidade(g/cm³) (g/cm³)
2,485
solta
% q
ue
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
0,01 0,1 1 10 100
abertura (mm)
% r
eti
da a
cu
mu
lad
aEspecificação Zona Utilizável
Especificação Zona Ótima
Areia
Figura 3.1 – Resultados da caracterização da areia
103
Peneiras
(mm) 0,300 0,600 1,180 2,36 4,75 6,30 9,50 12,50 19,0 25,0 31,5
Brita 100,0 100,0 100,0 100,0 99,5 98,7 92,9 80,0 1,8 0,0 0,0
absor- pulve-
ção rulento(%) (%)
1,23 0,19
75 m
4,75 mm
2,36 mm
1,18 mm
75 mm
63 mm
N.º 50
N.º 100
fundo
% Retida Acumulada
-
-
- 300 m
694,17
150 m
3/8"
-
19,0
módulode
finura
6,94
máximo
(mm)
0,0
12,9
6,3 mm
13420
2210
980
600 m
N.º 4
N.º 8
N.º 16
N.º 30
0,0
9,5 mm
0,0
1,8300
0,0
% Retida Acumulada
0,0
0,0
0,0
0,0
unitária
0,0
100,0
100,0
100,0
0,0
17140 100,00
0,150
100,0
massa específica
Total
massa
100,0
1,4192,9032,845 2,750
-
3/4"
-
-
3"
-
-
1 1/2"
-
19 mm
12,5 mm
(g/cm³)aparentes.s.s. seca
(g/cm³) (g/cm³) (g/cm³)
-
2"
0,0
2 1/2"
-
0,0
0,050 mm
37,5 mm
5,7
0,8
0,0
99,5
0,5
92,9
80,0
0,0
98,7
0,0
100,0
1,8
1 1/4" 31,5 mm
100,0
90
140
78,3
0,0
25 mm
-
-
-
1"
1/2"
-
1/4"
-
% RetidaPeso Retido (g)Abertura (mm)Auxil.
PENEIRASNormal
% q
ue
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
1 10 100
abertura (mm)
% r
eti
da a
cu
mu
lad
a
Especificação 9,5/25
Brita
Figura 3.2 – Resultados da caracterização da brita 1.
104
Tabela 3.1 - Resultados da Caracterização do Cimento
Referência 23164 Especificações
Amostra ---
Carta ---
Data da coleta 08.09.2008 min. máx.
Finura Peneira 200 (% retida) 2,23 - 12,0
Finura Peneira 325 (% retida) 11,05 - -
Superf. espec. Blaine (cm²/g) 4035 2600 -
Densidade aparente (g/cm³) 1,19 - -
Densidade absoluta (g/cm³) 3,06 - -
Água de consistência gramas 131 - -
da pasta (%) 26,20 - -
Início de pega (h:min) 03:53 01:00 -
Fim de pega (h:min) 05:28 - 12:00
Expansão em auto-clave (%) 0,020 - 0,8 *
Consistência gramas 150 - -
argamassa a / c 0,48 - -
Data de moldagem 13.10.2008 - -
03 dias 18,8 10,0 -
07 dias 23,6 20,0 -
28 dias 29,6 32,0 -
Perda ao fogo 5,18 - 6,5
Insolúveis 0,28 - 2,5
SiO2 18,44 - -
Fe2O3 3,11 - -
Al2O3 6,84 - -
CaO 61,20 - -
MgO 1,92 - 6,5
SO3 2,22 - 4,0
Na2O 0,42 - -
K2O 0,86 - -
Equiv alcalino Na2O 0,98 - -
Cal livre em CaO 1,90 - -
Análise físico-química de cimento Cauê CP II-E-32
Análise
Química (%)
Resistência à
Compressão
Axial
NBR 11578
Tensão (MPa)
105
3.1.4 – Água
A água utilizada para amassamento da mistura foi água potável da rede de
abastecimento público da cidade de Ilha Solteira (SP).
3.1.5 – Resíduos de Borracha
Os resíduos de borracha de pneus, provenientes do processo de
recauchutagem, foram fornecidos pela empresa “Araçá Renovadora de Pneus Ltda”,
localizada no município de Araçatuba (SP).
Sua obtenção advém de processo mecânico, por meio de raspagem das
bandas de rodagem dos pneus. A Figura 3.3 ilustra o resíduo em seu estado natural.
Baseando-se em pesquisas anteriores (FATTUHI et al.,1996; AKASAKI et
al., 2001; PANZERA et al., 2009; BRAVO, 2014 e PEREIRA, 2016), constatou-se
que o diâmetro do resíduo de borracha influi na resistência do concreto: “quanto
maior o diâmetro da resíduo, menor a resistência do concreto.” Os resíduos de
borracha utilizados nesta pesquisa foram peneirados, de maneira que só foram
Figura 3.3 – Resíduos de borracha no estado natural.
Fonte: Arquivo pessoal.
106
utilizados os que passaram pela peneira de número 16, abertura de malha de 1,19
mm (Figura 3.4), na fabricação do concreto com resíduo.
Figura 3.4 – Resíduos de borracha que passaram pela peneira número 16.
Fonte: Arquivo pessoal.
Para a caracterização dos resíduos de borracha foram realizados os ensaios
de massa específica aparente NM 52 (ABNT, 2009); massa específica absoluta e
análise granulométrica NM 248 (ABNT, 2001), estando a borracha em seu estado
natural e no estado de utilização (após passagem na peneira de número 16).
As Figuras 3.5 e 3.6 ilustram os resultados dessas caracterizações,
respectivamente.
107
Figura 3.5 - Resultados da caracterização do resíduo de borracha no estado natural.
108
Figura 3.6 - Resultados da caracterização do resíduo de borracha que será utilizada.
109
3.2 COMPOSIÇÃO EXPERIMENTAL DO CONCRETO
3.2.1 – Traços dos Concretos Convencional e com Resíduo de Borracha
Para a composição do concreto convencional utilizado foram seguidas as
orientações da NBR 6122 (ABNT, 2010), que são as seguintes:
1- O concreto tem que apresentar resistência à compressão aos 28 dias
maior ou igual a 20 MPa;
2- O consumo de cimento tem que ser superior a 300 kg/m3;
3- Em relação à consistência, devido ao fato da estaca ser armada
recomenda-se abatimento de cone (slump) entre 12 a 14 cm;
4- O agregado graúdo deverá ter diâmetro máximo de 19 mm (brita 1);
5- Deve ser aplicado na resistência característica do concreto (fck) um fator
redutor de 0,85 para considerar a diferença entre os resultados de
ensaios rápidos de laboratório e a resistência sob a ação de cargas de
longa duração.
A metodologia inicial para dosagem dos concretos sem adição de resíduos
(Mistura Controle) foi elaborada pelo método proposto de Helene e Terzian (1993),
nacionalmente conhecido e que contou com a colaboração de vários pesquisadores
ao longo dos anos de seu aprimoramento. Foi denominado, mais recentemente,
como Método IBRACON – Instituto Brasileiro do Concreto (HELENE, 2005).
Esse método prevê um ajuste experimental das proporções entre os
materiais constituintes do concreto, com base na busca de um conteúdo ideal de
argamassa seca () (Equação 3.1), através de um traço intermediário (1:m) dos
demais previstos (1:m-1; 1:m+1, etc), que contenham ou estejam próximos ao traço
resposta pretendido.
Para produzir o primeiro traço em laboratório, variou-se o conteúdo de
argamassa seca, começando com um “” baixo, da ordem de 0,33% e aumentou
110
este de 0,02 em 0,02, aproximadamente, até encontrar o ponto ótimo por meio de
observações visuais da mistura, combinadas com manuseio do concreto com colher
de pedreiro, para verificar o aspecto de trabalhabilidade e acabamento, além da
realização do ensaio de abatimento de cone (sIump test) para visualização da
coesão do concreto fresco.
Definido o “” no traço médio, para um abatimento pré-determinado, os
demais traços são facilmente obtidos mantendo-se constante o conteúdo de
argamassa, o sIump e a relação água/materiais secos “H” (Equação 3.2) com
valores muito próximos (HELENE, 2005).
Teor de argamassa seca )m1(
)a1(
(3.1)
Grau de hidratação )m1(
1.
ag
aH
(3.2)
onde:
m = a + b, relação em massa de agregado seco/cimento, em kg/kg;
a = relação agregado miúdo seco/cimento em massa, em kg/kg, e
ag = relação agregado graúdo seco/cimento em massa, em kg/kg.
São, normalmente, realizados no mínimo três traços de modo a possibilitar
um ajuste das equações de correlação de dosagem (Equações 3.3, 3.4 e 3.5), que
permitem a construção do diagrama que correlaciona às funções: fcj (MPa) a/ag
(kg/kg) m (kg/kg) Ccim (kg/m3); a partir das quais, por regressão linear, obtém-
se qualquer resistência que se queira dentro do intervalo estudado, para traços de
uma mesma família.
Abrams (1918) c/a
2
1
k
kfc (3.3)
Lyse (1932) )c/a.(kkm 43 (3.4)
111
Priszkulnik e Kirilos (1974) )m.kk(
1000C
65
cim
(3.5)
onde:
fc = resistência a compressão axial, em MPa;
a/ag = relação em massa de água/aglomerante, em kg/kg;
Ccim = consumo de cimento por m3 de concreto, em kg/m3, e
k1, k2, k3, k4, k, e k6, = constantes particulares de cada conjunto de materiais.
O diagrama de dosagem proposto por este método facilita, sobremaneira, o
entendimento do comportamento de uma determinada família de concreto de mesmo
abatimento de cone, mas de propriedades muito diferentes após o endurecimento,
conforme se apresenta o exemplo na Figura 3.7.
Figura 3.7 – Diagrama de dosagem – Modelo de comportamento
Fonte: Helene e Terzian (1993).
Com o exposto acima e para atender as especificações da NBR 6122 (ABNT,
2010), foi eleito o slump 13, brita com diâmetro de 19 mm. Para a determinação do
fck do concreto convencional, as seguintes considerações foram elencadas:
112
1- O concreto convencional deve apresentar resistência característica média
maior que 30% da resistência do concreto com resíduos, pois se sabe que
ao substituir a areia por borracha a resistência sofre um decréscimo desta
ordem (FRANÇA, 2004);
2- Também deve ser acrescido o fator redutor estabelecido pela norma de
0,85.
Portanto, o valor do fck para o concreto convencional deverá ser no mínimo
igual a 33,8 MPa. Considerando-se a Equação 3.6:
ckcj f)Sd.65,1(f (3.6)
onde:
Sd = desvio padrão da dosagem, em MPa.
O valor de Sd deve ser adotado em função da condição de controle de
preparo do concreto, conforme especifica a NBR 12655 (2006). Nesta pesquisa
adotou-se controle B, portanto, o valor de Sd foi de 5,5 MPa.
Desta forma assumiu-se o valor de fcj = 45 MPa. Com estes dados e
utilizando o ábaco construído no laboratório e mostrado na Figura 3.8, foi possível
compor o concreto convencional.
113
Figura 3.8 - Diagrama de Dosagem
Fonte: Helene e Terzian (1993).
Com os resultados obtidos no diagrama da Figura 3.8 obteve-se a
composição do concreto convencional, apresentada na Tabela 3.2.
Tabela 3.2 – Composição Final do Concreto Convencional.
Materiais Consumo kg/m3
Cimento 420,17
Água 203,33
Areia 837,81
Brita 1 919,43
Para a composição do concreto com resíduo de borracha utilizou-se a
composição do concreto convencional, substituindo 10% da areia pelo resíduo, em
volume. Os demais materiais mantiveram-se as mesmas quantidades. A Tabela 3.3
ilustra a composição.
114
Tabela 3.3 – Composição do Concreto 10% de resíduo de borracha.
Materiais Consumo kg/m3
Cimento 420,17
Água 203,33
Areia 754,03
Brita 01 919,43
Borracha 35,40
3.2.2 – Fabricação e Conservação dos Corpos-de-Prova
Os materiais utilizados para a confecção do concreto de controle
(convencional) foram introduzidos na betoneira na seguinte ordem: com a betoneira
desligada foram adicionados o agregado graúdo (brita 1), o agregado miúdo (areia)
e metade da água; misturando-se mecanicamente os componentes durante o tempo
de 1 minuto; em seguida, adicionaram-se o cimento e o restante da água,
misturando tudo por mais 3 minutos; após descanso de 3 minutos, fez-se a mistura
por mais 2 minutos.
Essa ordem foi alterada para a fabricação do concreto com resíduos de
borracha. A fim de se obter uma melhor mistura dos materiais foram adicionados à
betoneira o agregado graúdo (brita1), o agregado miúdo (areia) e o resíduo de
borracha, e misturados mecanicamente por um minuto; em seguida foi adicionada a
outra metade da água de amassamento e os materiais foram misturados por mais 1
minuto. Mantiveram-se os demais procedimentos idênticos aos do concreto de
controle. A Figura 3.9 apresenta os materiais no interior da betoneira já adicionado o
resíduo de borracha.
115
Após a fabricação dos concretos (convencional e com resíduo de borracha),
foram realizados os testes de abatimento de cone (slump test). Para tal foram
moldados 3 corpos-de-prova com as dimensões de 10x20 cm para cada idade de
cada ensaio realizado, sendo o adensamento realizado com a mesa vibratória,
seguindo as recomendações da NBR 5738 (ABNT, 2003). A Figura 3.10 ilustra o
acabamento nos corpos de prova após vibração.
Figura 3.10 – Acabamento nos corpos de prova. Fonte: Arquivo pessoal.
Figura 3.9 – Matérias dispostos no interior da betoneira.
Fonte: Arquivo pessoal.
116
Após a moldagem, os corpos-de-prova foram cobertos com uma película
plástica, Figura 3.11, para evitar a evaporação da água de amassamento e perda de
umidade durante um período de 24 horas, sendo posteriormente desformados e
colocados em câmara úmida até as datas dos ensaios de ruptura, de acordo com as
idades.
Figura 3.11 - Película plástica nos corpos-de-prova.
Fonte: Arquivo pessoal.
No dia de cada ensaio (idades de 7, 28 e 56 dias) os corpos de provas foram
retirados da câmera úmida e preparados na retífica. O equipamento utilizado foi a
retificadora automática para corpos de prova de concreto do fabricante SecMix,
disponibilizada pelo laboratório da CESP, que é ilustrada na Figura 3.12. Esse
procedimento faz-se necessário a fim de corrigir as imperfeições do acabamento das
peças e nivelar o topo e fundo dos corpos-de-prova, para melhor distribuição de
tensão.
117
Figura 3.12 – Corpo de prova na retificadora.
Fonte: Arquivo pessoal.
Após a retificação os corpos de provas foram levados para a ruptura na
prensa. O equipamento utilizado foi a Prensa hidráulica modelo PCE100 do
fabricante EMIC com capacidade de 100 toneladas, ilustrada na Figura 3.13. O valor
da resistência à compressão axial foi obtido de acordo com a NBR 5739 (ABNT,
2007), utilizando-se o valor médio da tensão de ruptura obtido de três corpos de
prova.
Figura 3.13 – Prensa hidráulica.
Fonte: Arquivo pessoal.
118
O valor da resistência à tração foi obtido com o ensaio de resistência à
tração por compressão diametral, também conhecido como “ensaio de Lobo
Carneiro” ou ainda “Brazilian test” conforme a NBR 7222 (ABNT, 2010). Para isso,
utilizaram-se os corpos de prova cilíndricos, de altura equivalente a 20 cm e
diâmetro das faces igual a 10 cm. Duas chapas de aço foram colocadas
diametralmente, no contato superior e inferior do corpo de prova da lateral do corpo
de prova com o molde de aço, sendo aplicada uma força até a sua ruptura por
tração indireta (ruptura por fendilhamento). O ensaio de compressão diametral é
simples de ser executado e fornece resultados mais uniformes do que os de tração
direta (MEHTA, 2008). A Figura 3.14a ilustra o detalhe do conjunto (corpo de prova e
molde de aço) para o ensaio. A Figura 3.14b, por sua vez, ilustra o corpo de prova
submetido ao ensaio.
Figura 3.14 – Ensaio de tração diametral.
Fonte: Arquivo pessoal.
O módulo de elasticidade estático é a relação entre a tensão aplicada e a
deformação elástica ocorrida, a qual deixa de existir se a tensão no concreto for
eliminada. O seu valor é utilizado para caracterizar a deformabilidade do concreto no
cálculo de pavimentos e estruturas, na determinação da idade de retirada de
escoramentos e pode até ser indicador na especificação do material (MEHTA, 2008).
O valor do módulo foi obtido conforme ensaio da BR 8522 (ABNT, 2008). Em sua
determinação nesta pesquisa foram utilizados corpos de prova cilíndricos (Figura
3.15).
119
Figura 3.15 – Prensa hidráulica e medidor de deformação.
Fonte: Arquivo pessoal.
Os mesmos foram determinados para as idades de 7, 28 e 56 dias, a
resistência à tração, resistência média à compressão e módulo de deformabilidade
ou módulo de elasticidade, seguindo os procedimentos estabelecidos pelas normas
NBR 5739 (ABNT, 2007); NBR 7222 (ABNT, 2010); NBR 6118 (ABNT, 2007) e NBR
8522 (ABNT, 2008), respectivamente. Nas Tabelas de 3.4 a 3.6 podem-se avaliar os
resultados obtidos nos ensaios realizados nas idades de 7, 28 e 56 dias.
Tabela 3.4 – Valores obtidos nos ensaios de resistência à compressão axial dos concretos.
Corpos de prova cilíndricos
10 cm x 20 cm
Resistência à Compressão fck (MPa)
7 dias 28 dias 56 dias
Concreto Convencional 27,82 44,32 44,32
25,83 39,84 48,30
25,61 37,76 38,45
Média ± Desvio 26,4 1,22
1,22
40,6 3,35
±
3,35
43,7 4,,96
±
4,96
Coeficiente de Variação 4,61% 8,25% 11,34%
Concreto com Resíduos 19,84 33,26 33,80
22,45 31,37 34,21
20,45 25,67 28,70
Média ± Desvio 20,9 1,37
±
1,37
30,1 3,95
±
3,95
32,2 3,07
±
3,07
Coeficiente de Variação 6,53% 13,13% 9,52%
120
Tabela 3.5 – Valores obtidos nos ensaios de resistência à tração por compressão diametral dos
corpos de prova.
Corpos de prova cilíndricos
10 cm x 20 cm
Resistência à Tração (MPa)
7 dias 28 dias 56 dias
Concreto Convencional 2,98 4,30 3,15
2,22 2,94 3,80
2,75 3,26 3,85
Média ± Desvio 2,7 0,39
1,22
3,5 0,71
±
3,35
3,6 0,39
±
4,96
Coeficiente de Variação 14,71% 20,32% 10,85%
Concreto com Resíduos 2,46 3,24 3,24
2,32 2,75 2,95
1,82 2,41 2,81
Média ± Desvio 2,2 0,34
±
1,37
2,8 0,42
±
3,95
3,0 0,22
±
3,07
Coeficiente de Variação 15,29% 14,90% 7,31%
Tabela 3.6 – Valores obtidos nos ensaios de módulo de deformação.
Corpos de prova cilíndricos
10 cm x 20 cm
Módulo de Deformação (GPa)
7 dias 28 dias 56 dias
Concreto Convencional 31,45 26,48 41,23
28,67 37,27 40,26
25,68 31,55 33,71
Média ± Desvio 28,6 2,89
1,22
35,1 3,10
±
3,35
38,4 4,09
±
4,96
Coeficiente de Variação 10,09% 8,83% 10,65%
Concreto com Resíduos 29,87 36,89 37,45
24,36 30,54 34,59
23,17 26,17 26,06
Média ± Desvio 25,8 3,57
±
1,37
31,2 5,39
±
3,95
32,7 5,93
3,07 Coeficiente de Variação 13,86% 17,28% 18,12%
As Figuras 3.16 a 3.18 ilustram a evolução da resistência à compressão
média, resistência à tração e módulo de deformação, respectivamente para as
idades de 7, 28 e 56 dias.
121
Figura 3.16 - Resistência à Compressão.
Figura 3.17 - Resistência à Tração.
122
Figura 3.18 - Módulo de Deformação.
3.3 ARMADURAS DAS ESTACAS
Nesta pesquisa foi utilizado o aço nervurado com seção circular, da classe
CA 50-A, com resistência característica de escoamento (fy) de 500 MPa, fabricado
pela Companhia Siderúrgica de Aços Belgo Mineira, na Usina de Piracicaba (SP) –
Comercial Gerdau.
Optou-se por barras de aço de diâmetros de 12,5 mm (1/2”), visto que na
pesquisa de FRANÇA (2004) foi definida uma melhor aderência entre o aço e o
concreto para barras deste diâmetro e, também, pela facilidade apresentada no
manuseio e fabricação dos moldes de tirante, uma vez que o tamanho do molde
varia de acordo com o diâmetro da barra, além do fato de ser a barra de aço mais
utilizada nas construções civis de pequeno a médio porte.
Os ensaios para a caracterização do aço obedeceram à norma NBR 7480
(ABNT, 2007), a qual fixa as condições exigíveis na encomenda, fabricação e
123
fornecimento de barras e fios de aço destinados a armaduras para concreto armado.
Os resultados obtidos são mostrados na Tabela 3.7.
Tabela 3.7 - Resultados mecânicos em barras de aço CA -50A Ø12,5 mm.
Peso por metro Escoamento Ruptura δr /δe
alongamento
(%) linear (Kg/m) kg kgf/mm² kg kgf/mm²
0,963 7917 64,7 9384 76,7 1,19 13,6
Para as barras de aço de diâmetro nominal igual ou superior a 10 mm, da
categoria CA-50, a norma brasileira estabelece que o coeficiente de conformação
superficial deva ser maior ou igual a 1,5.
A NBR 7480 (ABNT, 2007) estabelece, em relação à conformação
geométrica das barras, que:
O espaçamento médio das nervuras transversais ou oblíquas, medido
ao longo de uma mesma geratriz, deve estar entre 0,5 e 0,8 do
diâmetro nominal;
As nervuras devem abranger pelo menos 85% do perímetro nominal da
seção transversal da barra;
As barras devem ter pelo menos duas nervuras longitudinais contínuas
e diametralmente opostas, exceto no caso em que as nervuras
transversais estejam dispostas de forma a se oporem ao giro da barra
dentro do concreto;
Para diâmetros nominais maiores ou iguais a 10 mm, a altura média
das nervuras transversais ou oblíquas deve ser igual ou superior a 0,04
do diâmetro nominal e para diâmetros nominais inferiores a 10 mm,
igual ou superior a 0,02 do diâmetro nominal.
124
A distância entre as nervuras foi obtida pelo espaçamento entre pontos
equivalentes das mesmas, em 10 espaços afastados e dividida pelo número de
espaços. Utilizou-se para esse procedimento um paquímetro da marca Mitutoyo; a
Figura 3.19 ilustra a aferição.
Figura 3.19 – Distância entre as nervuras.
Fonte: Arquivo pessoal.
Para obtenção da altura média das nervuras foram realizadas três séries,
contendo, cada uma delas, dez leituras consecutivas para cada diâmetro de barra
utilizado, sendo o valor final a média entre os valores obtidos. A altura da nervura foi
aferida por meio de um relógio comparador digital modelo Digico 10, que fornece
uma precisão na leitura de milésimo de milímetro. O procedimento de leitura
consistiu em medir a distância máxima entre o ponto mais alto da nervura e o centro
da barra, no sentido perpendicular ao eixo da barra. Esse procedimento é mostrado
na Figura 3.20.
125
Figura 3.20 – Aferição da altura das nervuras.
Fonte: Arquivo pessoal.
A Tabela 3.8 ilustra a relação entre os valores obtidos e os exigidos pela
NBR 7480/2007. As barras de aço utilizadas nesta pesquisa enquadraram-se dentro
do requisito da norma brasileira.
Tabela 3.8 - Resultados conformação geométrica das barras de aço.
DIÂMETRO
(mm)
REQUISITO DA NORMA RESULTADOS OBTIDOS
h médio
(mm) Distância (mm) h médio
(mm) Distância (mm)
12.5 0.50 6.25 – 10.0 1.2 8.44
onde:
h médio = altura média das nervuras (mínima), em mm, e
Distância = espaçamento entre as nervuras, em mm.
126
Calculou-se, também, a área relativa da nervura, através da expressão
(Equação 5.7) definida segundo o CEB (1999).
fR = (. hs)/ Sn (5.7)
onde:
fR = área relativa da nervura;
= constante que depende da geometria da barra (casos usuais = 0,5);
hs = altura máxima da nervura transversal, e
Sn = espaçamento entre as nervuras transversais, ou seja, distância centro a
centro entre duas nervuras consecutivas.
A Tabela 3.9 apresenta os valores obtidos, bem como o mínimo requerido
pela norma.
Tabela 3.9 – Valores para área relativa da nervura (FR).
Ø da barra (mm) fR Obtido fR Norma
12,5 0,071 0,056
O aço utilizado nesta pesquisa apresentou área relativa da nervura superior
ao mínimo exigido pela norma e atendeu a todos os requisitos estipulados pela
mesma, viabilizando a sua utilização nesta pesquisa.
3.4 PRODUÇÃO DOS TIRANTES
Para analisar o comportamento da aderência aço-concreto, como relatado
anteriormente, optou-se pela execução dos ensaios de tirantes normalizados pela
NBR 7477 (ABNT, 1982), que consiste em determinar o coeficiente de conformação
127
superficial das barras e dos fios de aço, destinados às armaduras de concreto
armado.
3.4.1 – Confecção dos Moldes
A fabricação dos moldes obedeceu à norma que especifica uma dimensão
de lado do tirante (d) determinada pela Equação 3.9:
d = ( . ((/4) + 7))1/2 (3.8)
onde:
d = lado do tirante;
Ø = diâmetro nominal da barra ou fio;
ℓ = comprimento do tirante ≥ 15 x d, e
L = comprimento da barra = ℓ + 120.
A Figura 3.21 apresenta o detalhamento das formas utilizadas nos ensaios:
Figura 3.21 – Formas para confecção dos tirantes.
Fonte: Arquivo pessoal.
128
A equação 3.8 permitiu dimensionar o tamanho das formas que, por sua vez,
variam de acordo com o diâmetro da barra de aço. Para o aço utilizado na pesquisa
as dimensões do tirante estão descritas na Tabela 3.10.
Tabela 3.10 - Dimensão dos tirantes ensaiados.
Ø da barra (mm) Largura
(cm) Altura (cm) Comprimento (cm)
12,5 5,35 5,35 85
A norma NBR 7477 (ABNT, 1982) determina que a quantidade mínima de
tirantes a serem ensaiados seja em número de nove. Atendendo a esta orientação
foi executado um número de forma que permitissem a moldagem dos tirantes
suficientes para serem ensaiados aos 28 dias seguindo orientação da norma.
3.4.2 – Fabricação dos Tirantes
O procedimento adotado na confecção dos tirantes consiste inicialmente de
engraxar as formas, colocando em seguida as barras de aço, cuidadosamente, para
que não sofram contaminação do óleo lubrificante.
Após fixação das barras de aço, os orifícios externos foram tampados com
massa de calafetar, para não permitir que a barra se movimentasse durante o
processo de adensamento. A Figura 3.22 ilustra a forma sobre a mesa vibratória já
lubrificada.
129
Figura 3.22 – Formas untadas sobre mesa vibratória.
Fonte: Arquivo pessoal.
Com a forma preparada, lançou-se o concreto em duas camadas. Para
melhor adensamento do concreto, este foi espalhado manualmente e, em seguida,
utilizada a mesa vibratória. A Figura 3.23 ilustra o adensamento.
Figura 3.23 – Adensamento do tirantes utilizando mesa vibratória.
Fonte: Arquivo pessoal.
Após a concretagem, os tirantes passaram por um processo de nivelamento,
em que foram removidas as asperezas por meio de uma desempenadeira. As
fôrmas foram cobertas na face exposta com sacos de aniagem úmidos, por um
período de 3 dias; após esse período, efetuou-se a desmoldagem, tomando cuidado
130
para, além de não danificá-los, também não exercer nenhum esforço sobre as
barras. A Figura 3.24 ilustra as formas cobertas por sacos de aniagem úmidos.
Figura 3.24 – Formas cobertas com sacos de aniagem úmidos.
Fonte: Arquivo pessoal.
Os tirantes foram armazenados em câmara úmida, buscando com esse
procedimento evitar a fissuração prematura do concreto. Vale ressaltar que esse
procedimento foi realizado para todas as moldagens efetuadas, tanto para o
concreto convencional quanto para o concreto com resíduos.
Os tirantes foram retirados da câmara úmida, três dias antes da realização
do ensaio, ficando expostos para secagem até o dia do ensaio.
No segundo dia, estando os tirantes com aparência seca, foi realizada uma
inspeção visual minuciosa para detectar a presença de fissuras; após isso, o tirante
recebeu uma camada de tinta à base de cal, na cor branca, para melhor visualização
do surgimento das fissuras durante o ensaio.
3.4.3 – Sistema de Carregamento
Após secagem da pintura à base de cal, os tirantes foram fixados
cuidadosamente ao sistema de carregamento por meio de garras aplicadas às
extremidades livres da barra (Figura 3.25). O equipamento utilizado para realizar os
ensaios foi da marca Wolpert-Werke GMBH, com capacidade para 100 toneladas,
disponibilizado pelo Laboratório CESP de Engenharia Civil, em Ilha Solteira (SP).
131
Figura 3.25 – Sistema de Carregamento.
Fonte: Arquivo pessoal.
Conforme determinação da norma NBR 7477 (ABNT, 1982), o carregamento
processou-se até atingir 80% da carga correspondente à tensão de escoamento da
barra de aço. Para melhor observação do surgimento das fissuras, efetuaram-se
cinco intervalos de carga. À medida que estas foram surgindo, elas foram marcadas
para melhor identificação (Figura 3.26)
Figura 3.26 – Marcação das fissuras.
Fonte: Arquivo pessoal.
132
3.4.4 – Sistema de Leitura
Seguindo determinação da norma NBR 7477 (ABNT, 1982), ao término da
aplicação do carregamento máximo, as distâncias entre as fissuras foram medidas,
no eixo longitudinal, nas quatro faces do tirante e, em seguida, determinado o
coeficiente de conformação superficial. Ressalta-se que só foram consideradas as
fissuras que surgiram consecutivamente nas quatro faces do tirante, seguindo
orientação da referida norma.
3.5 MÉTODO EXPERIMENTAL – ESTACAS
3.5.1 – Campo Experimental
As estacas foram executadas no Campo Experimental de Fundações da
UNESP – Universidade Estadual Paulista, na cidade de Ilha Solteira (SP). A
implantação do campo experimental da FEIS (Faculdade de Engenharia de Ilha
Solteira) teve início em 1989, através da realização de dez estacas de reação do tipo
escavada de pequeno diâmetro, duas estacas instrumentadas de teste do tipo
escavada de pequeno diâmetro e três estacas piloto instrumentadas. Nessa época
dispunha-se de um ensaio CPT e uma sondagem SPT realizadas pelo Laboratório
da CESP de Ilha Solteira (CARVALHO e SOUZA, 1990).
Novas estacas de teste, algumas delas instrumentadas, foram instaladas e
ensaiadas, tais como: escavadas e apiloadas de concreto, escavadas e apiloadas de
solo-cimento e pré-moldadas de concreto, ampliando o campo experimental para
uma área de aproximadamente 2.000 m2 (MENEZES, 1997; SEGANTINI, 2000).
A cidade de Ilha Solteira encontra-se sobre rochas do Grupo São Bento,
compostas por arenitos das Formações Botucatu e Pirambóia e por rochas efusivas
basálticas da Formação Serra Geral. Sobre essas formações aparecem os
conglomerados e os arenitos do Grupo Bauru e, logo a seguir, os Sedimentos
Cenozóicos (PEIXOTO, 2001). Esse solo residual é bastante poroso, pouco denso e
muito erodível; torna-se colapsível quando inundado sob carregamentos, pois o
133
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 (SOUZA, 2001).
O Município possui uma camada de solo superficial residual de basalto,
altamente poroso e colapsível, que ocorre em mais de 60% da área do solo
superficial do Estado de São Paulo, ver a Figura 3.27 (SOUZA, 1994).
Figura 3.27– Mapa do estado de São Paulo, localização da cidade de estudo.
Fonte: Souza (1994)
Peixoto (2001) apresenta algumas propriedades do solo do Campo
Experimental de Fundações da FEIS/Unesp, na cidade de Ilha Solteira, a Tabela
3.11 ilustra os valores obtidos para os limites de consistência e granulometria.
134
Tabela 3.11 – Resultados dos ensaios de caracterização do solo – FEIS/UNESP.
Fonte: Peixoto (2001)
Profundidade
(m)
Limite de
Consistência
Granulometria
argila silte areia fina areia média
LL (%) LP (%) (%) (%) (%) (%)
1 23 14 29 8 59 4
2 24 15 29 8 59 4
3 24 17 20 11 65 4
4 26 16 33 8 56 3
5 27 16 33 8 56 3
6 28 17 33 5 58 4
7 29 18 27 15 55 3
8 28 16 28 12 57 3
9 28 16 28 12 57 3
10 28 16 32 12 53 3
11 28 16 26 17 54 3
12 29 17 29 11 57 3
13 29 17 30 15 52 3
14 28 17 28 17 52 3
15 28 17 25 18 53 4
Peixoto (2001) apresenta também os valores dos índices físicos, que são
mostrados na Tabela 3.12.
Tabela 3.12 – Valores de índices físicos – FEIS/UNESP.
Fonte: Peixoto (2001).
Profundidade (m)
s w e n
(kN/m3) (kN/m3) (kN/m3) (%) (%)
1 16,0 26,9 14,6 9,4 0,84 46
2 14,8 27,1 14,0 5,6 0,94 48
3 14,9 27,2 13,6 9,5 1,00 50
5 14,8 27,2 14,3 3,4 0,90 47
7 15,9 27,1 15,1 5,4 0,79 44
9 18,4 27,1 15,7 17,0 0,73 42
11 17,7 16,1 16,1 9,8 0,69 41
13 18,8 16,1 16,1 17,0 0,68 40
15 17,0 15,5 15,5 10,0 0,77 44
135
A figura 3.28 ilustra a localização da FEIS/Unesp e a figura 3.29 o Campus
Experimental de Fundações e o local onde foram instaladas as estacas desta
pesquisa.
Figura 3.28 – Campus da Experimental de Fundações da FEIS/UNESP.
Fonte: Google maps (2016).
Figura 3.29 – Campus Experimental UNESP/FEIS.
Fonte: Google maps (2016).
UNESP/FEIS
CAMPUS
EXPERIMENTAL
UNESP/FEIS
136
As três estacas de concreto convencional e as três de concreto com resíduo
de borracha foram instaladas entre as estacas de reação disponíveis no campus
experimental da FEIS/Unesp.
A Figura 3.30 ilustra o posicionamento das estacas escavadas e as estacas
de reação existentes.
137
SEM ESCALA
Estaca com concreto convecional
Estaca de reação existente
Estaca com concreto resíduo
DE ENGENHARIA CIVILLABORATÓRIO
CPT - 3
SPT - 3
CPT - 2
SPT - 28
CPT - 4
CPT-5
6
SPT - 4
SPT-5
42 CPT - 10SPT - 1
POÇO DE INSPEÇÃO
10 m
ESCALA
Figura 3.30 – Posicionamento das estacas escavadas Campo Experimental de Fundações da
FEIS/Unesp –Ilha Solteira.
O campo experimental dispõe de cinco furos de sondagem SPT e cinco
furos de ensaio CPT, distribuídos de acordo com o que ilustra a Figura 3.30. Os
valores disponíveis das sondagens SPT (S1, S2, S3, S4 e S5) são ilustrados na
Figura 3.31, por sua vez os valores da resistência de ponta (qc) e o atrito lateral
138
unitário máximo (fs) do ensaio CPT (D1, D2, D3, D4 e D5) são mostrados na Figura
3.32.
Figura 3.31 – Valores de N das sondagens SPT – FEIS/Unesp.
Fonte: Menezes (1997).
a) Resistência de ponta b) Atrito lateral unitário local
Figura 3.32 – Valores de qc e fs obtidos nos ensaios CPT – FEIS/UNESP.
Fonte: Menezes (1997).
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22
Número de golpes (N)
Pro
fun
did
ad
e (
m)
S1
S2
S3
S4
S5
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
0 3000 6000 9000 12000
Resistência de Ponta (kN/m2)
Pro
fun
did
ad
e (
m)
D1
D2
D3
D4
D5
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
0 100 200 300 400 500
Atrito Lateral Unitário Local (kN/m2)
Pro
fun
did
ad
e (
m)
D1
D2
D3
D4
D5
139
Souza (2001) comenta que no Campo Experimental da FEIS/Unesp ocorre
grande dispersão dos valores obtidos nos ensaios SPT (Figura 3.31) e nas
sondagens CPT (resistência de ponta e atrito lateral unitário máximo, na Figura
3.32), ao longo da profundidade, por este motivo construiu curvas com valores
mínimos, médios e máximos, respectivamente, mostradas nas Figuras 3.33 e 3.34,
recomendando que os valores médios de “N” da sondagem SPT e de “qc” e “fs” do
ensaio SPT devem ser utilizados nos métodos semi-empíricos para determinação da
capacidade carga de estacas (Qr).
Figura 3.33 – Valores mínimos, médios e máximos de N das sondagens SPT – FEIS/Unesp.
Fonte: Souza (2001).
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
0 3 6 9 12 15 18 21
Número de Golpes (N)
Pro
fun
did
ad
e (
m)
mínimo
máximo
médio
140
a) Resistência de ponta b) Atrito lateral unitário local
Figura 3.34 – Valores mínimos, médios e máximos qc e fs dos ensaios CPT – FEIS/Unesp.
Fonte: Souza (2001)
Para as determinações semi-empíricas da capacidade de carga (Qr), nesta
pesquisa foram utilizados os valores médios de “N”, “qc” e “fs”, apresentados nas
Figuras 3.33 e 3.34 e, fornecidos por Souza (2001) e mostrados na 3.13.
Tabela 3.13 – Valores médios de N, qc e fs – FEIS/Unesp.
Fonte: Souza (2001).
Profundidade (m)
Sondagem SPT Ensaio CPT
Nmédio qc,médio fs,médio
1 6,0 4720 60,7
2 2,2 1760 40,1
3 2,4 1880 40,6
4 3,4 2920 47,7
5 4,8 3460 66,3
6 5,0 3500 85,7
7 6,6 4520 99,6
8 6,8 4800 119,4
9 7,6 4820 114,0
10 9,0 6020 165,2
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
0 2000 4000 6000 8000 10000 12000
Resistência de Ponta (kN/m2)P
rofu
nd
ida
de
(m
)
mínima
máxima
média
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
0 100 200 300 400 500
Atrito Lateral Unitário Local (kN/m2)
Pro
fun
did
ad
e (
m)
mínimo
máximo
médio
141
Os perfis das sondagens SP1, SP2, SP3 e SP4, disponíveis do Campo
Experimental da FEIS/UNESP são mostrados na Figura 3.35.
Figura 3.35 – Perfis de solo do Campo Experimental da FEIS/UNESP.
(In: Menezes, 1997).
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
Pro
fun
did
ad
e (
m)
SP-199,37m
SP-299,54m
SP-399,88m
SP-499,89m
Areia fina e média, argilosa, com raízes
Aterro de areia fina e média, argilosa
Aterro de areia fina e média, argilosa, com raízes
Areia fina e média, argilosa
Areia fina e média, argilosa, pouco siltosa
Areia fina e média, argilosa pouco siltosa
142
O campo experimental de Ilha Solteira foi utilizado para o desenvolvimento de
diversas pesquisas, com divulgações no meio técnico. A Tabela 3.14 ilustra alguns
dos trabalhos desenvolvidos.
Tabela 3.14 – Trabalhos publicados – Campus Experimental FEIS/Unesp.
Ano Autor (es) Tipo de Estaca Trabalho
1990 Carvalho e Souza Escavada de concreto Artigo
1994 Segantini Escavada de solo-cimento e concreto Dissertação
1996 Segantini e Carvalho Escavada de solo-cimento e concreto Artigo
1997 Menezes Pré-moldada de concreto Tese
2000 Segantini Escavada de solo-cimento e concreto Tese
2000 Segantini e Carvalho Escavada de concreto Artigo
2001 Nacano Escavada de solo-cimento e concreto Dissertação
3.5.2 Estacas e Sistema de Reação
A) Estacas
Para a realização das provas de carga foram moldadas in loco seis estacas
teste de diâmetro de 0,30 m com comprimento de 6,0 m. A armadura longitudinal
constituiu-se de quatro barras de aço CA50A de diâmetro de 12,5 mm (1/2”), com
estribos de aço CA-60 4,2 mm (3/16”) a cada 20 cm. As estacas foram executadas
no Campo Experimental de Fundações da FEIS/UNESP, na cidade de Ilha Solteira
(SP).
Cada duas estacas de teste foram alinhadas entre duas estacas de reação,
com espaçamento mínimo entre as mesmas de 1,5 m, conforme recomendação da
NBR 12131 (ABNT, 2006). A Figura 3.36 ilustra o posicionamento das estacas,
sendo que as estacas de número ímpar foram confeccionadas de concreto
convencional e os pares de concreto com resíduo de borracha.
143
Estaca de concreto convecional
Estaca de concreto resíduo
Estaca de reação existente
Figura 3.36 – Posicionamento das estacas com concreto convencional e borracha.
As estacas de reação tinham como dimensões: 8 m de comprimento e
diâmetro de 35 cm, sendo todas armadas do topo até a base com barras de aço CA-
50-A com diâmetro de 10 mm e estribos a cada 15 cm de aço CA-50-A com diâmetro
de 6,3 mm. Cada estaca de reação dispunha de um sistema de atirantamento com
barra de tirante para ancoragem DYWIDAG-32 fabricado com aço especial ST-
85/105, desde a sua base até 20 cm acima do topo.
B) Escavação das Estacas de Teste
Anteriormente à perfuração das estacas de teste, foi conferida a posição e
alinhamento de cada uma e, em seguida, planejou-se o posicionamento do
caminhão de forma a não posicionar-se ou passar sobre as estacas de reação. A
figura 3.37 ilustra o posicionamento do caminhão e os preparativos para perfuração.
144
Figura 3.37 – Posicionamento do caminhão para perfuração.
Fonte: Arquivo pessoal.
A escavação das estacas foi realizada com um trado helicoidal conectado a
uma haste metálica acoplado a um caminhão, compondo o sistema de perfuração
mecânica. Para retirar o solo escavado o trado helicoidal foi sacado do furo e
rotacionado no sentido contrário ao da perfuração. Pode-se observar na Figura 3.38
o momento da retirada do solo preso ao trado.
Figura 3.38 – Retirada do solo preso ao trado.
Fonte: Arquivo pessoal.
Ao final da escavação de cada estaca, antes do caminhão mudar de
posição, a profundidade da escavação foi conferida como mostra a Figura 3.39.
145
Figura 3.39 – Verificação da profundidade da estaca.
Fonte: Arquivo pessoal.
C) Sistema de Reação
Para a execução das provas de carga foram utilizados os seguintes
equipamentos: viga de reação; conjunto macaco e bomba hidráulica; célula de
carga; rótula; indicador de deformação; sistema de referência; relógios
comparadores; placa de aço e sistema de reação como mostra a Figura 3.40.
146
PORCAPORCA
TIRANTE TIRANTE
LUVALUVA
RÓTULACÉLULA DE CARGA
MACACO HIDRÁULICO
RELÓGIO
COMPARADOR
ESTACA DE
REAÇÃO
ESTACA DE
REAÇÃO
ESTACA TESTE
CHAPA DE AÇO
Figura 3.40 – Detalhe da fixação da viga de reação a duas estacas de reação.
Fonte: Adaptado Souza (2001).
D) Viga de Reação
Para a realização de cada prova de carga foi utilizada uma viga de reação
com capacidade de carga em torno de 500 kN, composta por duplo perfil em “I”,
enrijecida com cinco placas de aço nas faces superior e inferior.
A função da viga de reação é de fixar o macaco hidráulico de forma a
possibilitar movimentos do mesmo no sentido vertical na direção de cima para baixo,
permitindo com isso o carregamento à compressão das estacas de teste.
A viga de reação foi fixada a duas estacas de reação, sendo uma em cada
extremidade. A interligação da viga de reação às estacas de reação foi feita por
tirantes e luvas de aço, todos fabricados com aço especial ST-85/105 (ver a Figura
3.40).
DYWIDAG DYWIDAG
147
E) Conjunto Macaco e Bomba Hidráulica
Os estágios de carregamento e de descarregamento ao longo das provas de
carga foram realizados com um conjunto de macaco e bomba hidráulica. O macaco
hidráulico tinha um furo central, que permitiu a passagem de um tirante de
segurança. O conjunto dispunha de uma capacidade de carga 300 kN, a Figura 3.41
ilustra o conjunto utilizado.
Figura 3.41 – Detalhe do conjunto macaco e bomba hidráulica.
Fonte: Arquivo pessoal.
F) Célula de Carga
Para monitorar as cargas ao longo de cada estágio de carregamento,
durante a realização das provas de carga foi utilizada uma célula de carga, com um
furo central, devidamente calibrada, e que foi posicionada entre o macaco e a rótula
(ver a Figura 3.42). A capacidade de carga da célula de carga era de 300 kN e a
Figura 3.43 apresenta a sua curva de calibração.
148
Figura 3.42 – Detalhe da celular de carga e Rótula.
Fonte: Arquivo pessoal.
Figura 3.43 – Resultados Obtidos com a calibração da célula de carga.
G) Rótula
Buscando manter a estabilidade do sistema e a axialidade dos
carregamentos, ao longo das provas de carga, foi utilizada uma rótula de aço
especial, com um furo central, inserida entre a viga de reação e a célula de carga. A
célula de carga utilizada tinha uma capacidade de carga de 300 kN (Figuras 3.40 e
3.42).
149
H) Indicador de Deformação
O indicador de deformação, do tipo analógico, utilizado no monitoramento
dos carregamentos aplicados nas provas de carga, foi um Transdutec – modelo
T831, fabricado pela empresa Sensortec, com sede em Ilha Solteira, SP.
Com a sua utilização foi possível manter constante a pressão exercida pelo
macaco hidráulico sobre a estaca de teste no decorrer dos estágios de
carregamento das provas de carga.
I) Sistema de Referência
O sistema de referência utilizado foi composto por dois perfis metálicos “I”,
com 10 cm de alma e abas de 5 cm, dispostos um de cada lado do eixo da estaca,
devidamente bi apoiados e afastados a 1,5 m das estacas ensaiadas (ver a Figura
3.44), distância mínima recomendada pela NBR 12131 (ABNT, 2006).
Figura 3.44 – Detalhe da viga de reação, estacas de reação e estacas teste.
Fonte: Arquivo Pessoal.
150
J) Relógios Comparadores
Para as leituras de recalque (deslocamento vertical da cabeça da estaca),
foram utilizados quatro relógios comparadores analógicos, com curso de 150 mm e
precisão de 0,01 mm, que foram posicionados diametralmente opostos à estaca de
teste, fixados ao sistema de referência por meio de bases magnéticas e
posicionadas suas hastes de leituras sobre placas de acrílico coladas na base de
apoio.
K) Sistema de Reação
O sistema de reação utilizado nas provas de carga foi do tipo ação-reação,
com aplicação de carga feita por macaco hidráulico, instalado entre a viga de reação
e a cabeça da estaca. A ancoragem da viga de reação a duas estacas de reação
faz-se com peças especiais, incluindo-se porcas, placas, luvas e tirantes. Vale
ressaltar que a cabeça da estaca foi devidamente nivelada e recebeu uma placa de
aço com dez centímetros de espessura a fim de distribuir as cargas (Figura 3.44).
3.5.3 – Instrumentação das Estacas de Teste
Todas as estacas dispunham de armadura longitudinal com quatro barras de
aço, sendo que cada barra possuía três níveis de instrumentação, o primeiro a 0,30
m do topo da estaca, o segundo a 1,5 m e o terceiro a 5,7 m, com a finalidade de se
determinar as cargas que chegavam aos respectivos pontos das estacas. Portanto
vinte e quatro barras instrumentadas.
Para instrumentação das barras foram utilizados extensômetros elétricos de
resistência (strain gages) com grade de 5 mm, da Kyowa tipo KFG-5-120-C1-11 com
resistência de 119,8 0,2 Ω, que foram ligados em ¼ de ponte. Para a colagem dos
extensômetros nas barras de aço uma série cuidados foi tomada.
Inicialmente foram retiradas as nervuras na região de colagem dos
extensômetros, seguido de minucioso processo de regularização da superfície
151
usando lima e lixa a fim de deixar a superfície sem ranhuras e imperfeições (Figura
3.45).
Figura 3.45 – Processo de regularização da superfície da barra de aço.
Fonte: Arquivo pessoal.
Com esse procedimento o diâmetro da barra foi modificado, por isso foi
necessário efetuar uma medida do diâmetro da barra na região de colagem a fim de
se obter o diâmetro correto que será utilizado para os cálculos. Para maior precisão
nesta medida utilizou-se um paquímetro digital fazendo-se três leituras na referida
região, conforme ilustra a figura 3.46.
Figura 3.46 – Conferência do diâmetro da barra.
Fonte: Arquivo pessoal.
Após a leitura e identificação das barras executou-se uma limpeza na região
da colagem com limpa contato (solvente alifático) do fabricante Orbi, buscando
remover sujeiras, umidades e oxidações, após este passo, iniciou-se imediatamente
152
a colagem dos extensômetros com cola de secagem rápida a base de cianoacrilato
(Figura 3.47).
Figura 3.47 – Limpeza e colagem dos extensômetros.
Fonte: Arquivo pessoal.
Concluída a colagem dos extensômetros fez-se a colagem dos terminais,
fabricados pela Excel Sensores, e posterior solda aos fios dos cabos blindados de 4
vias. Finalizado esse processo, utilizou-se a resina de silicone RK do mesmo
fabricante, que se polimeriza rapidamente, em contato com o ar, transformando-se
numa camada de borracha de silicone que fornece uma proteção contra umidade e
mecânica. A Figura 3.48 ilustra este processo.
Figura 3.48 – Aplicação de Resina RK.
Fonte: Arquivo pessoal.
153
Concluídos o processo de colagem e as ligações, tomou-se cuidado para que
o cabo não se rompesse fixando-o na barra de aço com uma linha, do tipo cordone,
juntamente com cola e posterior fixação e proteção por fita de auto-fusão (Figura
3.49).
Figura 3.49 – Proteção dos extensômetros.
Fonte: Arquivo pessoal.
Com o término desse processo, as barras foram numeradas e os cabos
identificados quanto ao seu posicionamento. Vale ressaltar que a metragem do cabo
foi calculada para que ficasse ao alcance da caixa de leitura.
3.5.4 – Concretagem das Estacas de Teste
Logo após o término da perfuração instalou-se no fundo de cada estaca de
teste uma placa de isopor com espessura de 50 mm, com a finalidade de facilitar a
identificação da resistência de ponta da estaca conforme ilustra a Figura 3.50, em
seguida com a ajuda do equipamento de perfuração instalou-se a armadura
previamente preparada.
154
Figura 3.50 – Pastilhas com isopor utilizadas na ponta da estaca.
Fonte: Arquivo pessoal.
Utilizou-se estribo de 4,2 mm a cada vinte centímetros com o objetivo único
de manter as barras de aço posicionadas e para facilitar o processo de sua
introdução na perfuração no solo. A Figura 3.51 mostra as barras e os estribos, bem
como todo o cuidado de fixação dos cabos blindados nas mesmas.
Figura 3.51 – Barras prontas para instalação.
Fonte: Arquivo pessoal.
Os mesmos procedimentos e cuidados tomados no laboratório relativos a
confecção do concreto foram mantidos no campo para a concretagem das estacas,
tais como: mesmo lote dos agregados, peneiramento da areia, pesagem de todo o
material, conservação do material em local protegido, bem como o ensaio de
umidade para correção do traço.
155
Para a mistura dos materiais foram obedecidos os mesmos procedimentos
utilizados em laboratório, utilizando duas betoneiras de 450 litros, balança, equipe de
seis ajudantes e um funil com comprimento de 1,5 m para orientar o fluxo do
concreto. Vale ressaltar que a concretagem foi realizada no mesmo dia da
perfuração das estacas.
3.5.5 – Prova de Carga Estática
O ensaio foi realizado após sessenta dias da concretagem das estacas. Esse
período foi adotado a fim de se atingir o prazo para que a resistência do concreto,
lançado em ambiente fechado (furo no solo) fosse garantida.
Na realização das provas de carga, os carregamentos foram feitos em
estágios sucessivos, com incrementos de 10 kN, até atingir a carga na qual os
deslocamentos indicassem a ruptura da ligação solo-estaca. Seguiram-se os
procedimentos estabelecidos pela NBR12131 (ABNT, 2006), adotando-se
carregamento rápido (QML). O descarregamento ocorreu depois de atingida a carga
máxima do ensaio, em quatro estágios com a leitura dos respectivos deslocamentos.
Para execução das provas de carga houve o cuidado de se verificar os
seguintes aspectos do conjunto: o nivelamento da viga metálica de reação, os
tirantes das estacas de reação, os relógios comparadores e a ligação dos fios das
barras instrumentadas e das células de carga ao quadro de conexão dos fios do
indicador de deformação.
3.5.6 – Transferência de Carga
A carga em um nível instrumentado qualquer do fuste de uma estaca é dada
em função do atrito lateral unitário (f) atuante na área lateral da estaca (Figura 3.52).
Considere-se um elemento de estaca com altura Δz, como se mostra na
Figura 3.52. O esforço normal axial (Q), atuante no topo do elemento, pode ser
obtido através de uma equação de equilíbrio e da aplicação da Lei de Hooke.
156
Q
z
z
u
Q+Q
f = f(z)
Qo
Figura 3.52 – Esquema de transferência de carga e deformação de uma seção da estaca.
Fonte: Souza (2001).
A equação de equilíbrio de forças para a Figura 3.6 é definida pela Equação
3.9 como:
z.D.
Qf
(3.9)
onde:
ΔQ = carga transferida ao solo no trecho Δz;
Δz = altura do elemento (trecho) de estaca analisado;
f = atrito lateral unitário, e.
D = diâmetro da estaca.
A deformação do elemento de estaca pode ser calculada pela Lei de Hooke
utilizando a Equação 3.10:
A.E
Q
z
u
(3.10)
onde:
157
=: deformação específica do elemento;
Δu = encurtamento da estaca no trecho Δz;
Q = carga;
E = módulo de elasticidade do material da estaca, e
A = área da seção transversal da estaca.
Da Equação 3.10 chega-se a Equação 3.11 que determina a carga atuante no
ponto instrumentado da estaca:
A.E.Q (3.11)
Em provas de carga instrumentadas, a medida da deformação específica do
elemento () pode ser feita diretamente, pelos extensômetros ou, indiretamente,
através da medida de deslocamentos, com os tell tales, instalados em várias
secções ou níveis, em profundidade. A aplicação da Equação 3.11 conduz ao
primeiro dos diagramas de transferência de carga, ilustrado na Figura 3.53. Note-se
que existem tantas curvas quantos forem os estágios de carregamento, durante a
prova de carga.
strain gage
4Q
Q3
Q2
Q1
Q
Q0
Nível 4
Nível 3
Nível 2
Nível 1
10
0
Nível 0
20 30 5040 60 70
Carga Normal Q
Profundiade (z)
Figura 3.53 –. Estaca instrumentada e resultados da transferência de carga.
Fonte: Souza (2001).
158
Com as cargas atuantes nos pontos instrumentados é possível determinar o
atrito lateral unitário (f), utilizando-se a Equação 3.5, ou simplesmente a Equação
3.12:
'
sA
dQf
(3.12)
onde:
dQ : diferença de carga entre dois pontos instrumentados; e
'
sA : área da superfície lateral da estaca no trecho em que se obteve dQ.
A Figura 3.54 mostra o gráfico do atrito lateral unitário ao longo do fuste de
uma estaca, para um dado estágio de carregamento.
z
z (m)
4
3
2
Q
Q
Q
Q1
Q
f
z (m)
f
f
f
Q f0
dz
dz
dz
dz
1
2
3
4
Q Qp s
4
3
2
1
0
0Q
1
2
4
ATRITO LATERAL UNITÁRIO
3
CARGA NORMAL
Figura 3.54 – Diagramas de transferência de carga.
Fonte: Souza (2001).
A Equação 3.10 permite uma interpretação gráfica dos valores do atrito
lateral unitário (f). De fato, admitindo-se variação linear da carga normal axial (Q)
com a profundidade (z), entre dois níveis consecutivos de instrumentação (ver a
159
Figura 3.54), o valor do atrito lateral unitário é o coeficiente angular da reta dividido
pela área lateral da estaca ( '
sA ).
O conjunto de gráficos do tipo f x z, para todos os estágios de carregamento,
constitui-se no segundo diagrama de transferência de carga.
3.5.7 – Determinação da Capacidade de Carga
A capacidade de carga das estacas (Qr) será determinada com a realização
das provas de carga. Os valores obtidos serão comparados com os valores
estimados por alguns métodos semiempíricos, a saber: (a) Aoki & Velloso (1975); (b)
Décourt & Quaresma (1978) modificado por Décourt (1996); (c) Milititsky e Alves
(1985) (d) Teixeira (1996) (e) Vorcaro e Velloso (2000) (f) UFRGS (2005) descritos a
seguir.
3.5.7.1 – Método de Aoki e Velloso (1975)
Apresentaram uma proposta para a determinação do atrito lateral unitário
máximo (fmáx) e da resistência de ponta (qp,r) na ruptura, baseada em dados obtidos
em o ensaio de penetração contínua (CPT), ou para situações em que não se
disponha deste ensaio, os autores propuseram uma correlação que utiliza os valores
de resistência à penetração (N), em sondagens à percussão (SPT).
O estudo foi fundamentado com base em dados obtidos em provas de carga
em estacas comprimidas (Franki, aço e concreto), em que o atrito lateral unitário
máximo (fmáx) foi definido pela relação do atrito lateral local unitário médio (fs,méd),
obtido no ensaio CPT, dividido pelo coeficiente de correção para a carga lateral (F2).
Já a resistência de ponta na ruptura (qp,r) é expressa pela resistência de ponta do
cone (qc), obtida no ensaio CPT, dividida pelo coeficiente de correção para a carga
de ponta (F1). Os fatores de carga lateral e de ponta são dados em função do tipo de
estaca e relacionam o comportamento do modelo (cone) ao do protótipo (estaca).
160
Quando o ensaio CPT disponível não fornece o valor do atrito lateral local
unitário (fs), os autores propõem a utilização da resistência de ponta multiplicada por
um coeficiente , que correlaciona o atrito lateral do cone com a sua resistência de
ponta (Begeman, 1965).
Caso disponha só de resultados de sondagens SPT, a resistência lateral
média pode ser obtida pelo produto do coeficiente com o fator de conversão da
resistência à penetração (N), da sondagem SPT, em resistência de ponta, designado
por K, multiplicado, ainda, pela resistência a penetração (N), média no trecho da
estaca em estudo. Enquanto que a resistência de ponta é determinada pelo produto
do fator K pelo valor de N, na ponta da estaca. Os termos e K são coeficientes que
dependem do tipo de solo (valores tabelados).
3.5.7.2 – Método de Décourt e Quaresma (1978), modificado por Décourt (1996)
O método, que se baseia no SPT, foi inicialmente desenvolvido para estacas
de deslocamento; porém, para abranger outros tipos de estacas, recentemente,
Décourt (1996) introduziu dois fatores de ajuste na equação da capacidade de carga
(α e β), com a finalidade de considerar variados processos executivos. A carga de
ruptura da estaca é calculada seguindo a Equação 3.13:
QT = α.QP + β.QL = α.qP. Ap + β. fu. U. L (3.13)
onde:
QT =capacidade de carga da estaca;
QL = resistência última lateral;
QP =resistência última de ponta ou base;
qP = tensão limite no nível da ponta
fu = tensão limite de cisalhamento ao longo do fuste;
Ap = área da secção transversal da ponta da estaca;
U = perímetro;
L = é o comprimento da estaca
161
Os valores das tensões limites (qp e fu) são calculados a partir de NSPT
do ensaio SPT conforme Equação 3.14:
L.U.3
1N.10.A.N.C.Q L
ppT
(3.14)
onde:
NP = valor médio do índice de resistência à penetração (NSPT na ponta ou
base da estaca, obtido a partir de três valores: i) o correspondente ao
nível da ponta ou base, ii) o imediatamente anterior, e iii) o
imediatamente posterior);
C = coeficiente característico do solo ajustado por meio de 41 provas de carga
realizadas em estacas pré-moldadas de concreto;
α = fator aplicado à parcela de ponta; de acordo com o tipo de solo e o tipo de
estaca;
β = fator aplicado à parcela de atrito lateral de acordo com o tipo de solo e o
tipo de estaca;
NL = índice médio de resistência à penetração, NSPT médio ao longo do fuste.
No método, NL é obtido com o valor médio de resistência à penetração do
SPT ao longo do fuste da estaca para uma mesma camada de solo, sem considerar
os valores que serão utilizados na resistência de ponta. No cálculo de NL adotam os
limites: i) para estacas de deslocamento e estacas escavadas com bentônica deve
ser maior que 3 e menor que 50; e ii) para estacas Strauss e tubulões a céu aberto
deve ser maior que 3 e menor que 15. Nas Tabela 3.15 e 3.16 são apresentados
alguns valores C e os valores de α e β , respectivamente.
162
Tabela 3.15 – Coeficiente característica do solo C.
Fonte: Décourt (1978).
Tipo de solo Tipo de Estaca
Deslocamento Escavada
Argila 120 100
Siltes argilosos (alteração de rocha) 200 200
Siltes arenosos (alteração de rocha) 250 140
Areias 100 200
Tabela 3.16 – Valores do fator α e β em função do tipo de estaca e do tipo do solo.
Fonte: Décourt (1996).
Tipos de Solos
Escavadas em
geral
Escavadas
(bentonita)
Hélice
Contínua Raiz
Injetadas sob
altas pressões
α β α β α β α β α β
Argila 0,85 0,80 0,85 0,90 0,30 1,00 0,85 1,50 1,00 3,00
Solos intermediários 0,60 0,65 0,60 0,75 0,30 1,00 0,60 1,50 1,00 3,00
Areias 0,50 0,50 0,50 0,60 0,30 1,00 0,50 1,50 1,00 3,00
3.5.7.3 – Método Milititsky e Alves (1985)
Os autores apresentaram uma formulação empírica a partir de estudos
estatísticos de quinze provas de carga realizadas em estacas escavadas no estado
do Rio Grande do Sul. A capacidade de carga é determinada pela Equação 3.15:
QT = M2.NP. Ap + M1.NL. U. L (3.15)
onde:
M1, M2 = coeficientes de proporcionalidade, descritos na Tabela 3.17;
NP = média do índice de resistência a penetração (NSPT na profundidade da
ponta da estaca, desde o valor imediatamente acima até o valor
imediatamente abaixo da cota da ponta da estaca);
NL = média dos valores do índice de resistência à penetração (NSPT, ao longo
do fuste da estaca, exceto o último valor acima da ponta da estaca);
AP = área da seção transversal na ponta da estaca;
163
U = perímetro da estaca, e
L = comprimento da estaca.
Tabela 3.17 - Valores para os coeficientes M1 e M2.
Fonte: Milititsky e Alves (1985).
3.5.7.4 – Método de Teixeira (1996)
Teixeira (1996) propôs a Equação 3.16 dada em função dos parâmetros αTEX
e βTEX para obter a capacidade de carga à compressão de uma estaca.
QT = QP + QL = αTEX. Np .AP + βTEX.NL. U. L (3.16)
Onde: Np é o valor médio do índice de resistência à penetração, NSPT,
medido no intervalo de 4 diâmetros acima da ponta da estaca e 1 diâmetro abaixo;
αTEX é o parâmetro adotado em função do tipo do solo e do tipo da estaca; NL é o
valor médio do índice de resistência à penetração, NSPT, ao longo do fuste da estaca;
βTEX é o parâmetro adotado em função do tipo da estaca; AP é a área da seção
transversal na ponta da estaca; U é o perímetro da estaca; e L é o comprimento da
estaca.
Esse método não se aplica as estacas pré-moldadas de concreto flutuantes
em espessas camadas de argila mole, com NSPT inferior a três (CINTRA; AOKI,
2010). Nas Tabelas 3.18 e 3.19 são mostrados os valores dos parâmetros αTEX e
βTEX.
Tipos de Escavação M1 M2
Perfuração mecânica 2,45 60
Tipo Strauss 2,35 90
164
Tabela 3.18 – Valores do parâmetro αTEX. Fonte: Teixeira (1996).
Tipo de solo
4 < NSPT < 40
Tipo de Estaca - αTEX (kPa)
Pré-moldada e perfil metálico
Franki Escavada a céu
aberto Raiz
Argila siltosa 110 100 100 100
Silte Arenoso 160 120 110 110
Argila arenosa 210 160 130 140
Silte arenoso 260 210 160 160
Areia argilosa 300 240 200 190
Areia siltosa 360 300 240 220
Areia 400 340 270 260
Areia com pedregulhos
440 380 310 290
Tabela 3.19 – Valores do parâmetro βTEX
Fonte: Teixeira (1996).
Tipo de Estacas βTEX (kN/m2)
Pré-moldada e Perfil metálico 4,0
Franki 5,0
Escavada a céu aberto 4,0
Raiz 6,0
3.5.7.5 – Método de Vorcaro e Velloso (2000)
O método desenvolvido por Vorcaro e Velloso (2000) utilizou a técnica de
regressão linear múltipla e foi criado a partir da observação dos 150 resultados de
prova de carga estática à compressão em estacas do tipo Franki, pré-moldada,
escavada e hélice contínua, bem como dos SPTs realizados nas regiões de
execução das estacas extraídos do banco de dados da COPPE-UFRJ; (VORCARO
e VELLOSO, 2000).
As cargas máximas utilizadas para a formulação do método foram obtidas
através do critério de Van der Veen de extrapolação da curva carga vs. recalque
(VORCARO e VELLOSO, 2000).
165
Pelo método, a carga de ruptura para estacas escavadas é determinada
pelas equações na Tabela 3.20. Os valores XP para a resistência de ponta e XF
para a resistência lateral das estacas são determinadas pelas equações 3.17 e 3.18
respectivamente.
XP = AP . NP (3.17)
XF =U x Σ ( Δl . Nl ) (3.18)
onde:
AP = área da seção transversal na ponta da estaca;
NP = média do índice de resistência a penetração NSPT na profundidade da
ponta da estaca;
U = perímetro do fuste da estaca;
ΔL = espessura de solo (m) ao longo do qual o NSPT pode ser considerado
constante;
Nl = valor médio do índice de resistência a penetração ao longo do fuste da
estaca.
Tabela 3.20 – Grupo de solos e equações para previsão da carga de ruptura de estaca
escavadas.
Fonte: Adaptado de Velloso e Lopes (2010).
Grupo Tipo de solos Carga de ruptura (kN)
1 areia QEST = exp [(7,32 lnXP + 7,38 lnXF) 1/2 ]
2 Areia siltosa, areia silto-argilosa, areia argilosa, areia argilo-siltosa
QEST = exp [(6,23 lnXP + 7,78 lnXF) 1/2 ]
3 Silte, silte arenoso, argila arenosa QEST = exp [(4,92 lnXP + 7,78 lnXF) 1/2 ]
4 Silte areno-argiloso, silte argilo-arenoso, argila areno-siltosa, argila silto-arenosa
QEST = exp [(6,96 lnXP + 7,78 lnXF) 1/2 ]
5 Silte argiloso, argila, argila siltosa QEST = exp [(7,32 lnXP + 7,38 lnXF) 1/2 ]
3.5.7.6 – Método da UFRGS (2005)
Desenvolvida a partir de conceitos físicos e baseados em resultados do
ensaio SPT, Lobo (2005) propõe uma nova interpretação do ensaio, sugerida por
166
Odebrecht (2003), em que se calcula uma força de reação dinâmica do solo à
cravação do amostrador SPT ao contrário de outras metodologias consagradas na
prática da engenharia.
A capacidade de carga da estaca é expressa pela Equação 3.19:
QR = α.0,2.U/(a1.Σ Fd.ΔL)+ β.0,7.Fd. Ap/ap (3.19)
onde:
QR = capacidade de carga da estaca;
α = coeficiente de ajuste aplicado para resistência de lateral;
U = perímetro da estaca;
a1 = área lateral total do amostrador (área lateral externa + interna = 810,5 cm2);
ΔL = espessura de cada camada de solo considerado;
β = coeficiente de ajuste aplicado para resistência de ponta;
Ap = área da ponta ou base da estaca;
a2 = área de ponta do amostrador SPT (20,4 cm²), e
Fd = variação da energia potencial (Equação 3.20).
(3.20)
onde:
η1 = eficiência do golpe = 0,764;
η1 = eficiência das hastes = 1;
η1 = eficiência do sistema = 0,907 - 0,0066.z ;
z= comprimento da haste que penetrou no solo;
Mm = massa do martelo;
Mh = massa da haste [3,23 kg/m];
g = aceleração da gravidade;
Δp = penetração do golpe = 0,3/N.
167
Os coeficientes α e β são obtidos através de correlações estatísticas, entre
os valores previstos pelo método proposto e valores medidos em provas de carga
estática. Para desenvolvimento do método utilizou-se um banco de dados composto
de 324 provas de carga à compressão e 43 provas de carga à tração, feitas a
diferentes tipos de estaca como: cravadas metálicas, cravadas pré-moldadas, hélice
contínua e escavadas. Na tabela 3.21 apresentam-se os valores dos coeficientes α e
β.
Tabela 3.21 – Coeficientes α e β.
Fonte: Lobo (2005)
Tipos de Estaca α β
Cravada pré-moldada 1,50 1,10
Cravada metálica 1,00 1,00
Hélice contínua 1,00 0,60
Escavada 0,70 0,50
168
CAPITULO 4 – RESULTADOS
Neste capítulo são apresentados os resultados obtidos nos ensaios de
aderência entre aço e concreto, como também as provas de carga estática
realizadas com as estacas instrumentadas. Esses ensaios foram realizados para os
dois tipos de concreto estudados (convencional e com incorporação de resíduos de
borracha).
4.1 ENSAIO DE TIRANTE
Com a finalização dos ensaios mecânicos, foi realizada uma inspeção visual
em cada tirante, seguindo orientação da NBR 7477 (ABNT, 1982) para contabilizar
as fissuras, sendo que são consideradas somente aquelas que atingem os quatro
lados do tirante.
Após essa verificação foram aferidas as medidas das distâncias entre as
fissuras em todos os lados do tirante. A Figura 4.1 mostra os tirantes ensaiados e
ressalta uma das fissuras desconsiderada no cálculo do coeficiente de conformação
superficial.
Figura 4.1 – Tirantes ensaiados – Detalhe fissura desconsiderada no cálculo do coeficiente de
aderência. Fonte: Arquivo pessoal.
169
A Figura 4.2 apresenta a comparação entre dois tirantes, um de concreto
convencional e o outro de concreto com resíduo de borracha.
Figura 4.2 – Tirantes Ensaiados – Comparação de Tirantes.
Fonte: Arquivo pessoal.
Os valores médios obtidos dos espaçamentos entre as fissuras são
apresentados na Tabela 4.1, na qual se encontram, também, os coeficientes de
variação das amostras (CV). O CV é uma análise preliminar dos dados obtidos em
um experimento que mede a variabilidade das observações. Geralmente, se os
dados de uma amostra têm um CV igual ou maior a 25% a sua qualidade é
considerada duvidosa. (COSTA NETO, 1977)
Tabela 4.1 – Espaçamento médio entre as fissuras (mm) e CV (%).
desvio
X1 X2 X3 X4 X5 X6 X7 X8 X9 XM padrão
7,75 8,57 8,91 7,21 8,22 7,46 8,15 8,05 7,56 7,43 0,547 7,37
6,93 8,11 8,36 7,67 7,96 7,22 8,03 8,62 7,59 7,94 0,537 6,76
Espaçamento médio entre fissuras - 28 diasC.V.
com resíduo
convencional
12,5mm
onde:
= diâmetro da barra;
X1, X2, X3,..., X9 = são os números de cada tirantes ensaiados;
XM = média dos nove tirantes, e
CV = coeficiente de variação da amostra.
170
Analisando a Tabela 4.1 verifica-se que os dois tipos de concreto analisados
apresentaram um coeficiente de variação muito inferior a 25%, conclui-se então ,que
os resultados obtidos têm uma boa qualidade quanto à variabilidade, e que o
coeficiente de variação obtido para o concreto convencional foi menor do que o
obtido para o concreto com adição de resíduos de borracha, fato este observado
também por França (2004).
Concluída a análise preliminar dos resultados, procedeu-se ao cálculo do
coeficiente de conformação superficial, para cada tirante, de acordo com a norma
NBR 7477 (ABNT, 1982), utilizando-se a equação (4.1). A Tabela 4.2 mostra os
resultados obtidos.
médio
d.25,2
(4.1)
onde:
= coeficiente de conformação superficial;
d = largura da seção do tirante, e
médio = distância media entre fissuras, considerando as quatro faces.
Tabela 4.2 – Coeficiente de conformação superficial das barras estudadas.
Coeficiente de Conformação Superficial
12,5mm X1 X2 X3 X4 X5 X6 X7 X8 X9 η (médio)
com resíduo 1,57 1,42 1,36 1,69 1,48 1,63 1,49 1,51 1,61 1,53
convencional 1,75 1,50 1,45 1,58 1,53 1,68 1,51 1,41 1,60 1,56
Analisando a Tabela 4.2 pode-se observar que o coeficiente de conformação
superficial do concreto com utilização de resíduos é menor que do concreto
convencional, verificando-se que a incorporação do resíduo de borracha provocou
um pequeno decréscimo no coeficiente de 1,92%.
A NBR 7480 (ABNT, 2007) estabelece que o coeficiente de conformação
superficial deva ser maior ou igual a 1,5. Para ambos os concretos o valor obtido foi
171
superior. Portanto, com a execução deste ensaio constatou-se a boa aderência aço-
concreto, possibilitando, desta forma, a instrumentação de barras de aço sem
maiores preocupações.
Como foi descrito no capítulo 2, é possível determinar a tensão média de
aderência a partir do espaçamento médio da fissuras, segundo Catro (2000), pela
expressão apresentada no referido capítulo como Equação 2.4, que segue
reproduzida.
.
X
f.375,0
m
ctm
onde:
m = tensão média de aderência;
fct = resistência à tração simples do concreto;
Xm = distância média entre fissuras;
= diâmetro da barra, e
= As/Ac
A Tabela 4.3 apresenta os resultados obtidos com a equação acima, para os
dois tipos de concreto estudados.
Tabela 4.3 – Tensão média de aderência
Tensão média de aderência (MPa)
segundo Castro (2000) – 28 dias
(mm)
concreto concreto
c/ resíduo convencional
12,5 4,11 4,82
Observar também que para o concreto com resíduos de borracha a tensão
média de aderência decréscimos em relação ao concreto convencional é de 14,73%.
172
Isso já era esperado, pois no cálculo da tensão utiliza-se a resistência à tração, que
também sofreu decréscimo com a incorporação do resíduo de borracha.
Com os resultados apresentados, observa-se que o concreto convencional e
o concreto com resíduo de borracha apresentaram um comportamento mecânico
muito semelhante em relação à aderência aço-concreto, atendendo aos valores
especificados pela NBR 7480 (ABNT, 2007).
4.2 CONCRETOS UTILIZADOS NAS ESTACAS
Foram confeccionados corpos de prova para os dois tipos de concreto
(convencional e com resíduo de borracha) utilizados na confecção das estacas de
teste no campo, os quais foram ensaiados nas idades de 7, 28 e 56 dias. As Tabelas
4.4 e 4.5 apresentam os resultados obtidos.
Tabela 4.4 – Valores obtidos nos ensaios de resistência à compressão dos concretos.
Corpos de prova
Cilíndricos
10 cm x 20 cm
Resistência à Compressão (MPa)
7 dias 28 dias 56 dias
Concreto
Convencional
24,30 35,90 38,45
26,90 34,69 41,22
27,10 41,61 40,93
Média ± Desvio 26,1 ± 1,56 37,4 ± 3,70 40,2 ± 1,52
Coeficiente de
Variação 5,98% 9,88% 3,79%
Concreto com
Resíduos
21,41 26,87 33,56
23,82 28,99 32,50
24,97 30,24 29,34
Média ± Desvio 23,4 ± 1,82 28,7 ± 1,70 31,8 ± 2,20
Coeficiente de
Variação 7,76% 5,94% 6,90%
173
Tabela 4.5 - Valores obtidos para o módulo de elasticidade dos concretos.
Corpos de prova
Cilíndricos
10 cm x 20 cm
Módulo de Elasticidade (GPa)
7 dias 28 dias 56 dias
Concreto
Convencional
27,38 35,72 34,32
26,80 32,21 38,65
32,54 33,47 37,43
Média ± Desvio 28,9 ± 3,16 33,8 ± 1,78 36,8 ± 2,23
Coeficiente de
Variação 10,93% 5,26% 6,07%
Concreto com
Resíduos
24,70 32,18 27,56
26,71 28,90 32,15
24,79 25,92 30,89
Média ± Desvio 25,4 ± 1,14 29,0 ± 3,13 30,2 ± 2,37
Coeficiente de
Variação 4,47% 10,80% 7,85%
Para a idade de 28 dias o concreto com resíduo de borracha apresentou uma
redução de 23,3% na resistência à compressão e de 14,2% no módulo de
deformação, quando comparado ao concreto convencional. No entanto, atende a
resistência mínima de 20 MPa estipulada pela NBR 6122 (ABNT, 2010) para estacas
de concreto moldadas in loco. Vale ressaltar que essa composição foi escolhida para
atender a referida norma, aplicando o fator redutor de 0,85 para levar em conta a
diferença entre os resultados de ensaios rápidos de laboratório e a resistência sob a
ação de cargas de longa duração.
As Figuras 4.3 e 4.4 ilustram a evolução da resistência à compressão média e
o módulo de elasticidade, respectivamente para as idades de 7, 28 e 56 dias.
174
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
0 10 20 30 40 50 60
fcj (
MP
a)
dias
Resistência à Compressão
concreto convencional concreto com resíduo
Figura 4.3 - Resistência à Compressão.
0
5
10
15
20
25
30
35
40
0 10 20 30 40 50 60
E (G
Pa)
dias
Módulo de Deformação
concreto com residuo concreto convencional
Figura 4.4 - Módulo de Deformação.
Houve variações nas características do concreto quando realizado em
laboratório e em relação ao do campo. Esse comportamento era esperado, pois o
controle dos materiais em laboratório é mais rígido, a maior variação foi em média de
14%.
175
4.3 PROVAS DE CARGA ESTÁTICA
Como previamente descrito optou-se pela prova de carga do tipo rápida
(QML – Quick Maintend Load), seguindo as prescrições da NBR-12131 (ABNT,
2006).
As provas de carga foram conduzidas até a carga de ruptura (Qr),
registrando-se em todos os ensaios deslocamentos superiores a 120 mm. Atingida a
carga de ruptura e estabilizados os recalques, procedeu-se ao descarregamento em
quatro estágios, seguindo as orientações da NBR 12131 (ABNT, 2006).
Neste item são apresentados os resultados obtidos nas provas de carga,
realizadas com as três estacas de concreto e as três estacas de concreto com
resíduos de borracha.
Os níveis (pontos) instrumentados das estacas permitiram a análise da
deformabilidade das mesmas, bem como a transferência de carga destas ao solo.
Para facilitar foi adotada uma nomenclatura para cada prova de carga, a
qual é mostrada na Tabela 4.6.
Tabela 4.6 – Nomenclatura utilizada para as estacas nas provas de carga.
Ensaio Descrição
PC-1 (C) Prova de carga – Estaca 1 confeccionada em concreto convencional
PC-2 (C+B) Prova de carga – Estaca 2 confeccionada em concreto com resíduo de borracha
PC-3 (C) Prova de carga – Estaca 3 confeccionada em concreto convencional
PC-4 (C+B) Prova de carga – Estaca 4 confeccionada em concreto com resíduo de borracha
PC-5 (C) Prova de carga – Estaca 5 confeccionada em concreto convencional
PC-6 (C+B) Prova de carga – Estaca 6 confeccionada em concreto com resíduo de borracha
A realização das provas de carga permitiu obter informações importantes,
como: comportamento carga-deslocamento das estacas, transferência de carga da
estaca ao longo da profundidade e comportamento carga-deformação das estacas.
176
4.3.1 – Comportamento Carga-Deslocamento
A realização das provas de carga permitiu montar duas tabelas com valores
de carga e de deslocamento (recalque). Uma para as estacas de concreto
convencional e outra para as de concreto com borracha, mostradas nas Tabelas 4.7
e 4.8, respectivamente.
Tabela 4.7 – Carga aplicada e deslocamentos sofridos – Estacas de concreto convencional (C).
PC-1 (C) PC-3 (C) PC-5 (C)
Carga (kN) mm Carga (kN) mm Carga (kN) mm
0 0,00 0 0,00 0 0,00
10 0,05 10 0,05 10 0,06
20 0,12 20 0,13 20 0,14
30 0,21 30 0,27 30 0,31
40 0,44 40 0,49 40 0,53
50 1,03 50 1,09 50 1,26
60 3,12 60 2,19 60 3,28
70 7,40 70 6,54 70 8,71
80 14,92 80 13,09 80 17,42
90 25,00 90 22,50 90 27,72
100 36,40 100 31,82 100 40,00
110 44,47 110 42,01 110 45,22
120 45,96 120 47,15 120 46,84
130 46,88 130 47,75 130 47,71
140 47,51 140 48,42 140 48,40
150 48,11 150 48,79 150 49,12
160 48,40 160 49,13 160 50,55
170 48,64 170 49,38 170 51,79
180 49,25 180 49,90 180 52,88
190 50,27 190 50,82 190 54,37
200 51,39 200 51,28 200 55,95
210 53,09 210 51,91 210 58,13
220 55,75 220 53,58 220 61,40
230 59,99 230 55,52 230 67,28
240 69,10 240 59,42 240 77,20
250 92,06 250 73,39 250 95,70
250 133,27 260 96,81 250 129,41
190 132,99 260 135,52 190 129,30
130 132,46 190 135,32 130 129,11
70 131,53 130 135,08 70 128,80
0 130,72 70 134,53 0 128,26
— — 0 133,54 — —
= deslocamento (recalque).
177
Tabela 4.8 – Carga aplicada e deslocamento – Estaca concreto com borracha (C+B).
PC-2 (C+B) PC-4 (C+B) PC-6 (C+B)
Carga (kN) (mm) Carga (kN) (mm) Carga (kN) (mm)
0 0,00 0 0,00 0 0,00
10 0,01 10 0,01 10 0,01
20 0,02 20 0,04 20 0,02
30 0,03 30 0,08 30 0,03
40 0,05 40 0,04 40 0,04
50 1,12 50 1,21 50 1,13
60 3,23 60 3,29 60 3,24
70 7,51 70 7,59 70 7,54
80 15,26 80 15,41 80 15,37
90 26,12 90 26,32 90 26,19
100 39,89 100 40,10 100 39,89
110 44,20 110 44,39 110 44,09
120 46,56 120 46,33 120 46,28
130 47,83 130 47,38 130 47,72
140 48,42 140 48,53 140 48,27
150 48,88 150 49,32 150 48,61
160 49,15 160 50,03 160 48,94
170 50,25 170 51,14 170 50,01
180 51,17 180 52,33 180 50,84
190 52,26 190 53,43 190 51,92
200 54,23 200 55,49 200 54,07
210 58,18 210 61,82 210 58,86
220 64,11 220 74,42 220 64,26
230 74,98 230 91,77 230 76,74
240 94,85 230 129,22 230 124,86
240 130,22 190 128,93 190 123,11
190 128,57 130 128,74 130 122,54
130 128,11 70 128,51 70 121,99
70 127,79 0 128,40 0 121,72
0 127,43 — — — —
= deslocamento (recalque).
178
Com os valores das Tabela 4.7 e 4.8 foram confeccionados os gráficos de
carga versus deslocamento, mostrados nas Figuras 4.5 e 4.6.
Figura 4.5 – Curvas carga versus deslocamento – Estacas em concreto convencional.
As curvas obtidas nas provas de carga com as estacas de concreto
convencional (Figura 4.5) apresentam uma boa concordância de comportamento.
179
Figura 4.6 – Curvas carga versus deslocamento – Estacas de concreto com resíduo de
borracha.
Analogamente, as curvas obtidas nas provas de carga com as estacas de
concreto com resíduo de borracha (Figura 4.6) também apresentaram uma boa
concordância de comportamento.
4.3.2 – Transferência de Carga Estaca-Solo
Para uma melhor avaliação das cargas desenvolvidas na estaca ao longo de
sua profundidade, bem como a transferência desta para o solo de fundação, as
estacas foram instrumentadas em três pontos de profundidades diferentes (0,30 m,
1,20 m e 5,70 m), tal como pode ser visto na Figura 6.7.
180
5,7
0
1,2
0
0,3
0
Nível -1
Nível -2
Nível -3
Trecho -1
Trecho -2
Figura 4.7 – Níveis de instrumentação e definição dos trechos.
Os pontos instrumentados forneceram os valores das deformações das
estacas em cada um dos níveis instrumentados (profundidades 0,3 m, 1,2 m e 5,7
m), com as quais foi possível determinar as cargas atuantes nos mesmos níveis,
como se pode observar nas Tabelas 4.9 a 4.11 (estacas de concreto convencional) e
4.12 a 4.14 (estacas de concreto com borracha).
181
Tabela 4.9 – Valores de cargas obtidos para cada nível instrumentado, durante os estágios de
carregamento – Estaca 1 (concreto convencional).
Carga
(kN)
Nível 1 (0,30 m) Nível 2 (1,20 m) Nível 3 (5,70 m)
(x 10-6) Q1 (kN) (x 10-6) Q2 (kN) (x 10-6) Q3 (kN)
0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0
10 3,7 9,6 0,0 0,0 0,0 0,0
20 7,6 19,7 0,0 0,0 0,0 0,0
30 11,4 29,6 0,0 0,0 0,0 0,0
40 15,2 39,5 2,9 7,5 0,0 0,0
50 19,0 49,5 6,7 17,5 0,0 0,0
60 22,9 59,7 10,7 27,9 0,0 0,0
70 26,8 69,7 14,3 37,3 0,0 0,0
80 30,6 79,7 18,1 47,0 0,0 0,0
90 34,5 89,6 21,8 56,7 0,0 0,0
100 38,3 99,7 25,3 65,9 0,0 0,0
110 42,1 109,6 29,3 76,2 0,0 0,0
120 46,0 119,7 32,8 85,3 0,0 0,0
130 49,8 129,6 36,6 95,1 0,0 0,0
140 53,8 139,8 41,7 108,5 0,0 0,0
150 57,5 149,6 44,2 114,9 0,0 0,0
160 61,5 159,8 47,8 124,3 0,0 0,0
170 65,3 169,8 51,5 133,9 0,0 0,0
180 69,1 179,8 55,2 143,5 0,0 0,0
190 73,0 189,8 59,0 153,4 0,0 0,0
200 76,8 199,8 63,0 163,9 0,0 0,0
210 80,7 209,9 67,0 174,4 1,0 2,5
220 84,5 219,8 71,1 184,9 5,0 13,1
230 88,3 229,8 75,1 195,4 9,0 23,3
240 92,2 239,7 79,2 205,9 13,0 33,8
250 96,0 249,7 83,2 216,4 17,6 45,7
Qi = carga atuante no nível i; i = deformação no nível i, e Nível i = profundidade do nível i (m).
182
Tabela 4.10 – Valores de cargas obtidos para cada nível instrumentado, durante os estágios de
carregamento – Estaca 3 (concreto convencional).
Carga
(kN)
Nível 1 (0,30 m) Nível 2 (1,20 m) Nível 3 (5,70 m)
(x 10-6) Q1 (kN) (x 10-6) Q2 (kN) (x 10-6) Q3 (kN)
0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0
10 3,7 9,5 0,0 0,0 0,0 0,0
20 7,5 19,4 0,0 0,0 0,0 0,0
30 11,4 29,6 0,0 0,0 0,0 0,0
40 15,2 39,5 2,9 7,6 0,0 0,0
50 19,0 49,4 6,7 17,4 0,0 0,0
60 23,0 59,7 10,6 27,6 0,0 0,0
70 26,8 69,6 14,5 37,6 0,0 0,0
80 30,4 79,2 18,3 47,5 0,0 0,0
90 34,4 89,4 22,1 57,6 0,0 0,0
100 38,1 99,1 25,9 67,4 0,0 0,0
110 42,0 109,2 29,8 77,4 0,0 0,0
120 45,9 119,4 33,6 87,3 0,0 0,0
130 49,6 129,1 37,4 97,2 0,0 0,0
140 53,6 139,4 41,3 107,3 0,0 0,0
150 57,4 149,4 45,1 117,2 0,0 0,0
160 61,2 159,3 48,9 127,2 0,0 0,0
170 65,1 169,4 52,7 137,1 0,0 0,0
180 69,0 179,6 56,6 147,2 0,0 0,0
190 72,9 189,5 60,5 157,3 0,0 0,0
200 76,8 199,8 64,4 167,6 0,0 0,0
210 80,5 209,4 68,2 177,4 2,0 5,3
220 84,5 219,7 72,1 187,5 5,9 15,4
230 88,3 229,6 75,9 197,5 9,8 25,4
240 92,1 239,5 79,8 207,5 13,6 35,5
250 96,0 249,6 83,6 217,4 17,5 45,4
260 99,8 259,6 87,5 227,5 21,3 55,4
Qi = carga atuante no nível i; i = deformação no nível i, e Nível i = profundidade do nível i (m).
183
Tabela 4.11 – Valores de cargas obtidos para cada nível instrumentado, durante os estágios de
carregamento – Estaca 5 (concreto convencional).
Carga
(kN)
Nível 1 (0,30 m) Nível 2 (1,20 m) Nível 3 (5,70 m)
(x 10-6) Q1 (kN) (x 10-6) Q2 (kN) (x 10-6) Q3 (kN)
0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0
10 3,6 9,4 0,0 0,0 0,0 0,0
20 7,5 19,5 0,0 0,0 0,0 0,0
30 11,3 29,5 0,0 0,0 0,0 0,0
40 15,2 39,6 2,9 7,5 0,0 0,0
50 19,0 49,4 6,7 17,4 0,0 0,0
60 22,9 59,5 10,5 27,4 0,0 0,0
70 26,7 69,4 14,4 37,4 0,0 0,0
80 30,5 79,4 18,3 47,5 0,0 0,0
90 34,4 89,5 22,1 57,5 0,0 0,0
100 38,3 99,5 25,9 67,4 0,0 0,0
110 42,1 109,5 29,8 77,5 0,0 0,0
120 45,9 119,4 33,6 87,5 0,0 0,0
130 49,8 129,5 37,4 97,4 0,0 0,0
140 53,7 139,6 41,3 107,5 0,0 0,0
150 57,5 149,5 45,2 117,5 0,0 0,0
160 61,3 159,5 49,0 127,4 0,0 0,0
170 65,2 169,5 52,8 137,3 0,0 0,0
180 69,0 179,6 56,6 147,3 0,0 0,0
190 72,8 189,4 60,4 157,1 0,0 0,0
200 76,7 199,4 64,2 167,0 0,0 0,0
210 80,5 209,5 68,1 177,2 2,0 5,1
220 84,3 219,4 71,9 187,1 5,8 15,1
230 88,3 229,6 75,8 197,2 9,6 25,0
240 92,1 239,5 79,7 207,4 13,5 35,2
250 96,0 249,6 83,6 217,4 17,3 45,1
Qi = carga atuante no nível i; i = deformação no nível i, e Nível i = profundidade do nível i (m).
184
Tabela 4.12 – Valores de cargas obtidos para cada nível instrumentado, durante os estágios de
carregamento – Estaca 2 (concreto com borracha).
Carga
(kN)
Nível 1 (0,30 m) Nível 2 (1,20 m) Nível 3 (5,70 m)
(x 10-6) Q1 (kN) (x 10-6) Q2 (kN) (x 10-6) Q3 (kN)
0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0
10 4,6 9,8 0,0 0,0 0,0 0,0
20 9,3 19,8 0,0 0,0 0,0 0,0
30 13,9 29,7 0,0 0,0 0,0 0,0
40 18,6 39,7 3,7 7,9 0,0 0,0
50 23,3 49,7 8,4 18,0 0,0 0,0
60 28,0 59,8 13,1 27,9 0,0 0,0
70 32,7 69,8 17,7 37,8 0,0 0,0
80 37,3 79,7 22,4 47,9 0,0 0,0
90 42,0 89,6 27,0 57,7 0,0 0,0
100 46,8 99,8 31,8 67,8 0,0 0,0
110 51,4 109,7 36,5 78,0 0,0 0,0
120 56,1 119,8 41,1 87,8 0,0 0,0
130 60,8 129,8 45,9 97,9 0,0 0,0
140 65,5 139,8 50,4 107,6 0,0 0,0
150 70,2 149,7 55,3 118,0 0,0 0,0
160 74,9 159,8 59,9 127,8 0,0 0,0
170 79,6 169,8 64,6 137,8 0,0 0,0
180 84,3 179,8 69,3 147,9 0,0 0,0
190 88,9 189,8 73,9 157,8 0,0 0,1
200 93,6 199,8 78,6 167,8 3,5 7,4
210 98,3 209,8 83,3 177,9 8,2 17,6
220 102,9 219,6 88,0 187,8 12,9 27,6
230 107,6 229,7 92,7 197,8 17,7 37,7
240 112,3 239,8 97,3 207,8 22,3 47,6
Qi = carga atuante no nível i; i = deformação no nível i, e Nível i = profundidade do nível i (m).
185
Tabela 4.13 – Valores de cargas obtidos para cada nível instrumentado, durante os estágios de
carregamento – Estaca 4 (concreto com borracha).
Carga
(kN)
Nível 1 (0,30 m) Nível 2 (1,20 m) Nível 3 (5,70 m)
(x 10-6) Q1 (kN) (x 10-6) Q2 (kN) (x 10-6) Q3 (kN)
0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0
10 4,5 9,7 0,0 0,0 0,0 0,0
20 9,2 19,7 0,0 0,0 0,0 0,0
30 14,0 29,8 0,0 0,0 0,0 0,0
40 18,6 39,8 4,5 9,7 0,0 0,0
50 23,3 49,7 9,2 19,6 0,0 0,0
60 28,0 59,7 13,9 29,6 0,0 0,0
70 32,7 69,7 18,5 39,5 0,0 0,0
80 37,3 79,7 23,1 49,4 0,0 0,0
90 42,1 89,8 27,8 59,4 0,0 0,0
100 46,7 99,7 32,6 69,5 0,0 0,0
110 51,3 109,6 37,2 79,4 0,0 0,0
120 56,1 119,7 41,9 89,4 0,0 0,0
130 60,8 129,8 46,6 99,5 0,0 0,0
140 65,5 139,8 51,3 109,6 0,0 0,0
150 70,1 149,7 56,0 119,6 0,0 0,0
160 74,9 159,8 60,7 129,5 0,0 0,0
170 79,5 169,7 65,4 139,6 0,0 0,0
180 84,2 179,8 70,1 149,7 0,0 0,0
190 88,8 189,6 74,8 159,6 3,5 7,5
200 93,5 199,6 79,4 169,5 8,3 17,7
210 98,1 209,5 84,1 179,6 12,8 27,3
220 102,8 219,4 88,7 189,4 18,2 38,8
230 107,3 229,0 93,3 199,2 22,6 48,2
Qi = carga atuante no nível i; i = deformação no nível i, e Nível i = profundidade do nível i (m).
186
Tabela 4.14– Valores de cargas obtidos para cada nível instrumentado, durante os estágios de
carregamento – Estaca 6 (concreto com borracha).
Carga
(kN)
Nível 1 (0,30 m) Nível 2 (1,20 m) Nível 3 (5,70 m)
(x 10-6) Q1 (kN) (x 10-6) Q2 (kN) (x 10-6) Q3 (kN)
0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0
10 4,5 9,7 0,0 0,0 0,0 0,0
20 9,2 19,7 0,0 0,0 0,0 0,0
30 13,9 29,7 0,0 0,0 0,0 0,0
40 18,6 39,8 4,5 9,7 0,0 0,0
50 23,3 49,7 9,2 19,6 0,0 0,0
60 28,0 59,8 13,9 29,6 0,0 0,0
70 32,7 69,7 18,5 39,5 0,0 0,0
80 37,4 79,8 23,2 49,6 0,0 0,0
90 42,1 89,8 27,8 59,4 0,0 0,0
100 46,8 99,8 32,5 69,4 0,0 0,0
110 51,4 109,7 37,2 79,4 0,0 0,0
120 56,1 119,7 41,9 89,5 0,0 0,0
130 60,8 129,8 46,6 99,4 0,0 0,0
140 65,5 139,8 51,4 109,7 0,0 0,0
150 70,1 149,7 56,0 119,6 0,0 0,0
160 74,8 159,7 60,6 129,4 0,0 0,0
170 79,5 169,8 65,4 139,6 0,0 0,0
180 84,2 179,8 70,1 149,7 0,0 0,0
190 88,9 189,8 74,6 159,3 2,6 5,6
200 93,6 199,8 79,5 169,6 7,1 15,2
210 98,3 209,8 84,1 179,6 11,8 25,2
220 103,0 219,8 88,8 189,5 16,5 35,3
230 107,7 229,8 93,5 199,6 21,0 44,9
Qi = carga atuante no nível i; i = deformação no nível i, e Nível i = profundidade do nível i (m).
Tomando-se a carga atuante em cada nível instrumentado pode-se
determinar no trecho entre dois níveis o atrito lateral no contato estaca-solo, para
cada estaca, conforme se vê na Tabela 4.15 (estacas de concreto) e 4.16 (estacas
de concreto com borracha).
187
Tabela 4.15 – Atrito lateral no contato solo-estaca nos trechos 1 e 2 –
Estacas 1, 3 e 5 (concreto convencional).
Carga
(kN)
A t r i t o L a t e r a l ( kPa )
Estaca 1 – PC-1 (C) Estaca 3 – PC-3 (C) Estaca 5 – PC-5 (C)
Trecho 1 Trecho 2 Trecho 1 Trecho 2 Trecho 1 Trecho 2
0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0
10 11,3 0,0 11,2 0,0 11,1 0,0
20 23,2 0,0 22,9 0,0 23,0 0,0
30 34,9 0,0 34,9 0,0 34,8 0,0
40 37,8 1,8 37,6 1,8 37,8 1,8
50 37,7 4,1 37,7 4,1 37,7 4,1
60 37,5 6,6 37,8 6,5 37,8 6,5
70 38,2 8,8 37,7 8,9 37,7 8,8
80 38,5 11,1 37,4 11,2 37,6 11,2
90 38,8 13,4 37,5 13,6 37,7 13,6
100 39,8 15,5 37,4 15,9 37,8 15,9
110 39,4 18,0 37,5 18,3 37,7 18,3
120 40,5 20,1 37,8 20,6 37,6 20,6
130 40,7 22,4 37,6 22,9 37,8 23,0
140 37,0 25,6 37,8 25,3 37,8 25,3
150 40,9 27,1 38,0 27,6 37,7 27,7
160 41,9 29,3 37,8 30,0 37,8 30,0
170 42,3 31,6 38,1 32,3 38,0 32,4
180 42,8 33,8 38,2 34,7 38,1 34,7
190 42,9 36,2 38,0 37,1 38,1 37,0
200 42,4 38,6 38,0 39,5 38,2 39,4
210 41,9 40,5 37,7 40,6 38,1 40,6
220 41,1 40,5 38,0 40,6 38,1 40,6
230 40,6 40,6 37,8 40,6 38,2 40,6
240 39,8 40,6 37,7 40,6 37,8 40,6
250 39,3 40,2 38,0 40,6 38,0 40,6
260 — — 37,8 40,6 — —
188
Tabela 4.16 – Atrito lateral no contato solo-estaca nos trechos 1 e 2 –
Estacas 2, 4 e 6 (concreto com resíduo de borracha).
Carga
(kN)
A t r i t o L a t e r a l ( kPa )
Estaca 2 – PC-2 (C+B) Estaca 4 – PC-4 (C+B) Estaca 6 – PC-6 (C+B)
Trecho 1 Trecho 2 Trecho 1 Trecho 2 Trecho 1 Trecho 2
0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0
10 11,6 0,0 11,4 0,0 11,4 0,0
20 23,3 0,0 23,2 0,0 23,2 0,0
30 35,0 0,0 35,1 0,0 35,0 0,0
40 37,5 1,9 35,5 2,3 35,5 2,3
50 37,4 4,2 35,5 4,6 35,5 4,6
60 37,6 6,6 35,5 7,0 35,6 7,0
70 37,7 8,9 35,6 9,3 35,6 9,3
80 37,5 11,3 35,7 11,6 35,6 11,7
90 37,6 13,6 35,8 14,0 35,8 14,0
100 37,7 16,0 35,6 16,4 35,8 16,4
110 37,4 18,4 35,6 18,7 35,7 18,7
120 37,7 20,7 35,7 21,1 35,6 21,1
130 37,6 23,1 35,7 23,5 35,8 23,4
140 38,0 25,4 35,6 25,8 35,5 25,9
150 37,4 27,8 35,5 28,2 35,5 28,2
160 37,7 30,1 35,7 30,5 35,7 30,5
170 37,7 32,5 35,5 32,9 35,6 32,9
180 37,7 34,9 35,5 35,3 35,5 35,3
190 37,7 37,2 35,4 35,9 36,0 36,2
200 37,7 37,8 35,5 35,8 35,6 36,4
210 37,6 37,8 35,3 35,9 35,6 36,4
220 37,5 37,8 35,4 35,5 35,7 36,4
230 37,6 37,8 35,1 35,6 35,6 36,5
240 37,7 37,8 — — — —
4.3.3 – Comportamento Tensão-Deformação
Os valores obtidos das cargas transferidas das estacas para o solo em cada
um dos níveis instrumentados (Tabelas 4.9 a 4.14), divididos pela área da seção
189
transversal das estacas (A ≈ 0,0707 m2) determina as tensões (i) que atuam nos
mesmos pontos. As mesmas tabelas também fornecem as deformações, com as
quais foram montadas as relações tensão-deformação para cada estaca, ao longo
dos estágios de carregamento (Tabelas 4.17 a 4.22).
Tabela 4.17 – Valores de tensão e deformação para cada nível instrumentado, durante os
estágios de carregamento – Estaca 1 (concreto convencional).
Carga
(kN)
Nível 1 (0,30 m) Nível 2 (1,20 m) Nível 3 (5,70 m)
1 (kPa) (x 10-6) 2 (kPa) (x 10-6) 3 (kPa) (x 10-6)
0 0,00 0,0 0,00 0,0 0,00 0,0
10 0,14 3,7 0,00 0,0 0,00 0,0
20 0,28 7,6 0,00 0,0 0,00 0,0
30 0,42 11,4 0,00 0,0 0,00 0,0
40 0,56 15,2 0,11 2,9 0,00 0,0
50 0,70 19,0 0,25 6,7 0,00 0,0
60 0,84 22,9 0,39 10,7 0,00 0,0
70 0,99 26,8 0,53 14,3 0,00 0,0
80 1,13 30,6 0,66 18,1 0,00 0,0
90 1,27 34,5 0,80 21,8 0,00 0,0
100 1,41 38,3 0,93 25,3 0,00 0,0
110 1,55 42,1 1,08 29,3 0,00 0,0
120 1,69 46,0 1,21 32,8 0,00 0,0
130 1,83 49,8 1,35 36,6 0,00 0,0
140 1,98 53,8 1,54 41,7 0,00 0,0
150 2,12 57,5 1,63 44,2 0,00 0,0
160 2,26 61,5 1,76 47,8 0,00 0,0
170 2,40 65,3 1,89 51,5 0,00 0,0
180 2,54 69,1 2,03 55,2 0,00 0,0
190 2,68 73,0 2,17 59,0 0,00 0,0
200 2,83 76,8 2,32 63,0 0,00 0,0
210 2,97 80,7 2,47 67,0 0,04 1,0
220 3,11 84,5 2,62 71,1 0,19 5,0
230 3,25 88,3 2,76 75,1 0,33 9,0
240 3,39 92,2 2,91 79,2 0,48 13,0
250 3,53 96,0 3,06 83,2 0,65 17,6
i = tensão atuante no nível i; i = deformação no nível i, e Nível i = profundidade do nível i (m).
190
Tabela 4.18 – Valores de tensão e deformação para cada nível instrumentado, durante os
estágios de carregamento – Estaca 3 (concreto convencional).
Carga
(kN)
Nível 1 (0,30 m) Nível 2 (1,20 m) Nível 3 (5,70 m)
1 (kPa) (x 10-6) 2 (kPa) (x 10-6) 3 (kPa) (x 10-6)
0 0,00 0,0 0,00 0,0 0,00 0,0
10 0,13 3,7 0,00 0,0 0,00 0,0
20 0,27 7,5 0,00 0,0 0,00 0,0
30 0,42 11,4 0,00 0,0 0,00 0,0
40 0,56 15,2 0,11 2,9 0,00 0,0
50 0,70 19,0 0,25 6,7 0,00 0,0
60 0,84 23,0 0,39 10,6 0,00 0,0
70 0,98 26,8 0,53 14,5 0,00 0,0
80 1,12 30,4 0,67 18,3 0,00 0,0
90 1,26 34,4 0,81 22,1 0,00 0,0
100 1,40 38,1 0,95 25,9 0,00 0,0
110 1,54 42,0 1,10 29,8 0,00 0,0
120 1,69 45,9 1,24 33,6 0,00 0,0
130 1,83 49,6 1,38 37,4 0,00 0,0
140 1,97 53,6 1,52 41,3 0,00 0,0
150 2,11 57,4 1,66 45,1 0,00 0,0
160 2,25 61,2 1,80 48,9 0,00 0,0
170 2,40 65,1 1,94 52,7 0,00 0,0
180 2,54 69,0 2,08 56,6 0,00 0,0
190 2,68 72,9 2,23 60,5 0,00 0,0
200 2,83 76,8 2,37 64,4 0,00 0,0
210 2,96 80,5 2,51 68,2 0,07 2,0
220 3,11 84,5 2,65 72,1 0,22 5,9
230 3,25 88,3 2,79 75,9 0,36 9,8
240 3,39 92,1 2,94 79,8 0,50 13,6
250 3,53 96,0 3,08 83,6 0,64 17,5
260 3,67 99,8 3,22 87,5 0,78 21,3
i = tensão atuante no nível i; i = deformação no nível i, e Nível i = profundidade do nível i (m).
191
Tabela 4.19 – Valores de cargas obtidos para cada nível instrumentado, durante os estágios de
carregamento – Estaca 5 (concreto convencional).
Carga
(kN)
Nível 1 (0,30 m) Nível 2 (1,20 m) Nível 3 (5,70 m)
1 (kPa) (x 10-6) 2 (kPa) (x 10-6) 3 (kPa) (x 10-6)
0 0,00 0,0 0,00 0,0 0,00 0,0
10 0,13 3,6 0,00 0,0 0,00 0,0
20 0,28 7,5 0,00 0,0 0,00 0,0
30 0,42 11,3 0,00 0,0 0,00 0,0
40 0,56 15,2 0,11 2,9 0,00 0,0
50 0,70 19,0 0,25 6,7 0,00 0,0
60 0,84 22,9 0,39 10,5 0,00 0,0
70 0,98 26,7 0,53 14,4 0,00 0,0
80 1,12 30,5 0,67 18,3 0,00 0,0
90 1,27 34,4 0,81 22,1 0,00 0,0
100 1,41 38,3 0,95 25,9 0,00 0,0
110 1,55 42,1 1,10 29,8 0,00 0,0
120 1,69 45,9 1,24 33,6 0,00 0,0
130 1,83 49,8 1,38 37,4 0,00 0,0
140 1,97 53,7 1,52 41,3 0,00 0,0
150 2,12 57,5 1,66 45,2 0,00 0,0
160 2,26 61,3 1,80 49,0 0,00 0,0
170 2,40 65,2 1,94 52,8 0,00 0,0
180 2,54 69,0 2,08 56,6 0,00 0,0
190 2,68 72,8 2,22 60,4 0,00 0,0
200 2,82 76,7 2,36 64,2 0,00 0,0
210 2,96 80,5 2,51 68,1 0,07 2,0
220 3,10 84,3 2,65 71,9 0,21 5,8
230 3,25 88,3 2,79 75,8 0,35 9,6
240 3,39 92,1 2,93 79,7 0,50 13,5
250 3,53 96,0 3,08 83,6 0,64 17,3
i = tensão atuante no nível i; i = deformação no nível i, e Nível i = profundidade do nível i (m).
192
Tabela 4.20 – Valores de cargas obtidos para cada nível instrumentado, durante os estágios de
carregamento – Estaca 2 (concreto com borracha).
Carga
(kN)
Nível 1 (0,30 m) Nível 2 (1,20 m) Nível 3 (5,70 m)
1 (kPa) (x 10-6) 2 (kPa) (x 10-6) 3 (kPa) (x 10-6)
0 0,00 0,0 0,00 0,0 0,00 0,0
10 0,14 4,6 0,00 0,0 0,00 0,0
20 0,28 9,3 0,00 0,0 0,00 0,0
30 0,42 13,9 0,00 0,0 0,00 0,0
40 0,56 18,6 0,11 3,7 0,00 0,0
50 0,70 23,3 0,25 8,4 0,00 0,0
60 0,85 28,0 0,39 13,1 0,00 0,0
70 0,99 32,7 0,53 17,7 0,00 0,0
80 1,13 37,3 0,68 22,4 0,00 0,0
90 1,27 42,0 0,82 27,0 0,00 0,0
100 1,41 46,8 0,96 31,8 0,00 0,0
110 1,55 51,4 1,10 36,5 0,00 0,0
120 1,69 56,1 1,24 41,1 0,00 0,0
130 1,84 60,8 1,39 45,9 0,00 0,0
140 1,98 65,5 1,52 50,4 0,00 0,0
150 2,12 70,2 1,67 55,3 0,00 0,0
160 2,26 74,9 1,81 59,9 0,00 0,0
170 2,40 79,6 1,95 64,6 0,00 0,0
180 2,54 84,3 2,09 69,3 0,00 0,0
190 2,68 88,9 2,23 73,9 0,00 0,0
200 2,83 93,6 2,37 78,6 0,10 3,5
210 2,97 98,3 2,52 83,3 0,25 8,2
220 3,11 102,9 2,66 88,0 0,39 12,9
230 3,25 107,6 2,80 92,7 0,53 17,7
240 3,39 112,3 2,94 97,3 0,67 22,3
i = tensão atuante no nível i; i = deformação no nível i, e Nível i = profundidade do nível i (m).
193
Tabela 4.21– Valores de cargas obtidos para cada nível instrumentado, durante os estágios de
carregamento – Estaca 4 (concreto com borracha).
Carga
(kN)
Nível 1 (0,30 m) Nível 2 (1,20 m) Nível 3 (5,70 m)
1 (kPa) (x 10-6) 2 (kPa) (x 10-6) 3 (kPa) (x 10-6)
0 0,00 0,0 0,00 0,0 0,00 0,0
10 0,14 4,5 0,00 0,0 0,00 0,0
20 0,28 9,2 0,00 0,0 0,00 0,0
30 0,42 14,0 0,00 0,0 0,00 0,0
40 0,56 18,6 0,14 4,5 0,00 0,0
50 0,70 23,3 0,28 9,2 0,00 0,0
60 0,84 28,0 0,42 13,9 0,00 0,0
70 0,99 32,7 0,56 18,5 0,00 0,0
80 1,13 37,3 0,70 23,1 0,00 0,0
90 1,27 42,1 0,84 27,8 0,00 0,0
100 1,41 46,7 0,98 32,6 0,00 0,0
110 1,55 51,3 1,12 37,2 0,00 0,0
120 1,69 56,1 1,26 41,9 0,00 0,0
130 1,84 60,8 1,41 46,6 0,00 0,0
140 1,98 65,5 1,55 51,3 0,00 0,0
150 2,12 70,1 1,69 56,0 0,00 0,0
160 2,26 74,9 1,83 60,7 0,00 0,0
170 2,40 79,5 1,97 65,4 0,00 0,0
180 2,54 84,2 2,12 70,1 0,00 0,0
190 2,68 88,8 2,26 74,8 0,11 3,5
200 2,82 93,5 2,40 79,4 0,25 8,3
210 2,96 98,1 2,54 84,1 0,39 12,8
220 3,10 102,8 2,68 88,7 0,55 18,2
230 3,24 107,3 2,82 93,3 0,68 22,6
i = tensão atuante no nível i; i = deformação no nível i, e Nível i = profundidade do nível i (m).
194
Tabela 4.22 – Valores de cargas obtidos para cada nível instrumentado, durante os estágios de
carregamento – Estaca 6 (concreto com borracha).
Carga
(kN)
Nível 1 (0,30 m) Nível 2 (1,20 m) Nível 3 (5,70 m)
1 (kPa) (x 10-6) 2 (kPa) (x 10-6) 3 (kPa) (x 10-6)
0 0,00 0,0 0,00 0,0 0,00 0,0
10 0,14 4,5 0,00 0,0 0,00 0,0
20 0,28 9,2 0,00 0,0 0,00 0,0
30 0,42 13,9 0,00 0,0 0,00 0,0
40 0,56 18,6 0,14 4,5 0,00 0,0
50 0,70 23,3 0,28 9,2 0,00 0,0
60 0,85 28,0 0,42 13,9 0,00 0,0
70 0,99 32,7 0,56 18,5 0,00 0,0
80 1,13 37,4 0,70 23,2 0,00 0,0
90 1,27 42,1 0,84 27,8 0,00 0,0
100 1,41 46,8 0,98 32,5 0,00 0,0
110 1,55 51,4 1,12 37,2 0,00 0,0
120 1,69 56,1 1,27 41,9 0,00 0,0
130 1,84 60,8 1,41 46,6 0,00 0,0
140 1,98 65,5 1,55 51,4 0,00 0,0
150 2,12 70,1 1,69 56,0 0,00 0,0
160 2,26 74,8 1,83 60,6 0,00 0,0
170 2,40 79,5 1,97 65,4 0,00 0,0
180 2,54 84,2 2,12 70,1 0,00 0,0
190 2,69 88,9 2,25 74,6 0,08 2,6
200 2,83 93,6 2,40 79,5 0,22 7,1
210 2,97 98,3 2,54 84,1 0,36 11,8
220 3,11 103,0 2,68 88,8 0,50 16,5
230 3,25 107,7 2,82 93,5 0,64 21,0
i = tensão atuante no nível i; i = deformação no nível i, e Nível i = profundidade do nível i (m).
195
CAPITULO 5 – ANÁLISE DOS RESULTADOS
Neste capítulo estão contidas a análise e a discussão dos resultados
obtidos: (a) nos ensaios mecânicos realizados com os tirantes, para avaliação da
aderência aço-concreto (convencional e com incorporação do resíduo de borracha),
e (b) nas provas de carga.
5.1 ADERÊNCIA AÇO-CONCRETO
A avaliação da aderência entre o aço e o concreto é primordial para a
utilização dos tirantes de aço como barras instrumentadas, pois caso haja
escorregamento da barra no interior do concreto as medidas de deformação
registradas ficam tão somente válidas para as barras, não podendo ser estendidas
para o concreto.
A aderência aço-concreto é medida pelo coeficiente de conformação
superficial (), com determinação definida pela norma NBR 7477 (ABNT, 1982). Por
sua vez a norma NBR 7480 (ABNT, 2007) estabelece que o coeficiente de
conformação superficial deva ser maior ou igual a 1,5. A Tabela 5.1 mostra os
valores médios do coeficiente de conformação superficial obtido para os dois tipos
de concreto (convencional e com incorporação de resíduo de borracha).
Tabela 5.1 – Coeficientes de conformação superficial ().
Barra de aço ( 12,5mm) Obs.
Concreto Convencional 1,56 ≥ 1,5 (Ok!)
Com resíduo 1,53 ≥ 1,5 (Ok!)
Portanto, para os dois tipos de concreto o valor mínimo do coeficiente de
conformação superficial () foi atendido, com isso temos assegurada a aderência
aço-concreto.
196
5.2 PROVAS DE CARGA ESTÁTICA
Neste item é apresentada a análise dos resultados obtidos nas provas de
carga do tipo rápida (QML – Quick Maintend Load), seguindo as prescrições da
NBR-12131 (ABNT, 2006).
Com a execução do ensaio chegou-se aos resultados que são descritos ao
longo deste capitulo. Vale salientar que o objetivo principal deste trabalho é a
avaliação do comportamento do concreto com resíduo de borracha quanto a sua
utilização em estacas do tipo escavada de pequeno diâmetro.
As estacas foram instrumentadas em três pontos de profundidades
diferentes (0,30 m, 1,20 m e 5,70 m) com o objetivo de proporcionar uma melhor
avaliação das cargas desenvolvidas na estaca ao longo de sua profundidade, bem
como a transferência desta para o solo de fundação. Esta mesma instrumentação
também possibilitou avaliar e analisar o comportamento das estacas quanto à
deformabilidade, tendo em vista que foram utilizados dois tipos de concreto: o
convencional e o concreto com resíduo de borracha.
5.2.1 – Comportamento Carga-Deslocamento
Com os resultados obtidos nas provas de carga levadas até a ruptura
(Tabelas 4.7 e 4.8) foi possível construir as curvas de carga versus recalque para as
seis estacas de teste (Figura 5.1), sendo que as impares 1, 3 e 5 foram
confeccionadas com o concreto convencional e as pares 2, 4 e 6 de concreto com
resíduo de borracha.
197
Figura 5.1 – Curvas de carga versus recalque dos dois tipos de estacas.
Observando a Figura 5.1 verifica-se que as curvas de carga versus recalque,
dos dois tipos de estaca, apresentam uma boa concordância de comportamento.
Ambas apresentaram praticamente o mesmo recalque comparado até
carregamentos em torno de 150 kN. Para cargas superiores observa-se que os
deslocamentos para as estaca com borracha tornam-se levemente superiores, em
média 22% em comparação aos deslocamentos das estacas de concreto
convencional.
198
Segantini (1993) executou no mesmo campo experimental uma estaca de
concreto apiloada com diâmetro de 0,40 m e 6 n de comprimento. Foi inserida na
ponta da estaca uma placa de isopor de 25 mm buscando, com este procedimento,
fazer com que os carregamentos iniciais aplicados à estaca mobilizassem tão
somente a resistência lateral, para depois mobilizar a ponta da estaca. Executou-se
a prova de carga rápida e obteve-se a curva de carga x recalque ilustrada na figura
5.2.
Figura 5.2 – Curvas carga versus recalque.
Fonte: Segantini (1993).
Observou-se que após o deslocamento referente aos 25 mm correspondente
a espessura do isopor houve uma inflexão da curva carga versus recalque, que de
acordo com o autor, corresponde à mobilização da resistência de ponta.
Inflexões bem mais pronunciadas foram verificadas nesta pesquisa próximas
a um deslocamento de 42 mm, vale lembrar que foi colocada na ponta das estacas
uma placa de isopor de 50 mm, portanto em um ponto próximo a esta inflexão
iniciou-se a contribuição da ponta da estaca na capacidade de carga.
199
Na Tabela 5.2 são apresentadas as cargas de ruptura obtidas nas três
provas de carga realizadas com as estacas de concreto. O valor médio foi da ordem
de 250 kN com um desvio de 6 kN, verificando-se uma pequena dispersão (máximo
de 4%).
Tabela 5.2 – Cargas de ruptura obtidas nas provas de carga PC-1 (C), PC-3 (C) e PC-5(C).
Prova de Carga Data D (cm) L (m) Qr (kN) rQ (kN)
PC-1 (C) 19.01.2012
30 6
250
253,3 PC-3 (C) 22.01.2012 260
PC-5 (C) 25.01.2012 250
D: diâmetro da estaca; L: comprimento da estaca, e Qr: carga de ruptura.
Já, na Tabela 5.3 são apresentadas as cargas de ruptura obtidas nas três
provas de carga realizadas com as estacas de concreto com resíduo de borracha. O
valor médio foi da ordem de 230 kN com um desvio de 6 kN, verificando-se uma
pequena dispersão (máximo de 5%).
Tabela 5.3 – Cargas de ruptura obtidas nas provas de carga PC-2 (C+B), PC-4 (C+B) e PC-6
(C+B).
Prova de Carga Data D (cm) L (m) Qr (kN) rQ (kN)
PC-2 (C+B) 19.01.2012
30 6
240
233,3 PC-4 (C+B) 22.01.2012 230
PC-6 (C+B) 25.01.2012 230
D: diâmetro da estaca; L: comprimento da estaca, e Qr: carga de ruptura.
Analisando as Tabelas 5.2 e 5.3 verificou-se uma pequena dispersão (8%)
entre os valores das cargas de ruptura média das estacas de concreto convencional
e estacas de concreto com borracha. Valores tão pequenos de dispersão não são
comuns, mas tem-se alguns casos similares, em estacas escavadas de pequeno
diâmetro sem uso de fluido estabilizante:
200
(a) Segantini (1996) realizou provas de carga rápida em três estacas
escavadas com 0,25 m de diâmetro e comprimento de 6 m, no Campus
Experimental de Fundações da Unesp – Ilha Solteira (SP), obtendo as
respectivas cargas de ruptura 188, 256 e 224 kN, portanto uma
dispersão máxima de 15% nos resultados
(b) Segantini (2000) fez provas de carga lenta em três estacas escavadas
com 0,32 m de diâmetro e comprimento de 10 m, no Campus
Experimental de Fundações da Unesp – Ilha Solteira (SP), obtendo as
respectivas cargas de ruptura 570, 520 e 620 kN, portanto uma
dispersão máxima de 9% nos resultados, e
(c) Albuquerque et al. (2006) realizaram provas de carga rápida em três
estacas escavadas com 0,40 m de diâmetro e comprimento de 12 m,
instaladas no Campo Experimental de Fundações da Unicamp –
Campinas (SP), obtendo as respectivas cargas de ruptura 684, 670 e
693 kN, portanto uma dispersão máxima de 2% nos resultados;
(d) Scallet (2011) fez provas de carga rápida em três estacas escavadas
com 0,25 m de diâmetro e comprimento de xx m, instaladas no Campo
Experimental de Fundações da Unicamp – Campinas (SP), obtendo as
respectivas cargas de ruptura 186, 165 e 148 kN, portanto uma
dispersão máxima de 11% nos resultados.
Com o intuito de observar a variação entre as cargas obtidas nas provas de
carga, com as estacas de concreto convencional e de concreto com resíduo de
borracha, foram determinados os valores médios das mesmas, embora esta não
seja uma pratica usual na geotecnia tomamos este valor meramente para avaliar a
diferença entre elas. A Tabela 5.4 ilustra os resultados.
201
Tabela 5.4 – Comparativo entre as cargas médias de ruptura.
Estacas rQ Redução
(kN) (%)
Concreto 253,3 7,9
Concreto + Borracha 233,3
rQ : carga média de ruptura
Com as devidas ressalvas foram comparados os valores das cargas médias
de ruptura, dos dois tipos de estacas estudadas (concreto convencional e concreto
com resíduo de borracha), e foi observada uma redução de apenas 7,9% na carga
de ruptura. Este fato possivelmente se deve a maior deformabilidade da estaca com
borracha.
Outra análise foi à comparação do valor das cargas individuais de ruptura
(Tabelas 5.2 e 5.3) e das cargas médias de ruptura (Tabela 5.4), obtidas nas provas
de carga, com as estimadas por vários métodos empíricos, descritos no capítulo 3,
utilizando-se valoress médios de sondagens SPT (S1, S2, S3, S4 e S5) e de ensaios
CPT (D1, D2, D3, D4 e D5), cujos valores obtidos são mostrados na Tabela 5.5.
Tabela 5.5 – Cargas de ruptura estimadas por métodos empíricos.
Método Qp,r (kN)
Qs,r (kN)
Qr (kN)
Aoki e Velloso (1975) – (SPT) 36 67 103
Aoki e Velloso (1975) – (CPT) 83 54 137
Décourt e Quaresma (1978) – (SPT) 84 83 167
Milititsky e Alves (1985) 34 50 84
Teixeira (1996) 70 86 156
Vorcaro e Vellosos (2000) - - 219
UFRGS (2005) 137 53 190
Qp,r = carga de ponta na ruptura; Qs,r = carga de atrito no fuste, na ruptura, e
Qr = carga de ruptura.
202
A Tabela 5.6 apresenta as relações obtidas para as comparações propostas.
Tabela 5.6 – Comparação entre cargas de ruptura obtidas nas provas de carga (Qr,pc) e
estimadas por métodos empíricos (Qr,estimada).
Relação
Método
Qr,pc / Qr,estimada
Concreto convencional Concreto com borracha
PC-1 PC-3 PC-5 Média PC-2 PC-4 PC-6 Média
Aoki e Velloso (1975) - SPT 2,43 2,52 2,43 2,46 2,33 2,23 2,23 2,27
Aoki e Velloso (1975) - CPT 1,82 1,90 1,82 1,85 1,75 1,68 1,68 1,70
Décourt e Quaresma (1978) 1,50 1,56 1,50 1,52 1,44 1,38 1,38 1,40
Milititsky e Alves (1985) 2,98 3,10 2,98 3,02 2,86 2,74 2,74 2,78
Teixeira (1996) 1,60 1,67 1,60 1,62 1,54 1,47 1,47 1,50
Vorcaro e Vellosos (2000) 1,14 1,19 1,14 1,16 1,10 1,05 1,05 1,07
UFRGS (2005) 1,32 1,37 1,32 1,33 1,26 1,21 1,21 1,23
Analisando a Tabela 5.6 verifica-se que o método Aoki e Velloso (1975),
baseado tanto em valores de SPT quanto em valores de CPT, Teixeira (1996),
UFGRS (2005) e Décourt e Quaresma (1978) subestimaram as cargas de ruptura, já
o método de Vorcaro e Velloso (2000) foi o que mais se aproximou dos valores
obtidos com as prova de carga. Todos os métodos para estimativa da carga de
carga se mostraram conservadores, portanto a favor da segurança.
5.2.2 – Transferência de Carga
A instrumentação das estacas permitiu determinar e avaliar a transferência
de carga ao solo ao longo de sua profundidade, nos trechos 1 e 2, e na ponta, tal
como se pode observar nas Figuras 5.3 a 5.5 (estacas de concreto convencional) e
nas Figuras 5.6 a 5.8 (estacas de concreto com resíduos de borracha), para os
diversos estágios de carregamento, que variaram de 10 em 10 kN até que se
atingisse a carga de ruptura.
203
Figura 5.3 – Gráfico de carga versus profundidade – PC-1 (C).
Figura 5.4– Gráfico de carga versus profundidade – PC-3 (C).
204
Figura 5.5 – Gráfico de carga versus profundidade – PC-5 (C).
Figura 5.6 – Gráfico carga versus profundidade – PC-2 (C+B).
205
Figura 5.7 – Gráfico de carga versus profundidade – PC-4 (C+B).
Figura 5.8 – Gráfico de carga versus profundidade – PC-6 (C+B).
206
A observação das Figuras 5.3 a 5.8 nos mostra que as estacas de concreto
convencional, no intervalo de carga de 0 a 140 kN, apresentam diferentes
inclinações no diagrama de transferência de carga para os trechos 1 e 2,
comportamento idêntico ocorre com as estacas de concreto com resíduo de
borracha, no intervalo de carga 0 a 180 kN, a partir destas cargas ambos os trechos
1 e 2 passaram para uma inclinação muito próxima. De maneira geral, mostraram a
ocorrência de variação gradual e contínua da transferência de carga, em
profundidade.
Analisando os diagramas de transferência de carga foi possível separar as
parcelas de cargas transferidas para a sua ponta (Qp,r) e para o seu fuste (Qs,r),
ambas na ruptura, como mostra a Tabela 5.7.
Tabela 5.7 – Cargas de ponta e de atrito lateral, na ruptura.
Provas de Carga
Qr (kN)
rQ
(kN)
Qp,r (kN)
r,pQ
(kN)
Qs,r (kN)
r,sQ
(kN)
PC-1 (C) 250
253,3*
45,7
48,7*
204,3
204,6*
18,3
19*
81,7
81* PC-3 (C) 260 55,4 204,6 21,3 78,7
PC-5 (C) 250 45,1 204,9 18,0 82,0
PC-2 (C+B) 240
233,3*
47,6
46,9*
192,4
186,4*
19,8
20*
80,2
80* PC-4 (C+B) 230 48,2 181,8 21,0 79,0
PC-6 (C+B) 230 44,9 185,1 19,5 80,5
*valores médios.
Observando-se a Tabela 5.7 temos que, em média, a parcela de ponta é
cerca de 19% da carga de ruptura total (estacas de concreto convencional) e de
20% (estacas de concreto com resíduo de borracha). Para o atrito lateral, a
incidência é de 81% da carga de ruptura total (estacas de concreto convencional) e
de 80% (estacas de concreto com resíduo de borracha). Portanto, independente do
material que se confeccionou as estacas, as transferências de carga foram
extremamente semelhantes.
Segantini (1994) observou em provas de carga rápida em estaca apiloadas
de concreto com diâmetro de 0,20 m e comprimento 6 m, no mesmo campo
(%)100xQ
Q
r
r,p
(%)100x
Q
Q
r
r,s
207
experimental, que 24% da carga total aplicada às estacas se transferiram para sua
ponta da mesma.
Resultados parecidos foram obtidos por Scallet (2011) ao realizar provas de
carga em estacas três escavada de pequeno diâmetro (diâmetro = 0,25 m e L = 5,07
m), no Campo Experimental de Fundações da Unicamp – Campinas (SP), onde
observou que a parcela da ponta significou em média 36% da carga de ruptura, e
uma das estacas apresentou parcela de ponta de 23%.
Branco (2006) realizou o estudo do comportamento de estacas escavadas
no Campus Experimental de Fundações da UEL (PR), com diâmetro de 0,25 m e 12
m de comprimento. Realizou provas de carga rápida e observou que houve uma
mobilização média para ponta da estaca de 34% do valor da carga aplicada no topo.
Pérez (2014) realizou provas de carga em estacas escavadas com
diâmetros de 25, 30 e 40 cm e observou que não houve mobilização de carga de
ponta para a estaca com 0,25 m de diâmetro, já para a de 0,30 m houve uma
pequena mobilização para a ponta de 3,8%, e para a estaca de 0,40 m a
mobilização foi de 3,7%.
Os valores ilustrados na bibliografia apontam para uma mobilização da carga
para ponta variável, dependendo do comprimento e diâmetro da estaca, e, ainda, do
solo.
Com os valores médios obtidos para a carga de ponta ( r,pQ ) e o atrito lateral
( r,sQ ), ambos na ruptura, foram determinados os valores médios da resistência de
ponta ( r,pq ) e o atrito lateral unitário ( máxf ), ambos na ruptura (ver a Tabela 5.8).
208
Tabela 5.8 – Resistência de ponta e atrito lateral unitário, na ruptura.
Provas de Carga
rQ
(kN) r,pQ
(kN) r,sQ
(kN)
Ap
(m2)
As
(m2) r,pq
(kPa)
máxf (kPa)
PC-1 (C)
253,3 48,7 204,6 0,0707 5,66 689 36,1 PC-3 (C)
PC-5 (C)
PC-2 (C+B)
233,3 46,9 186,4 0,0707 5,66 663 32,9 PC-4 (C+B)
PC-6 (C+B)
Diferença entre as estacas (C) e (C+B) (%) 3,92 9,72
A Tabela 5.8 mostra que a estaca de concreto com resíduo de borracha
apresenta,em média, uma resistência de ponta 3,92% menor que a da estaca de
concreto convencional, e também, o seu atrito lateral unitário médio é 9,72% menor.
5.3 DEFORMAÇÕES DOS MATERIAIS
As deformações foram determinadas para cada nível instrumentado das
estacas (0,30m, 1,20 m e 5,70 m), conforme ilustra a Figura 5.9.
209
5,7
0
1,2
0
0,3
0
Nível -1
Nível -2
Nível -3
Trecho -1
Trecho -2
Figura 5.9 – Nível de instrumentação e definição dos trechos.
Para determinar a deformação específica (i), da estaca em cada ponto
instrumentado, foi utilizada a seguinte equação:
A.E
Qii Equação (5.1)
onde:
i : deformação específica gerada pela carga Qi;
Qi : carga no estágio “i”;
E : módulo de elasticidade do material da estaca (para o concreto convencional EC
= 36,8 GPa e para o concreto com incorporação de resíduo de borracha EC+B =
30,2 GPa, determinados em ensaio de laboratório mostrado no Capítulo 43,
Tabela 4.5).
Como:
210
A.E
Qe
A.E
Q
BC
iBC
C
iC
Tem-se que:
A
QE.e
A
QE. i
BCBCi
CC
Logo:
BCBCCC E.E.
Substituindo os valores de EC e de EC+B, chega-se a:
2,30.8,36. BCC
CBC .219,1
Portanto, temos que para uma mesma tensão (i = Qi/A) o concreto com
resíduo de borracha é 21,9% mais deformável que o concreto convencional. Este
percentual é comparado mais à frente deste capítulo com os percentuais médios de
diferença entre as deformações registradas nos níveis 1, 2 e 3 das estacas
confeccionadas com concreto convencional e as confeccionada com concreto com
resíduo de borracha
As Figuras 5.10 a 5.12 ilustram, respectivamente, as deformações para cada
ponto instrumentado (nível) das estacas de concreto convencional.
211
Figura 5.10 – Gráfico de Tensão x Deformação – Estaca em concreto convencional PC-1
Níveis 1,2 e 3.
Figura 5.11 – Gráfico de Tensão x Deformação – Estaca em concreto convencional PC-3
Níveis 1,2 e 3.
212
Figura 5.12 – Gráfico de Tensão x Deformação – Estaca em concreto convencional PC-5
Níveis 1,2 e 3.
As Figuras 5.13 a 5.15 mostram, respectivamente, as deformações para
cada ponto instrumentado (nível) das estacas de concreto com resíduo de borracha.
Figura 5.13 – Gráfico de Tensão x Deformação – Estaca em concreto com resíduo de
borracha PC-2 Níveis 1,2 e 3.
213
Figura 5.14 – Gráfico de Tensão x Deformação – Estaca em concreto com resíduo de
borracha PC-4 Níveis 1,2 e 3.
Figura 5.15 – Gráfico de Tensão x Deformação – Estaca em concreto com resíduo de
borracha PC-6 Níveis 1,2 e 3.
A observação das Figuras 5.10 a 5.13 mostra que em todos os níveis
instrumentados há uma sobreposição dos diagramas de deformação, demonstrando
214
que as três estacas de concreto convencional têm comportamento de deformações
similares em cada nível instrumentado, ao longo das provas de carga.
As Figuras 5.14 a 5.15 mostram, respectivamente, as deformações nos
níveis 1, 2 e 3, das três estacas de concreto com resíduo de borracha, nas quais
verifica-se também comportamento de deformação similar em cada nível
instrumentado.
As Figuras 5.16 a 5.18 propiciaram, respectivamente, uma comparação
entre as deformações sofridas em cada nível instrumentado, entre as estacas de
concreto convencional e as estacas de concreto com adição de borracha. Tendo em
vista o comportamento similar de deformação entre as estacas confeccionadas com
o mesmo tipo de concreto, escolhemos para esta comparação a Estaca 3 (C), de
concreto convencional, e a Estaca 2 (C+B), de concreto com borracha, pelo fato das
mesmas terem atingido a maior carga de ruptura (Qr) em seus respectivos grupos (C
e C+B).
Figura 5.16 – Gráfico Tensão x Deformação –Comparativo entre estacas – Nível 1.
215
Figura 5.17 – Gráfico Tensão x Deformação –Comparativo entre estacas – Nível 2.
Figura 5.18 – Gráfico Tensão x Deformação –Comparativo entre estacas – Nível 3.
216
Analisando os gráficos de tensão versus deformação pode-se observar que o
comportamento dos dois materiais analisados neste trabalho é semelhante e que em
todos os níveis instrumentados a estaca de concreto com resíduo de borracha sofreu
uma deformação ligeiramente maior. Isto ocorre devido ao módulo de elasticidade do
concreto com resíduo de borracha (30,2 GPa) ser menor que o módulo de
elasticidade do concreto convencional (36,8 GPa), algo em torno de 21,9%.
Avaliando-se as Figuras 5.16 a 5.18 geradas a partir das Tabelas 4.18 e
4.20, em termos da diferença percentual entre as deformações obtidas nos ensaios
PC-3 (C) e PC-2 (C+B), para cada nível instrumentado a uma mesma tensão,
excluindo-se os valores muito baixos, negativos e muito elevados, chega-se aos
valores mostrados nas Tabelas 5.9 a 5.11 que seguem.
217
Tabela 5.9 – Diferenças percentuais entre deformações do Nível 1 –
PC-3 (C) e PC-2 (C+B).
Tensão
(kPa)
Nível 1
(x 10-6) Diferença
PC-3 (C) PC-2 (C+B) (%)
0,1 3,7 4,6 25,7
0,3 7,5 9,3 24,4
0,4 11,4 13,9 22,3
0,6 15,2 18,6 22,5
0,7 19,0 23,3 22,6
0,8 23,0 28,0 22,1
1,0 26,8 32,7 22,2
1,1 30,4 37,3 22,6
1,3 34,4 42,0 22,1
1,4 38,1 46,8 22,7
1,6 42,0 51,4 22,4
1,7 45,9 56,1 22,2
1,8 49,6 60,8 22,5
2,0 53,6 65,5 22,2
2,1 57,4 70,2 22,1
2,3 61,2 74,9 22,2
2,4 65,1 79,6 22,2
2,5 69,0 84,3 22,0
2,7 72,9 88,9 22,0
2,8 76,8 93,6 21,9
3,0 80,5 98,3 22,1
3,1 84,5 102,9 21,8
3,4 88,3 107,6 21,9
Deformação Média (x 10-6) 22,5 ± 0,9
218
Tabela 5.10 – Diferenças percentuais entre deformações do Nível 2 –
PC-3 (C) e PC-2 (C+B).
Tensão
(kPa)
Nível 2
(x 10-6) Diferença
PC-3 (C) PC-2 (C+B) (%)
0,1 2,9 3,7 27,6
0,3 6,7 8,4 25,9
0,4 10,6 13,1 23,2
0,5 14,5 17,7 22,5
0,7 18,3 22,4 22,9
0,8 22,1 27,0 22,1
1,0 25,9 31,8 22,6
1,1 29,8 36,5 22,8
1,3 33,6 41,1 22,6
1,4 37,4 45,9 22,7
1,6 41,3 50,4 22,2
1,7 45,1 55,3 22,7
1,8 48,9 59,9 22,4
2,0 52,7 64,6 22,5
2,1 56,6 69,3 22,4
2,3 60,5 73,9 22,2
2,4 64,4 78,6 22,0
2,5 68,2 83,3 22,2
2,7 72,1 88,0 22,0
2,8 75,9 92,7 22,0
3,0 79,8 97,3 22,0
Deformação Média (x 10-6) 22,8 ± 1,4
219
Tabela 5.11 – Diferenças percentuais entre deformações do Nível 3 –
PC-3 (C) e PC-2 (C+B).
Tensão
(kPa)
Nível 3
(x 10-6) Diferença
PC-3 (C) PC-2 (C+B) (%)
0,1 2,0 3,5 75,0
0,3 5,9 8,2 39,0
0,5 13,6 17,7 30,1
0,7 17,5 22,3 27,8
Deformação Média (x 10-6) 43,0 ± 21,9
Analisando as Tabelas 5.9 a 5.11 verificou-se que o nível 3 apresentou
percentuais com grande variação, por esse motivo não será utilizado para comparar
ao percentual de diferença entre as deformações do concreto convencional e o
concreto com resíduo de borracha, levando-se em consideração seus respectivos
módulos de elasticidade (EC e EC+B) que estão apresentados na Tabela 5.12
Tabela 5.12 – Comparação entre percentuais de diferenças médias entre deformações e o
módulo de elasticidade dos concretos estudados.
Nível Instrumentado
Diferença média entre deformações (%) Diferença
(%) Provas de Carga
Ruptura de CPs
1 22,5 ± 0,8 21,9
2,7
2 22,8 ± 1,7 4,1
A Tabela 5.12 mostra que a diferença estimada entre as deformações dos
corpos de prova, moldados com concreto convencional e de concreto com resíduo
de borracha, ficou bem próxima à diferença obtida nas provas de carga realizadas
com as estacas de concreto confeccionadas com os mesmos concretos.
220
5.4 ANÁLISE GERAL
Carga versus recalque
Com as analises sobre carga x recalque temos que o comportamento de
ambas as estacas estudadas são similares, apesar da estaca de concreto com
resíduo de borracha apresentar um maior recalque que a de concreto convencional.
Esta diferença não é tão discrepante, portanto comprova que ouso do concreto com
resíduo de borracha na confecção de estacas escavas de pequeno diâmetro sem
uso defluido estabilizante é plenamente possível.
Transferência de carga
Tal como na análise de carga x recalque observou-se, também, o
comportamento similar na transferência de carga ao solo, o que leva a concluir que a
estaca de concreto com resíduo de borracha transfere a carga ao solo do mesmo
modo que a estaca convencional.
Deformações
Os resultados obtidos na analise das deformações demostram que as
deformações sofridas pela estaca de concreto com resíduo de borracha também se
assemelha as sofridas pela estaca convencional. Mesmo com o módulo de
elasticidade do concreto com resíduo de borracha (30,2 GPa) é menor que o módulo
de elasticidade do concreto convencional (36,8 GPa), este comportamento já era
esperado.
Atrito Lateral
Seguindo as investigações observou-se que o atrito lateral na estaca
confeccionada em concreto com resíduo de borracha apresentou valores inferiores
ao concreto convencional, mas dos ensaios realizados foi o que sofreu menor
variação. Os valores encontrados apontam para a maior redução de
221
aproximadamente 11% e a menor em 1% em relação à estaca de concreto
convencional.
Observando os ensaios realizados pode-se concluir que é possível a
utilização de estacas de concreto com resíduo de borracha, pois suas deformações,
os resultados aqui obtidos demostram que seu comportamento é similar ao da
estaca de concreto convencional.
Efeito Ambiental
Uma das preocupações deste trabalho é dar uma destinação ambientalmente
correta aos pneus inservíveis e, também, ao resíduo proveniente da recauchutagem.
Esta destinação é simples, pois usamos o material como se encontra, passando
apenas pelo peneiramento, não necessitando qualquer tipo de tratamento, com isso
têm uma destinação a este material de forma ambientalmente correta, confinando o
mesmo no concreto.
Sustentabilidade
Como relatado no início deste trabalho à escassez da areia em diversos
pontos do Brasil já é preocupante, a utilização do resíduo de borracha em
substituição a areia poderá amenizar este grave problema.
Como a areia não é renovável a sua escassez cada vez mais aumentará ao
nível que a produção deste resíduo também aumente, com o aumento da
recauchutagem de pneus e com a fabricação em alta na indústria pneumática. Desta
forma este material é abundante e com a possibilidade de sua utilização em estacas
escavadas de pequeno diâmetro sem uso de fluido estabilizante, contribuirá de
forma significativa para contornar a escassez da areia.
222
CAPITULO 6 – CONCLUSÕES
Neste capítulo estão contidas as principais conclusões extraídas deste
trabalho, distribuídas nos seguintes itens: (a) ensaios mecânicos realizados com os
tirantes, para avaliação da aderência aço-concreto (convencional e com
incorporação do resíduo de borracha), e (b) provas de carga estática realizadas com
as estacas instrumentadas, confeccionadas com os dois tipos de concreto
estudados.
6.1 ADERÊNCIA AÇO-CONCRETO
A aderência aço-concreto para os dois concretos estudados foi assegurada
de acordo com a NBR 7480 (ABNT, 2007).
6.2 PROVAS DE CARGA ESTÁTICA
6.2.1 Comportamento Carga-Recalque
As cargas médias de ruptura obtidas nas provas de carga realizadas com as
estacas de concreto convencional e de concreto com resíduo de borracha foram,
respectivamente, 253 kN e 233 kN, uma diferença de 7,9%.
As curvas de carga versus recalque obtidas nas provas de carga para as
estacas confeccionadas com os dois tipos de concreto apresentaram
comportamento similar até a carga de 150 kN, já para cargas superiores o recalque
das estaca de concreto com borracha foi superior, em média 22%.
O patamar observado nas curvas carga versus recalque obtidas nas provas
de carga, na faixa de carga de 100 a 200 kN, se deve a instalação da pastilha de
isopor de 50 mm na ponta da estaca, sendo que em algum ponto deste trecho
iniciou-se a transferência de carga para a ponta da estaca.
223
Os métodos empíricos utilizados para estimar a carga de ruptura se
mostraram muito conservadores, ficando bem as baixo das cargas de ruptura
obtidos nas provas de carga (253,3 kN e 233,3 kN), no entanto ficaram a favor da
segurança.
6.2.2 Transferência de Carga
As estacas de concreto convencional e de concreto com resíduo de borracha
apresentaram diferentes inclinações no diagrama de transferência de carga para os
trechos 1 e 2, no intervalo de carga de 0 a 140 kN e de 0 a 180 kN, respectivamente,
a partir destas cargas ambos os trechos passaram para uma inclinação muito
próxima. De maneira geral, mostraram a ocorrência de variação gradual e contínua
da transferência de carga, em profundidade.
O percentual da parcela de ponta em relação a carga de ruptura foi de 19%
e 20%, respectivamente para as estacas de concreto e de concreto com resíduo de
borracha. Para o atrito lateral, a incidência foi de 81% e 80%, respectivamente.
A estaca de concreto com resíduo de borracha apresenta uma resistência de
ponta média 3,84% menor e um atrito lateral unitário médio 9,76% menor, que os
apresentados pela estaca de concreto convencional.
6.3 DEFORMAÇÕES DOS MATERIAIS
A deformação observada nos corpos de prova de concreto com borracha
quando solicitados à compressão foi 21,9% superior a deformação observada nos
corpos de prova de concreto convencional, para uma mesma tensão aplicada.
Em todos os níveis instrumentados há uma sobreposição dos diagramas de
deformação, demonstrando que as três estacas de concreto convencional sofreram
deformações idênticas em cada nível instrumentado, ao longo das provas de carga.
A mesma observação se faz para as estacas de concreto com borracha.
224
O comportamento dos dois materiais analisados neste trabalho foi semelhante
e em todos os níveis instrumentados a estaca de concreto com resíduo de borracha
sofreu uma maior deformação, devida ao módulo de elasticidade do concreto com
resíduo de borracha (30,2 GPa) ser menor que o módulo de elasticidade do concreto
convencional (36,8 GPa), algo em torno de 21,9%.
A diferença estimada entre as deformações dos corpos de prova moldados
com concreto convencional e de concreto com resíduo de borracha (21,9%) ficou
bem próxima à diferença obtida nas provas de carga realizadas com as estacas de
concreto convencional e de concreto com resíduo de borracha (Nível 1 = 22,5%,
Nível 2 = 22,8%).
6.4 GERAL
O comportamento mecânico do material concreto com resíduo de borracha, e
o comportamento geotécnico das estacas de concreto com resíduo de borracha
indicam o potencial de uso do resíduo de borracha na produção de concreto para
confecção de estacas escavadas de pequeno diâmetro sem uso de fluido
estabilizante.
6.5 SUGESTÕES PARA FUTURAS PESQUISAS.
Para pesquisas futuras sugere-se:
Estudos para avaliar o custo por metro linear de estacas confeccionadas
com borracha e comparar com as de concreto convencional de mesmo
diâmetro;
Realização de ensaios SPT e CPT mais próximos as estacas escavadas
estudadas e reavaliar os métodos empíricos utilizados nesta pesquisa;
Realização de provas de carga do tipo lenta para comparar resultados
com as provas de carga do tipo rápida realizadas desta pesquisa;
225
Realização de provas de cargas com carregamento horizontal;
Avaliação do uso da borracha em outros tipos de fundações;
Analisar o comportamento do bloco de transição com uso de borracha;
Aumentar a quantidade de resíduo de borracha e seus limites para utilizar
em fundações, e
Realização de análises numéricas onde as entradas de dados sejam
baseadas fielmente em resultados de ensaios in situ e de laboratório.
226
CAPÍTULO 7 - BIBLIOGRAFIA
ABRAMS, D.A.; Design of concrete mixtures. Structural Materials Research
Laboratory. Chicago: Lewis Institute, 1918.
ACI COMMITTEE 408. Abstract of: State-of-the-art-report: bond under cyclic
loads. ACI Materials Journal, v.88, n.6, p.669-73, Nov./Dec1991.
ADHIKARI, B.; MAITI, D.D. Reclamation and recycling of waste rubber. Progress
in Polymer Science, v.25, p. 909-948, 2000.
AKASAKI, J. L. FIORITTI, C.F., NIRSCHL, G. C., Análise Experimental das
Propriedades Mecânicas do Concreto com Adição de Fibras de Borracha
Vulcanizada. In: Congresso Brasileiro do Concreto, 43º, 2001, CD-ROM.
ALBANO, C.; CAMACHO, N.; REYES, J.; FELIU, J.L.; HERNÁNDEZ, M., Influence
of scrap rubber addition to Portland I concrete composites: Destructive and
non-destructive testing. Composite Structures, v.71,p.439-446,2005.
ALBUQUERQUE M.C.F.; SILVEIRA P.M.; CASSOLA S.; BORTULUCCI A.A.;
Estudo do comportamento mecânico do concreto com borracha de pneu.
Revista Matéria, v.21 n2, pp416-428, 2016 – ISSN 1517-7076.
ALBUQUERQUE, A. C.; HASPARYN, N. P.; ANDRADE, M. A. S.; CORREA, M. I. E.;
NETO, M. M.; MACEDO, D. C. B.; CARDOSO, C. G.. Investigation of different
treatments in tire rubber With a View to concrete application. Conference on Use
of the Recycled Materials in Building and Structures, RILEM, Barcelona, 2004.
ALBUQUERQUE, P. J. R Estacas escavadas, hélice contínua e ômega: Estudo
do comportamento à compressão em solo residual de diabásio, através de
provas de carga instrumentadas em profundidade. 2001. 263f. Tese (Doutorado
em Engenharia) –– Escola Politécnica, Universidade de São Paulo, São Paulo,
2001.
227
ALBUQUERQUE, P. J. R. Análise do comportamento de estaca pré-moldada de
pequeno diâmetro, instrumentada, em solo residual de diabásio da região de
campinas. 1996. 225f. Dissertação (Mestrado em Engenharia Agrícola) – Faculdade
de Engenharia Agrícola, Universidade Estadual de Campinas, Campinas, 1996.
ALBUQUERQUE, P. J. R.; MASSAD, F.; FONSECA, A. V.; CARVALHO, D.;
SANTOS, J.; ESTEVES, E. C. Effects of the Construction Method on Pile
Performance: Evaluation by Instrumentation. Part 1: Experimental Site at the
State University of Campinas. Soil and Rocks, v. 34, n. 1, p 35-50, 2011a.
ALBUQUERQUE, P. J. R.; MASSAD, F.; FONSECA, A. V.; CARVALHO, D.;
SANTOS, J.; ESTEVES, E. C. Effects of the Construction Method on Pile
Performance: Evaluation by Instrumentation. Part 2: Experimental Site at the
Faculty of Engineering of the University of Porto. Soil and Rocks, v. 34, n. 1, p 51-65,
2011b.
ALBUQUERQUE, P. J. R.; MELO, E. O. Emprego de Extensômetros Elétricos de
Resistência para Instrumentação de Estacas Metálicas. In: CONGRESSO
BRASILEIRO DE MECÂNICA DOS SOLOS E ENGENHARIA GEOTÉCNICA, 17º,
2014, Goiânia-GO, Anais... Goiânia: ABMS, 2014. Documento eletrônico em CR-
ROM.
ALBUQUERQUE, P. J. R.; D.; V; LOBO, A. S . Comportamento de Estacas Pré-
Moldadas e Escavadas, Instrumentadas, em Solo Não Saturado. A Experiência
do Campo Experimental da Unicamp - Campinas. Geotecnia (Lisboa), Lisboa, v.
108, p. 46-66, 2006.
ALCANTARA JUNIOR, A. P.; CONCIANI, W.; FERREIRA, C. V.; BEZERRA, R. L.
Comparação entre o resultado de provas de carga e previsões com métodos
empíricos e teóricos. In: SEMINÁRIO DE ENGENHARIA DE FUNDAÇÕES
ESPECIAIS E GEOTECNIA, V SEFE, 2004, São Paulo. Anais... São Paulo: ABEF e
ABMS, 2004, v.2, p. 37-47.
228
ALI N.A., AMOS A.D. e ROBERTS M.; “Use of Ground Rubber Tyres in Portland
Cement Concrete” – Economic and Durable Construction through Excelience,
Proceedings of the International Conference, University of Dundee, Scontland, UK, 7-
9 September, 1993, Vol 2, 379-390.
ALMEIDA, M. P. B. Prova de carga rápida com recalque estabilizado. 2009. 79f.
Dissertação (Mestrado em Geotecnia) - Departamento de Geotecnia, Escola de
Engenharia de São Carlos da Universidade de São Paulo, 2009.
ALONSO, U.R.; Previsão e controle das fundações. Editora: Edgard Blücher Ltda,
São Paulo, 2ª reimpressão, 1998, p. 59-107.
AMANN, K. A. P. Metodologia semi-empírica unificada para a estimativa de
capacidade de carga de estacas. 2010. p. 41-75. Tese (Doutorado em Engenharia)
– Escola Politécnica, Universidade de São Paulo, São Paulo, 2010, 1 v.
AMANN, K. A. P. Análise matemática e paramétrica dos métodos de
interpretação da curva carga x recalque de estacas. In: CONGRESSO
NACIONAL DE GEOTECNIA, 11., 2008, Coimbra. Anais... Coimbra: 2008. CD-
ROM..
ANIP – ASSOCIAÇÃO NACIONAL DAS INDÚSTRIAS PNEUMATICAS - In: Boletim
Informativo da Bolsa de Reciclagem Sistema FIEP, 2015. Disponível:
http://www.anip.com.br/?cont=conteudo&area=32&titulo_pagina=Produção. Acesso:
15/07/2016.
ANJOS, G.J.M. Estudo experimental do comportamento de fundações
escavadas em solos tropicais. Tese de Doutorado. Departamento de Engenharia
Civil e Ambiental, Universidade de Brasília, DF,341p -2006..
Anuário Brasileiro da Borracha - Artefatos Leves, edição 1997, Ano II, nº 12 set/out,
97 Editora borracha atual pag 10-11.
229
AOKI, N.; VELLOSO, D. A. An aproximate method to estimate the bearing
capacity of piles. In: CONGRESO PANAMERICANO DE MECANICA DE SUELOS
Y CIMENTACIONESPASSMFE, 5., 1975, Buenos Aires. Anais... Buenos Aires:
Sociedad Argentina de Mécanica de Suelos e Ingenieria de Fundaciones, p.367-376.
ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 10004: Resíduos
Sólidos. Rio de Janeiro, 1987.
ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 11578: Cimento
Portland Composto - Especificação. Rio de Janeiro, 1997
ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 11578: Cimento
Portland Composto. Rio de Janeiro, 1991, versão corrigida 1997.
ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 11579: Cimento
Portland e Outros Materiais em Pó – Determinação da Finura por Meio da
Peneira 0,044 mm (Número 325). Rio de Janeiro, 2012.
ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 5738: Procedimento
para Moldagem e Cura de Corpos de Prova. Rio de Janeiro, 2003.
ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 5739: Concreto –
Ensaio de Compressão de Corpos-de-Prova Cilíndricos. Rio de Janeiro, 2007.
ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 6122: Projeto e
execução de fundações. Rio de Janeiro, 2010.
ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 6118: Projeto de
Estruturas de Concreto. Rio de Janeiro, 2007.
ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 7215: Cimento
Portland – Determinação da Resistência à Compressão. Rio de Janeiro, versão
corrigida 1997.
230
ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 7218: Agregados –
Determinação do Teor de Argila em Torrões e Materiais Friáveis. Rio de Janeiro,
2010.
ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 7222: Concreto e
Argamassa - Determinação da resistência à tração por compressão diametral
de corpos-de-prova cilíndricos. Rio de Janeiro, 2011.
ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 7477: Determinação
do Coeficiente de Conformação Superficial de Barras e Fios de Aço Destinados
a Armadura de Concreto Armado. São Paulo, 1982.
ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 7480: Aço destinado
a armaduras para estruturas de concreto armado - Especificação. Rio de
Janeiro, 2007.
ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 8522: Concreto –
Determinação do Módulo Estático de Elasticidade à compressão – Rio de Janeiro,
2008.
ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 9776: Agregados –
Determinação da Massa Específica de Agregados Miúdos Por Meio do Frasco
de Chapman. Rio de Janeiro, 1987.
ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR-12131: Estacas –
Provas de Carga Estática – Método de Ensaio, Rio de Janeiro, 2006.
ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR-12655: Concreto de
cimento Portland – Preparo, controle e recebimento - Procedimento, Rio de
Setembro, 2006.
231
ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR-6122: Projeto e
Execução de Fundações, Rio de Janeiro, 2010, 103 p.
ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBRNM 23: Cimento
Portland e Outros Materiais em Pó – Determinação da Massa Específica. Rio de
Janeiro, 2001.
ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBRNM 45: Agregados –
Determinação da massa unitária e do volume de vazios. Rio de Janeiro, 2006
ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBRNM 49: Agregado
Miúdo – Determinação de Impurezas Orgânicas. Rio de Janeiro, 2001.
ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBRNM 52: Agregado
Miúdo – Determinação de Massa Específica e Massa Específica Aparente. Rio
de Janeiro, 2009.
ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBRNM 53: Agregado
Graúdo – Determinação de Massa Específica, Massa Específica Aparente e
absorção de água. Rio de Janeiro, 2003.
ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBRNM 65: Cimento
Portland – Determinação do Tempo de Pega. Rio de Janeiro, 2003.
ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBRNM 67: Concreto –
Determinação da Consistência Pelo Abatimento do Tronco de Cone. Rio de
Janeiro, 1998.
ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBRNM 76: Cimento
Portland – Determinação da Finura pelo Método de Permeabilidade ao Ar
(Método de Blaine). Rio de Janeiro, 1998.
232
ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NM 248: Agregados –
Determinação da Composição Granulométrica. Rio de Janeiro, 2003.
AZMI, N. J.; MOHAMMED, B. S.; AL-MATTARNEH, H. M. A. Engineering
properties of concrete containing recycled tire rubber. International Conference
on Construction and Building Technology, Kuala Lumpur, Malaysia on 16-20 June
2008.
BAGUELIN,F.;VENON, J.P. Influence de la Compressibilité des Pieux sur la
Mobilisation des Efforts Résistants. In: Le Comportement des Sols Avant la
Rupture. Bulletin de Liaison des Laboratories des Ponts et Chaussées, n Spécial, p.
308-322, Mai. 1971
BARBOSA, M. B.; AKASAKI, J.L.; ALCANTARA, M.A.; Estudo da Resistência ao
Impacto em Concreto de Alto Desempenho com Resíduos Cinza de Casca de
Arroz e Borracha de Pneu In: Congresso Brasileiro do Concreto, 49º, 2007, CD-
ROM
BARBOSA, M.T.G. Avaliação do Comportamento da Aderência em Concretos
de Diferentes Classes de Resistência. Rio de Janeiro 2002, 203pps Tese
(Doutorado) - COPPE Universidade Federal do Rio de Janeiro.
BEWICK B. T.; SALIM, H. A.; SAUCIER, A.; JACKSON, C. Crumb rubberconcrete
panels under blast loads. Air Force Research Laboratory – Materials and
Manufacturing Directorate. University of Missouri, Columbia MO, 2010.
BITTENCOURT, D. M. A. Construção de uma ferramenta numérica para análise
de radiers estaqueados. 2012. 222f. Dissertação (Mestrado em Engenharia Civil) –
Escola de Engenharia Civil, Universidade Federal de Goiás, Goiânia, 2012.
BONY, J.C. ; CLAUDE, G.; SORETZ, S. Comparaison dês essais d’adhérence par
flexion ( beam test) et par traction ( pull-ou-test). Matériaux et Constructions, 6
(35): 395-401 Sept/Out. 1973.
233
BRANCO, C.J.M. Provas de carga dinâmica em estacas escavadas de pequeno
diâmetro com ponta modificada. 217p. Tese (Doutorado) – Universidade de São
Paulo- SP, 2006.
BRAVO, R. S. Análise de blocos de concreto com resíduo de borracha de pneu
e metacaulim. 75 f. Dissertação (Mestrado) - Curso de Engenharia Civil,
Departamento de Engenharia Civil, Universidade Estadual Paulista, Ilha Solteira,
2014.
BROMS, B. B. Lateral Resistance of Piles in Cohesive Soils. JOURNAL OF SOIL
MECHANICS AND FOUNDATION DIVISION, ASCE,SM2. 1964.
BUISMAN, A. S. K. De weerstand van paalpuntein in zand. De Inenieur 50, 1935,
BUTLER, H.D., HOY, H.E The Texas Quick Load Test Method for Foundation
Load Testing —Users Manual, FHWA IP—77.8, FHWA Implementation Division.-
1977., Washington, D.C
CAMBERFORT, M. Essai sur le comportemente em terrain homogène des piex
isolés et des groupes de piex. Annales – L’Instituite du Batiment et des Travaux
Public, n.204, p 1478-1518, Dec 1964
CAMPOS, W. C.; JACINTHO, A. E. P.G.A. Concreto com Adição de Fibras de
Borrachas: Um Estudo Frente às Resistências Mecânicas. Anais do XV Encontro
de Iniciação Científica da PUC-Campinas. Campinas, São Paulo,2010.
CANOVA, J. A.; BERGAMASCO, R.; ANGELIS NETO; G. DE; GLEIZE, P. J. P., A
utilização de resíduos de pneus inservíveis em argamassa de revestimento.
Acta Scientiarum. Technology, v. 29, n. 2, p. 141-149, 2008.
CAPPI, D. M., Recuperação ambiental de área erodidas como alternativa de
destino final de pneus inservíveis - Piracicaba 2004 Dissertação de Mestrado –
Escola Superior de Agricultura Luiz de Queiroz/USP.
234
CAQUOT, A. Equilibre des massifs à frottement interne. Gauthier-Villars,
Paris,1934, p. 1-91.
CARVALHO, D. - Análise de Cargas Ultimas de Tração de Estacas Escavadas,
Instrumentadas. em Campo Experimental de São Carlos-SP. São Carlos-SP,
EESCUSP, 1991. 204p. (Tese de Doutorado).
CARVALHO, D.; SOUZA. A. Análise do efeito do umedecimento do solo em
fundações rasas e profundas em solos porosos. In: Congresso Brasileiro de
Mecânica dos Solos e Engenharia de Fundações, 9, Salvador, ABMS/ABGE, Anais,
Salvador, v. 2, 1990, p. 109-114.
CARVALHO, J. C.; CUNHA, R. P.; MAGALHÃES, E. P.; SILVA, M. C.; SALES, M. M.
Análise da capacidade de carga de duas estacas escavadas a partir de provas
de carga lentas. In: CONGRESSO BRASILEIRO DE MECÂNICA DOS SOLOS E
ENGENHARIA GEOTÉCNICA, XII COBRAMSEG, 2002, São Paulo. Anais... São
Paulo: ABMS, 2002, v.3, p. 1305-1311.
CASSAN, N. Le essai in situ em mécaniche des sols. Tome Eyrolles, 2.nd, Paris,
1978.
CASTRO, P. F. Notas sobre estudo da aderência aço-concreto, Universidade
Federal Fluminense, Niterói, Rio de Janeiro 2000.
CHANG, M—F., ZHU. H., Construction Effect on Load Transfer along Bored
Piles. Journal of Geotech. and Geoenvir. Engrg. 130, 426 (2004).
CHAPMAN, R., SHAH, S., “Early-age bond strength in reinforced concrete”, ACI
Materials Journal, v. 84, n. 6 (Nov-Dec), pp. 501-510,1987.
CHIN, F.K. Discussion of Pile Test. Arkansas River Project. Journal for Soil
Mechanics and Foundation Engineering, ASCE, 1971, vol. 97, SM 6, pp. 930-932;
235
CHIN, F.K. Estimation of the Ultimate Load of Piles not carried to Failure.
Proceedings of the 2nd Southeast Asian Conference on Soil Engineering, 1970, pp.
81-90;
CINCOTTO, M. A. Utilização de Subprodutos e Resíduos na Indústria da
Construção Civil. Editora Pini Ltda Tecnologia das Edificações p.23-26. São Paulo,
1988.
CINTRA, J. C. A.; AOKI, N. Fundações por estaca: projeto geotécnico. OFICINA
DE TEXTOS. São Paulo, 2010. 96 p.
CINTRA. C.L.,PAIVA A.E., BALDO J.B. Argamassas de revestimento para
alvenaria contendo vermiculita expandida e agregados de borracha reciclada
de pneus - Propriedades relevantes. Cerâmica vol.60 nº 353, São Paulo Jan/Mar.
2014.
COYLE, H.M.; REESE, L.C. Load Transfer for Axially Loaded Piles in Clay.
JSMFD. Proc.of the ASCE, 1996, v. 92, SM2;
CUNHA, R. R; GOMES, A. N; MACEDO, R. V; SOUZA, P. S. L. Aproveitamento de
resíduo de borracha de pneu como agregado miúdo na produção de concreto:
influência na resistência mecânica. In: 53° Congresso Brasileiro do Concreto,
2011, Florianópolis. Anais: IBRACON – ISSN 2175-8182.
DAVISSON, M.T. High Capacity Piles. Proceedings of Lecture Series on
Innovations in Foundation Construction, ASCE, 1972, Illinois Section,
Chicago,March 22, pp. 81 -1 12;
DE BEER, E.; Different Behavior of Bored And Driven Piles. 1rd International
Geotechnical Seminar Deep Foundations on Bored and Auger Piles, Ghent, Belgica
1988, 47-82.
236
DÉCOURT, L Provas de carga em estacas podem dizer muito mais do que tem
dito. In: SEMINÁRIO DE ENGENHARIA DE FUNDAÇÕES ESPECIAIS, 6., 2008,
São Paulo. Anais... São Paulo: ABEF/ABMS, 2008. CD-ROM.
DÉCOURT, L. A Ruptura de Fundações Avaliada com Base no Conceito de
Rigidez. In: SEMINÁRIO DE ENGENHARIA DE FUNDAÇÕES ESPECIAIS, 3.,
1996,.São Paulo. Anais... São Paulo: ABEF/ABMS, 1996. p.215-224, v.1.
DÉCOURT, L. Bearing capacity of bored piles cast under bentonite. In: Pan
American Conference On Soil Mechanics And Foundation Engineering, 8,
Cartagena, Proceedings, Cartagena, 1987, v. 2, p. 519-523.
DÉCOURT, L. Predicted and measured bahavior of non displacement piles in
residual soils. In: Deep Foundations On Bored And Auger Piles, 2, Ghent,
Proceedings, Ghent, 1993, p. 369-376.
DÉCOURT, L. Prediction of load settlement relationships for foundations on the
basics of the SPT-T. In: Ciclo De Conferencias Internacinales Leonardo Zeevaert,
México, 1995, p. 87-104.
DÉCOURT, L. The behavior of a building with shallow foundations on a stiff
lateritic clay. In: VERTICAL AND HORIZONTAL DEFORMATIONS OF
FOUNDATIONS AND ENBANKMENTS, Texas, College Station, ASCE,
Proceedings, Texas, 1994, GSP nº 40, v. 2, p. 1505-1515
DÉCOURT, L. The behavior of a building with shallow foundations on a stiff
lateritic clay. In: Vertical And Horizontal Deformations Of Foundations And
Enbankments, Texas, College Station, ASCE, Proceedings, Texas, 1994, GSP nº 40,
v. 2, p. 1505-1515.
237
DÉCOURT, L.; QUARESMA, A. R. Capacidade de carga de estacas a partir de
valores de SPT. In: CONGRESO BRASILEIRO DE MECÂNICA DOS SOLOS E
FUNDAÇÕES VI, COBRAMSEG, 1978, Rio de Janeiro. Anais... Rio de Janeiro:
ABMS, 1978. v. 1, p. 45-54.
DEL PINO JÚNIOR, A. Análise do Comportamento Estrutural de Estacas Brocas
solicitadas por Esforços Transversais. Dissertação de Mestrado. Escola de
Engenharia de Ilha Solteira. UNESP, 2003.183p.
DUCATTI, V.A. Concreto de Elevado Desempenho: Estudo da Aderência com a
Armadura. São Paulo 1993. 259pps. Tese (Doutorado) – Escola Politécnica,
Universidade de São Paulo.
DUCATTI, V.A.; AGOPYAN, V. Concreto de Elevado Desempenho: Estudo da
Aderência com a Armadura. São Paulo. Departamento de Engenharia de
Construção Civil, EPUSP,.23pps1993. (Boletim Técnico, BT/PCC/113).
DUNNICLIFF, J. - Geotechnical Instrumentation For Monitoring Field
Performance. New York, A Wiley-Interscience Publication, 1988. p.74-8l.
EIRAS, J. N., SEGOVIA, F., BORRACHERO, M.V., et al. "Physical and Mechanical
Properties of Foamed Portland Cement Composite Containing Crumb Rubber
From Worn Tires", Material and Design, v.59, pp. 550-570, 2014.
ELL, S. M. Análise do comportamento à tração de estacas apiloadas
executadas em solos arenosos do interior do Estado de São Paulo.-- . 143p..
Dissertação (Mestrado em Engenharia Agrícola) – Faculdade de Engenharia
Agrícola, Universidade Estadual de Campinas, Campinas, 2003.
FARHAN, A. H.; DAWSON, A. R.; THOM, N. H. Characterization of rubberized
cement bound aggregate mixtures using indirect tensile testing and fractal
analysis. Construction And Building Materials,Amsterdam,v. 105, p. 94-102. dez.
2015.
238
FATTUHI, N. I.; CLARK, L. A. Cement-based materials containing shredded
scrap truck tyre rubber. Construction and building materials, v. 10, n. 4, pp.229-
236, 1996.
FAZZAN, J. V. Comportamento estrutural de lajes pré-moldadas treliçadas com
adição de resíduos de borracha de pneu. 170 f. Dissertação (Mestrado em
Engenharia Civil) – Faculdade de Engenharia, Universidade Estadual Paulista, Ilha
Solteira, 2011.
FAZZAN, J.V.; PEREIRA, A.M; AKASAKI, J.L.; Estudo da viabilidade de utilização
do Resíduo de Borracha de Pneu em Concretos Estruturais. Fórum Ambiental da
Alta Paulista - vol 12 n06 - 2016. Disponível em:
https://www.amigosdanatureza.org.br/publicacoes/index.php/forum_ambiental/article/
view/1484/1506. Acesso em: 18 abr 2017 ISSN 1980-0827
FELLENIUS, B. H. Test load of piles and new proof testing procedure. Journal of
Geotechnical Engineering Division, ASCE, v. 1, n° GT 9, September, 1975, p. 855-
869.
FELLENIUS, B. H. The analyses of results from routine pile load tests. Ground
Engineering, London, v. 13, n. 6, p.19-31, Sep., 1980.
FELLENIUS, B.H. (2012b). Critical assessment of pile modulus determination
methods— Discussion. Canadian Geotechnical Journal 49(1) Preprint.
FELLENIUS, B.H (20012a). Basic of Foundation Desing. Eletronic Edition .
FLEMING, W.G.K.; A new method for single pile settlement prediction na
analysis. Géotechnique 42, n° 3, 411-425 – 1992.
FONSECA, A. V. Relato da experiência portuguesa em ensaios de carga em
estacas. Parte I: Ações verticais. In: CONGRESSO BRASILEIRO DE MECÂNICA
DOS SOLOS E ENGENHARIA GEOTÉCNICA, XIII COBRAMSEG, 2006, Curitiba.
239
Anais... Curitiba: ABMS, 2006, Workshop – Campos Experimentais de Fundações, p.
91-134.
FONSECA, A.V.; FELLENIUS,B.H; SANTOS, J.A. Analysis of piles in a residual
soil. The ISC’2 prediction. Canadian Geotechincal Journal, 2007, Accepted for
publication in vol.1 January.
FONTOURA, S. A. B.; PAES, E. P. F. Residual stresses developed during pile
driving. Canadian Geotechnical Journal, 1985, p. 15-20.
FRANÇA, D. C. Provas de carga estáticas instrumentadas em profundidade em
estacas escavadas de grande diâmetro (Estacões). 2011. 230f. Tese (Mestrado
em Engenharia Civil) – Escola Politécnica, Universidade de São Paulo, 2011.
FRANÇA, V. H. Aderência aço-concreto – Uma análise do comportamento do
concreto fabricado com resíduos de borracha. Ilha Solteira 2004, 128f.
Dissertação (Mestrado) – Faculdade de Engenharia de Ilha Solteira. Universidade
Estadual Paulista.
FRANCISCO, G. M.; VELLOSO, D. A.; LOPES, F. R.; SANTA MARIA, P. E. L.;
ALONSO, U. R. Uma avaliação de métodos de previsão da capacidade de carga
de estacas hélice contínua. In: SEMINÁRIO DE ENGENHARIA DE FUNDAÇÕES
ESPECIAIS E GEOTECNIA, V SEFE, 2004, São Paulo. Anais... São Paulo: ABEF e
ABMS, 2004, v.2, p. 194-204.
FRANK, R.; ZHAO, S. R. "Estimation par les paramètres pressiométriques de
l'enfoncement sous charge axiale des pieux forés dans les sols fins", Bull.
liaison Labo P. et Ch., n° 119, mai-juin 1982, pp. 17-24.
FREITAS, C.; GALVÃO, L.; PORTELLA, K.; JOUKOSKI, A.; FILHO, C..
Desempenho fisico-quimico e mecânico de concreto de cimento Portland com
borracha de estireno-butadieno reciclada de pneus. Química Nova, vol. 32, p.
913-918, 2009.
240
FUKUMORI, K.; MITSUMASA, M; OKAMOTO,H Recycling technology of tire
rubber. Journal of Society of Automotive Engineers of Japan n.23, p.259-64 -2002
FUSCO, P. B., Técnica de Armar as Estruturas de Concreto., Editora Pini Ltda
265pps, São Paulo 1995.
GALVAN, R. C. Manual de cimentaciones profundas. Capítulo 7: pruebas de
carga. Sociedad Mexicana de Mecánica de Suelos, A.C. Mexico D.F. Mexico, 2001.
375p.
GESOGLU, M.; GÚNEYISI, E.. Permeability properties of self-compacting
rubberized concretes. Construction and Building Materials, vol. 25, p. 3319-3326,
2011.
GOTLIEB, M. Concepção de projetos e desempenho das fundações. In:
SEMINÁRIO DE ENGENHARIA DE FUNDAÇÕES ESPECIAIS E GEOTECNIA, VI
SEFE, 2008, São Paulo. Anais... São Paulo: ABEF e ABMS, 2008, v.1, p. 185-190.
GUSMÃO, A. D, Prática de fundações profundas no Nordeste, In: SEMINÁRIO
DE ENGENHARIA DE FUNDAÇÕES ESPECIAIS E GEOTECNIA VI, SEFE, 2008,
São Paulo. Anais... São Paulo: 2008. v. 1, 207 f.
HELENE, P. R. L., TERZIAN, P. Manual de Dosagem e controle do concreto,
Editora Pini, Brasília, DF, 1992.
HANSEN B., J. The ultimate resistence of rigid piles against transversal forces.
The Danish Geotechnical Institute, Copenhagen, Bulletin, n.12, 1961, p59.
HELENE, P. R. L.; TERZIAN, P. Manual de Dosagem e Controle do Concreto. 1
ed. São Paulo: Editora Pini Ltda, 349 pps,1993.
HELENE, P.;. Dosagem do concreto de Cimento Portland, In ISAIA, G.C., Editor.
In: Concreto: Ensino, pesquisa e realizações. São Paulo: v.1,p75-107, 2005
241
HOLMES, NAIL; DUNNE, KEVIN; O’DONNELL, JOHN. Longitudinal shear
resistance of composite slabs containing crumb rubber in concrete toppings.
Construction and Building Materials, v. 55, p. 365-378, 2014
HO-YOUNG, C.; SEUNG-RAE, L.; HYUN-IL, P.; DAE-HONG, K. Evaluation of
Lateral Load Capacity of Bored Piles in Weathered Granite Soil. Journal of
Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, ASCE, 139 (9). September 2013,
p. 1477-1489.
HUNTER A.H.;DAVISSON M.T. (1969). Measurements of pile load transfer.
Proceedings of Symposium on Performance of Deep Foundations, San Francisco,
June (1968, American Society for Testing and Materials, ASTM, Special Technical
Publication, STP 444, pp. 106 - 117.
IGNÁCIO, G. A; SILVA, M. H; FRAGA, R. S; MORAVIA, W. G. Avaliação do
Módulo de Elasticidade de concretos leves com adição de borracha. 53°
Congresso Brasileiro do Concreto, 2011, Florianópolis. Anais: IBRACON – ISSN
2175-8182.
MAZURKIEWICZ. K.: Test Loading Of Piles According To Polish Regulations.
Royal Sw. Acad. of Eng. Sciences, Stockholm, Comm. on Pile Research Report, nº
35, 1972, 20p.
KARDOS, A. J.; DURHAM, S. A. Strength, durability, and environmental
properties of concrete utilizing recycled tire particles for pavement
applications. Construction and Building Materials, v.98, p.832-845, 2015.
KEMP, E.L ; BREZNY, F.S ; UNTERSPAN, J.A. Effect of rust and scale on the
bond characteristics of deformed reinforcing bars. Journal of the American
concrete Institute, 65 (9) : 743-56, Sept. 1968.
242
KHALILITABAS, A. A; DEHGHANIAN, C; ALIOFKHAZRAEI, M. Corrosion behavior
of concrete modified with waste tire. Anti-Corrosion Methods and Materials, V. 52,
n. 2, p.76-85, 2011.
LAIBLE, M. Electrical Measurement of Mechanical Quantitites. Darmstadt.
Hottinger Baldwin Messtechnik GmbH. 225 p. 2000.
LEONHARDT, F., Construções de Concreto. (Tradução: João Merino). Rio de
Janeiro, Interciência, 6v, 1979.
LIMA, E.L.B.; DIAS L.M.M.; HALASZ, M.R.T. Reutilização da borracha
proveniente da recauchutagem de pneus para confecção de placas isolantes
termo acústicas In: Enciclopédia Biosfera, Centro Cientifico Conhecer – Goiânia,
v.10, v.18; p.3757 2014.
LOBO, B. O. Método de previsão de capacidade de carga de estacas: aplicação
dos conceitos de energia do ensaio SPT. 2005. 121f. Dissertação (Mestrado em
Engenharia) – Escola de Engenharia, Universidade Federal do Rio Grande do Sul,
Porto Alegre, 2005.
LONG, N.T. Le Pneusol: rappor des laboratoires. Paris.LCPC,1985, 37p. (série
GT-7)
LORENZI, V. et al. Avaliação do desempenho de estacas escavadas com o
método de alargamento de fuste. In: GEOSUL 2012, Porto Alegre. CD-ROM.
LYSE, Inge. Tests on consistency and strength of concrete having constant
water content. American Society for Testing and Materials, Proc., v. 32, part 2,
p.629-36, dec. 1932.
243
MADUREIRA, C. J. de; CRUZ, P. T. da. O uso de pneus descartados em aterros
reforçados São Paulo 2002. 285pps.Tese (Doutorado) – Escola da Politécnica da
USP - Universidade de São Paulo.
MARQUES, A.M.; CORREIA, J. R.; BRITO, J .. Post-fire residual mechanical
properties of concrete made with recycled rubber aggregate. Fire Safety Journal,
vol. 58, p. 49-5 7, 2013.
MARQUES, J. DE SOUSA; GUERRA, L; MORALES, G; CUGLER, C. S.
Interferência da adição de resíduos de borracha de pneus nas propriedades
mecânicas do concreto de cimento Portland. In: 53° Congresso Brasileiro do
Concreto, 2011, Florianópolis. Anais: IBRACON – ISSN 2175-8182
MARQUES, J.A.F.; MASSAD, F. Método das duas retas modificado aplicado a
estacas com bulbos. Anais.. [S.l.]: ABEF/ABMS, 2AD. -2004
MARTIN, H.; NOAKOWSKI, P., “Verbundverhalten von Betonstähl Untersuchung
auf der Grundlage von Ausziehversuchen”, Deutscher Ausschuss für
Stahlbeton,Heft 319, pps. 99 – 175, 1981.
MARZOLA, M. M., Análise do comportamento de estaca escavada de pequeno
diâmetro submetida a carregamento horizontal em solo não saturado
Dissertação (Mestrado em Engenharia Civil) - Faculdade de Engenharia Civil,
Arquitetura e Urbanismo, Universidade Estadual de Campinas, Campinas, 2016
MASSAD, F. Análise da transferência de carga em duas estacas
instrumentadas, quando submetidas a compressão axial. In: Seminário de
Engenharia de Fundações Especiais, 2, São Paulo, ABMS/ABMF, Anais, São Paulo,
Novembro, v. 1, 1991a, p. 235-244.
MASSAD, F. Fundamentação Matemática do Método da Rigidez de Décourt e
Definição de Seu Campo de Aplicação. SEFE VI, São Paulo, 2008, vol.1, pp 117-
131
244
MASSAD, F. Sobre a interpretação de provas de carga em estacas
considerando as cargas residuais na ponta e a reversão do atrito lateral. Parte
I: solos Relativamente Homogêneos. Revista Solos e Rochas, v. 15, nº 2, 1992, p.
103-115.
MASSAD, F. Sobre a interpretação de provas de carga em estacas
considerando as cargas residuais na ponta e a reversão do atrito lateral. Parte
II: Estacas Atravessando Camada de Solo mais Fraca e Embutida em Solo mais
Resistente. Revista Solos e Rochas, v. 16, nº 2, 1993, p. 93-112.
MASSAD, F.; LAZO, G. Método gráfico para interpretar a curva carga-recalque
de provas de carga verticais em estacas rígidas e curtas. In: CONGRESSO
BRASILEIRO DE MECÂNICA DOS SOLOS E ENGENHARIA GEOTÉCNICA XI,
COBRAMSEG, 1998, Brasília. Anais... Brasília: ABMS, 1998, v. 3, p. 1407-1414.
MASSAD, F.; WINZ, H. C. Capacidade de Carga de Estacas Verticais: Influência
da Velocidade de Carregamento em Provas de Carga. In: Seminário de
Engenharia de Fundações Especiais, 4, São Paulo, ABMS/ABEF, Anais, São Paulo,
v. 1, Julho, 2000, p. 177-190.
MATLOCK, H. e REESE, L.C. Foundation Analysis of Offshore Pile Supported
Structures. Proc. Fifth Int. Conference on Soil Mechanics and Foundation
Engineering, Paris, v.2, p. 91-97(1961).
MAULINE, N.M., ASTROVA, T.I. Etude de línfluence de la composition du béton
sur la adhérence acier-béton. Bulletin d´Information du Comitê Européen du Béton,
(48), avr. 1965.
MEDEIRO,L.F.; SAYÃO, S.F.; M.S DENISE.;SIERA, Ana Cristina C.F. Reuso de
Pneus em Geotecnia. In: Seminário Nacional Sobre Reuso/Reciclagem de
Resíduos Sólidos Industriais,29 a 31 ago.2000, São Paulo .Anais... São
Paulo:SEMA, 2000.
245
MEHTA, P. K.; MONTEIRO, P. J. M. Concreto: estrutura, propriedades e
materiais. São Paulo: IBRACON, 2008. 674 p.
MELO, N. B. Análise de provas de carga à compressão à luz do conceito de
rigidez. 2009. 3f. Dissertação (Mestrado em Engenharia Civil) – Faculdade de
Engenharia Civil, Arquitetura e Urbanismo, Universidade Estadual de Campinas,
Campinas, 2009.
MENEZES, S.M. Análise do comportamento de estacas pré-moldadas em solo
de alta porosidade do interior do Estado de São Paulo. São Paulo, SP. Tese de
Doutorado, EPUSP, 377p. (1997).
MESHGIN, P; XI, Y; LI, Y. Utilization of phase change materials and rubber
particles to improve thermal and mechanical properties of mortar. Construction
and Building Materials, v. 28, n. 1, p. 713-721, 2012.
MEYERHOF, G. G. The ultimate bearing capacity of foundations. Géotechnique
2, 1951, p. 301-332.
MILITITSKY, J. Provas de Carga Estáticas. In: Seminário de Engenharia de
Fundações Especiais, 2, São Paulo, ABMS/ABEF, Anais, São Paulo, v. 2,
Novembro, 1991, p. 203-228.
MILITITSKY, J.; ALVES, I. Discussions – Section 3.3: Building foundations. In:
INTERNATIONAL CONFERENCE ON GEOMECHANICS, IN TROPICAL LATERITIC
AND SAPROLITIC SOILS, 1., 1985, Brasília. Proceedings…São Paulo: ABMS, 1985.
p.45-48, v.4.
MINDLIN, R. D. Force at a point in the interior of a semi-infinite solid. Journal of
Applied Physics, [S.l.]: American Institut of Physics, v.7, p.195-202, 1936.
246
MIRANDA, M. P. de S.. Pneumáticos inservíveis e proteção do meio ambiente:
problemas e soluções. Jus Navigandi, Teresina, ano 11, n. 1092, 28 jun. 2002.
Disponível em: <http://jus.com.br/artigos/8564>. Acesso em: 20 out. 2014.
MONTEIRO, P. J. M., Microstructure of Concrete and its influence on the
mechanical properties, California 1985. 197pps.Tese (Doutorado).. University of
California, Berkeley.
MORSY, R.STUART.V.W, Use of the random decrement technique for
nondestructive detection of damage to beams. Materials And Structures,
Dordrecht, v. 49, n. 11, p. 4719-4727, 2016.
NACANO, M.; Capacidade de carga de estacas apiloadas confeccionadas com
solo-cimento plástico Dissertação de Mestrado – UNESP/FEIS, Ilha Solteira 2001
175p Disponível em: <http://hdl.handle.net/11449/147122>. Acesso em 10/02/2017.
NAVES, P,. Pneu velho vira tubulação para águas pluviais. A Tribuna do Paraná,
Cascavel, 31 out. 2016. Caderno Mundo. Disponível em:
http://www.tribunapr.com.br/noticias/parana/pneu-velho-vira-tubulacao-para-aguas-
pluviais/. Acesso em: 03/01/2017.
NEGRO, A.; FERREIRA, A. A. e SOZIO, L. E. Solos da Cidade de São Paulo —
Mesa Redonda, editado por Negro, A., Ferreira, A. A., Alonso, U. R. e Luz, P. A. C.,
ABMS/ABEF, São Paulo, 1992, cap. 13, pp. 297—328;
NOGUEIRA, R. C. R. Comportamento de estacas tipo raiz, Instrumentadas,
Submetidas à compressão axial, em solo de diabásio. 2004. 204 f Dissertação (
Mestrado em Engenharia Civil) - Faculdade de Engenharia Civil, Arquitetura e
Urbanismo. Universidade Estadual de Campinas, Campinas, 2004.
O’NEILL, M.W.; Side Resistance In Piles and Drilled Shafts. J. Geotech. And
Geoenvir Engrg., 2001, vol. 127, Issue1, pp.3-16
247
OLIVEIRA, F.C.L. : Parede-pneu : uma técnica construtiva para a arquitectura
solar passiva em Portugal. (projeto para uma pousada da juventude em Salreu)
Dissertação de Mestrado. Universidade de Coimbra- Faculdade de Ciências e
Tecnologia jul -2015 pp237 http://hdl.handle.net/10316/29924.
OLIVEIRA, O. J, CASTRO, R. Estudo da destinação e da reciclagem de pneus
inservíveis no Brasil. IN: 17° ENEGEP – Encontro Nacional de Engenharia de
Produção – 09 a 11 de outubro de 2007, Foz do Iguaçu, Paranáp. 25-31.
PAIKOWSKY, S.G.; Extrapolation of Pile Capacity from Non-failed Load Test.
FHWA publication number FHWA-RD-99-170, December 1999,169pp.
PANZERA, T. H.; STRECKER, K.; ASSIS, M. A. O.; PAINE, K. A.; WALKER, P. J.
Recycling of rubber waste into cementitiuos composites. In: 11º NOCMAT –
Non-Conventional Materials and Technologies, 6-9 September, 2009, Bath, UK.
PEIXOTO, A. S. P.. Estudo do Ensaio SPT-T e sua aplicação na prática da
Engenharia de Fundações. 359p. Tese (Doutorado) – Universidade de Campinas,
FEAGRI, Campinas, 2001.
PEREIRA, D.A.. Análise de provas de carga estática instrumentadas em estacas
escavadas em areia. Dissertação (Mestrado em Engenharia Civil) Universidade
Federal do Paraná,- Curitiba 2016 190p
PEREIRA, T.P.; Estudo do concreto de alto desempenho com adição de
borracha Dissertação de Mestrado – UNESP/FEIS, Ilha Solteira 2016 217p
Disponível em: <http://hdl.handle.net/11449/147122>. Acesso em 10/02/2017.
PÉREZ, N. B. M. Análise de transferência de carga em estacas escavadas em
solo da região de Campinas/SP. 2014. 171f. Dissertação (Mestrado em
Engenharia Civil) - Faculdade de Engenharia Civil, Arquitetura e Urbanismo,
Universidade Estadual de Campinas, Campinas, 2014.
248
PINHEIRO, E. G. Modelos Numéricos Aplicados à Vulcanização de Pneus. 2001,
125f. Dissertação (Mestrado em Engenharia) – Escola Politécnica. Universidade de
São Paulo, São Paulo.
PINTO, N.A.; FIORITI C.F.; Desempenho De Argamassas De Revestimento
Produzidas Com Borracha De Pneus. Mix Sustentável - vol 2 n. 2 -2016 pag 60-
66. Disponível em:
http://ojs.sites.ufsc.br/index.php/mixsustentavel/article/view/1499/891 Acesso em: 12
abr 2017
POULOS, H. G. Behavior of laterally loaded piles: I-single piles. J. Soil Mech.
Found. Div., 97(5), p. 711–731. 1971.
POULOS, H. G; DAVIS, E. H. Pile Foundations Analysis and Design. Canada:
Rainbow- Bridge Book Co.,1980. p.6-7; 15-17; 18-30; 354-363.
PRADO, B.S.; MACEDO, P.C.; TRIGO, A.P.M.; AKASAKI, J.L; MARQUES, M.L;
Verificação da eficiência do resíduo de borracha de pneu como
impermeabilizante .In: Congresso Brasileiro do Concreto, 49º, 2007, CD-ROM
PRANDTL, L. Uber die Eindringunsfestigkeit Plastisher Baustoffe und die
festigkeit von Schneiden. Zeitschrift fur Angewandte Mathematik um Mechanik 1,
1921, n° 1, p. 15-20
PRISZKULNIK, S.; KIRILOS, J. P. Considerações sobre a resistência à
compressão de concretos preparados com cimentos Portland comum tipos
CP-250, CP-320 e CP-400, e a sua durabilidade. In: ENCONTRO NACIONAL DA
CONSTRUÇÃO, 2, 8-13 dez. 1974, Rio de Janeiro, J. Anais. Rio de Janeiro: ENC,
1974.
QUEIRÓS, J. E. de; Avaliação do desempenho de argamassa à basse de
cimento Portland para rejuntamento de placas cerâmicas tipo II com adição de
pó de borracha de pneus. Dissertação de Mestrado – Universidade Federal do Rio
249
Grande do Norte Natal, 2015 78f Disponível em: <
http://repositorio.ufrn.br/handle/123456789/20819 Acesso em 12/03/2017
QUEIROZ, R. M. Tubos de concreto com adição de resíduos de borracha de
pneu. 2012. 91 f. Dissertação (Mestrado em Engenharia Civil) –Faculdade de
Engenharia, Universidade Estadual Paulista, Ilha Solteira, 2012.
RANDOLPH, M.F.; WROTH,C.P. Analysis of Deformation of Vertically Loaded
Piles. Journal of the Geotechinical Engineering. Div. ASCE, 1978, vol.104 nº GT 12,
pp1465-1487.
RECICLANIP. Reciclanip Coletou e Destinou mais de 114,5 mil toneladas de
Pneus Inservíveis no 1º trimestre de 2015. 2015. Disponível em: . Acessado em:
13 jul. 2015.
RECOMENDAÇOES DO RILEM TC 200-HTC. Mechanical concrete properties at
hightemperature - modelling and applications. Materials and Structures, vol. 38,
p. 913-919,2005.
REESE, L.C.; O’NEILL, M.W.; Generalizad Analysis of Pile Foundations. JSMFD,
ASCE, 1970 vol.96 SM1,235
REISSNER, H. Zum Erdduckproblem. In: International Conference on Applied
Mechanics, Delft, Proceedings, Delft, 1924, p. 295-311.
REYNOLDS, G. C., BEDDY, A., “Bond Strength of deformed bars”, In: Bond and
Concrete 23º, Londres, P. Bartoz, 1982.
RIBEIRO, J. L. D., Análise Experimental dos fatores que influenciam a
aderência em barras nervuradas. Porto Alegre 1985. 180pps. Tese (Mestrado).
Universidade Federal do Rio Grande do Sul-RS.
250
RILEM, FIP, CEB, “Essai portant sur l’adhérence des armatures du béton. 1.
Essai par flexion (7-II-28D). 2. Essai par tration (7-II-128), Recomamdations
Provisoires. Matériaux et Constructions, (mars – avr), v. 6, n. 32, pp. 96–105,1973.
ROBISON, M.D. – Tours de béton armé.– Paris, École Nationale de Ponts et
Chaussées,. v.3, 1963
ROMUALDO, A.C.A, SANTOS D.E, MENEZES W.P. Pneus Inservíveis como
Agregados na composição de concreto para calçadas de borracha. 3rd
International Workshop “Cleaner Production initiatives and Challenges for a
Sustainable World”. São Paulo Maio de 2011.
SANTOS, J. A.; PEREIRA, J. G. Dimensionamento de estacas sob acções
verticais estáticas. Apostila do curso “Projecto e ensaios de estacas sob acções
estáticas e dinâmicas” da Universidade Nova Lisboa, Out. 2002. Disponível em:
<http://www.civil.ist.utl.pt>. Acesso em: 21 abr. 2017.
SANTOS, M. R., SOUZA, A.D.: Avaliação de flechas de modelos de lajes
treliçadas, sem e com adição de resíduo de borracha de pneu. Revista
Internacional Construlink, Lisboa, v. 8, n. 23, p. 5-16, 2010.
SCALLET, M. M.; Comportamento de estacas escavadas de pequeno diâmetro
em solo laterítico e colapsível da região de Campinas/SP. 164f . Dissertação de
Mestrado Universidade Estadual de Campinas, Faculdade de Engenharia Civil,
Arquitetura e Urbanismo. Campinas, 2011.
SCHULZE, T. Análise da capacidade de carga de estaca escavada
instrumentada de pequeno diâmetro por meio de métodos semi-empíricos.
2013. 136f. Dissertação (Mestrado em Engenharia Civil) - Faculdade de Engenharia
Civil, Arquitetura e Urbanismo, Universidade Estadual de Campinas, Campinas,
2013.
251
SEGANTINI, A.A.S.; CARVALHO D. Provas de carga em estacas moldadas “in
loco” com solo-cimento plástico no solo colapsível de Ilha Solteira. São Paulo,
SP. IN: SEMINÁRIO DE FUNDAÇÕES ESPECIAIS E GEOTECNIA, 3, ABMS/ABEF,
V.2, p.111-122, 1996.
SEGANTINI, A.A.S.; Utilização de solo-cimento em estacas apiloadas para
obras de pequeno porte. 1994. 114f. Dissertação (Mestrado em Engenharia
Agrícola) – Faculdade de Engenharia Agrícola, Universidade Estadual de Campinas,
Campinas, 1994.
SEGANTINI, A.A.S.; Utilização de solo-cimento plástico em estacas escavadas
com trado mecânico em Ilha Solteira - SP. 2000. 103f. Tese (Doutorado em
Engenharia Agrícola) – Faculdade de Engenharia Agrícola, Universidade Estadual
de Campinas, Campinas, 2000.
SEGRE, N. Reutilização de borracha de pneus usados como adição em pasta
de cimento. Campinas, 1999. 142pps. Tese (Doutorado) – Instituto de Química,
Universidade Estadual de Campinas (Unicamp).
Sindicato dos Engenheiros no Estado de São Paulo (SEESP). Disponível em
http://www.seesp.org.br/site/index.php/asfalto-borracha. Acesso em 28 de janeiro de
2013.
SORETZ, S., “A comparison of beam test and pull-out test”, Matèriaux et
Constructions, v. 5, n. 28, (July-Aug), pp. 261-264, 1972.
SOROUSHIAN, P., CHOI, K., PARK, G., ASLANI, F., “Bond of deformed bars to
concrete: effects to confinement and strength of concrete”, ACI Materials
Journal, v. 88, n. 3, (May/June), pp. 227-232, 1991.
SOUZA, A. Estaca piloto instrumentada: uma ferramenta para o estudo da
capacidade de carga de estacas quando submetidas a esforços axiais de
252
compressão. São Paulo 2001, 295f. Tese (Doutorado) – Escola Politécnica da
Universidade de São Paulo
SOUZA, A. Utilização de fundações rasas no solo superficial de Ilha Solteira
São Carlos, SP. Dissertação de Mestrado, EESC-USP, 126p. 1994.
STEPHAN, A. M. Comparação entre os métodos de previsão de capacidade de
carga, estáticos, semi-empíricos e dinâmicos, com prova de carga estática
realizada em estacas pré-moldadas. In: IV CONGRESSO DE ENGENHARIA
CIVIL, 2000, Juiz de Fora. Anais... Juiz de Fora: v.2, p.653-665.
SUKONTASUKKUL, P.; CHAIKAEW, C. Properties of concrete pedestrian block
mixed with crumb rubber. Construction and Building Materiais, n. 20, p. 450-457,
2006.
SUNTHONPAGASIT, N.; DUFFEY, M.R. Scrap tires to crump rubber: feasibility
analysis for processing facilities. Resources Conservation & Recycling,
n.40,p.281-99 , 2004.
TEIXEIRA, A.H. Projeto e execução de fundações. In: SEMINÁRIO DE
ENGENHARIA DE FUNDAÇÕES ESPECIAIS E GEOTECNIA, 3., 1996, São Paulo.
Anais...São Paulo, 1996. p. 33-50. v1.
TEPFERS, R., “Cracking of Concrete cover along Anchored Deformed
Reinforced Bars”, Magazine of Concrete Research, v. 31, n. 106, (Mar), pp. 3-12,
1979.
TERZAGHI, K e PECK, R. B,: Mecánica de suelos en la ingeniería práctica, 2ª
edición, Barcelona. Ateneo Versión Española por Oreste Moretto 1980.
253
TERZAGHI, K e PECK, R. B Soil mechanics in engineering pratice 2, ed., New
York, John Willey & Sons (1967).
TERZAGHI, K., Theoretical soil mechanics. 1 ed. New York, John Willey & Sons –
1943
THOMAS, B. S.; GUPTA, R. C. Properties of high strength concrete containing
scrap tire rubber. Journal Of Cleaner Production, Amsterdam,p. 86-92, 2015.
TOPÇU, I. B. The properties of rubberized concretes. Cement and Concrete
Research, v. 25, n. 2, p.304-310, 1994.
VAN DER VEEN, C. The Bearing Capacity of a Pile. Proc. Third International
Conference Soil Mechanics Foundation Engineering, Zurich, 1953, vol. II, pp. 84-90;
VARGAS, M. História das fundações. História da engenharia de fundações no
Brasil. In: HACHICH, W.; FALCONI, F. F.; SAES, J. L.; FROTA, R. G. Q.;
CARVALHO, C. S.; NIYAMA, S. (Editores). Fundações: teoria e prática. 2ª ed. São
Paulo: PINI, 1998. p 34-50.
VARGAS, M. Provas de carga em estacas – Uma apreciação histórica. Revista
Solos e Rochas, São Paulo, v. 13 (único), 1990, p. 3-12.
VELLOSO, D. A., LOPES, F. R.. FUNDAÇÕES: Fundações Profundas. Volume 2.
São Paulo: Oficina de Textos, Nova Edição, 2010.
VIANA,E.B.; FERREIRA, A.A; ZANFOLIM,A.P.; ALVES, A.L.; Incorporação de
resíduos da recauchutagem de pneus no concreto para fabricação de lajotas
de pavimentação In: 88º ENIC – Encontro Nacional da Industria da Construção ,
Foz do Iguaçu,2016.
254
VIEIRA, F.M.P.. Estudo do Comportamento da Aderência das Barras de Aço no
Concreto de Alta Resistência com Adição de Microssílica. Porto Alegre 1994.
107p. Dissertação (Mestrado) – Universidade Federal do Rio Grande do Sul.
VIEIRA, R.; SOARES, R.; PINEIRO, S.; PAIVA, O.; ELEUTERIO, J.;
VASCONSELOS, R.. Completely random experimental design With mixture and
process variables for optimization of rubberized concrete. Construction and
Building Materials, vol. 24(9), p.1754-1760, 2010.
VORCARO, M. C. e VELLOSO, D. A. Avaliação de carga última em estacas
escavadas por regressão linear. In: SEMINÁRIO DE ENGENHARIA DE
FUNDAÇÕES ESPECIAIS E GEOTECNIA, 4., 2000, São Paulo. Anais... São Paulo:
ABEF/ABMS, 2000, p. 331-344. v. 2
WINKLER, E.,. Die Lehre Von Elasticitaet Und Festigkeit. 1st Edn., H. Dominicus,
Prague. 1867
ZAMMATARO, B. B. Estudo de Comportamento de Estacas Tipo Escavadas e
Hélice Continua Submetidas a Esforços Horizontais. Tese de Mestrado.
Unicamp. 2007. 187p. 2007