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Aplicação de um sistema rigoroso de controle na execução das estacas cravadas na Arena Grêmio

Do Val, Eduardo Cerqueira Do Val Engenharia Consultiva Ltda., São Paulo, SP, eduardo@doval.eng.br

Uemura, Sérgio Alexandre Do Val Engenharia Consultica Ltda., São Paulo, SP, sergio@doval.eng.br

Resumo: Peculiaridades geológico-geotécnicas existentes no local de implantação da Arena Grêmio causaram comportamentos inesperados das estacas cravadas em relação às suas capacidades esperadas com base nos métodos semiempíricos usuais, revelados após ensaios de carregamento dinâmicos de rotina. A inaplicabilidade de métodos baseados em sondagens SPT para definição das cargas admissíveis das estacas levou à adoção de um sistema de controle executivo que assegurasse um bom desempenho das fundações. Tal sistema contemplou a execução de “provas de carga” em todas as estacas, utilizando-se um método simplificado baseado na nega e repique registrados com energia crescente, proposto por Aoki (2009). Dessa maneira foi possível estabelecer as probabilidades de falha em cada bloco, subsidiando a construtora na sua decisão da aceitabilidade da fundação.

Abstract: Existing geological-geotechnical peculiarities on the site of the Gremio Arena caused unexpected response of the driven piles with respect to their estimated capacities based on usual semi empirical methods, as revealed by routine dynamic loading tests. The non-applicability of methods based on SPT borings for the definition of allowable loads on the piles led to the adoption of a construction control system that assured a good performance of the foundations. Such system envisioned “load tests” carried out on all piles, using a simplified procedure based in sets and rebounds registered under increasing energy, proposed by Aoki (2009). In this way it was possible to establish the probabilities of failure in each block, thus subsidizing the general contractor in his decision of the foundation acceptability. 1 DESCRIÇÃO A Arena Grêmio, situada na região norte de Porto Alegre, no bairro de Humaitá, junto à divisa com Canoas, será um estádio moderno padrão FIFA para 60.000 espectadores. Sua estrutura principal é de concreto armado, provida de cobertura metálica, e foi dividida em dez setores: Norte, Nordeste, Leste 1, Leste 2, Sudeste, Sul, Sudoeste, Oeste 1, Oeste 2 e Noroeste, totalizando aproximadamente 345.000 m² de área construída. O ingresso de pedestres será feito por meio de um mezanino constituído por uma estrutura metálica em anel em torno do estádio, provida e rampas.

O subsolo da região está inserido numa planície flúvio-lagunar com banhado da Bacia Sedimentar de Pelotas, assim descrita por Dias et al (2009):

O sistema deposicional Laguna-Barreira IV isolou

essa área em depressão, ficando representada pelo

sistema lagunar Guaíba-Gravataí. A posterior

sedimentação trazidas pelos rios transformou essa

depressão em ambientes de sedimentação fluvial,

lagunar e paludal e, posteriormente, importantes

depósitos turfáceos se desenvolveram.

De idade Holocênica, este padrão configura-se em

uma extensa área plana, localizada ao norte do

município, apresenta cotas altimétricas inferiores aos

20 m e com declividades menores do que 2%. A rede

de drenagem é representada pelos banhados e por

canais retilinizados.

Este conjunto de formas de relevo é constituído

por depósitos do sistema Laguna-Barreira IV,

caracterizado como depósitos de planície associados

a canais fluviais, apresenta areias grossas e

conglomeráticas. Os solos são classificados como

gleissolos, planossolos localizados em áreas de

acumulação de água, são caracterizados como um

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ambiente que evidencia a ausência de oxigênio

propiciando processos de acumulação de material

orgânico e intensa redução química.

Esses paleocanais citados por Dias et al (2009)

devem ter sido a origem de certa heterogeneidade observada nas sondagens. Os setores Norte, Nordeste, Leste 1 e 2 e Sudeste são caracterizados basicamente por uma camada de argila mole, com espessura variando de 5 a 7 m, sobrejacente a uma areia siltosa média que se estende até cerca de 20 m, onde se encontra uma camada de areia com pedregulhos esparsos, seguida de outras areias ora mais finas, ora mais grossas, com lentes de argilas nas redondezas de 30 m de profundidade. Já nos setores restantes a camada de argila mole apresentou maiores espessuras, entre 12 e 14 m, e a camada de areia com pedregulhos esparsos nem sempre foi detectada nas sondagens.

O mezanino tem como fundações estacas hélice contínua monitorada. Estas estão em fase final de execução seguindo-se os padrões usuais de controle e não serão tratadas neste artigo.

Já a fundação da Arena é composta por estacas pré-moldadas de concreto armado e perfis metálicos, cujas seções e respectivas cargas de trabalho estão apresentadas na Tabela 1. Foram cravadas 2883 estacas com comprimento médio de 25 m, 91% das quais são estacas pré-moldadas e os 9% restantes perfis metálicos. A maioria dos blocos é composta por quatro ou duas estacas, mas as caixas principais são apoiadas em blocos de 16 a 40 estacas, conforme ilustrado na Fig. 1.

Tabela 1 – Dimensões e cargas das estacas

Originalmente, o projeto pré-fixou os comprimentos a serem cravados em cada bloco, independentemente da nega obtida.

No entanto, os resultados dos primeiros ensaios de carregamento dinâmico (ECDs) executados conforme NBR 13208:2007 como rotina do controle de qualidade da obra indicaram alguns casos de

capacidade de carga insatisfatórios, demonstrando insuficiência de comprimento de estacas.

Para corrigir essas não conformidades, o critério de paralisação da cravação das estacas foi alterado, passando de comprimentos pré-fixados para resistências medidas ao final da cravação.

No entanto, a aplicação do critério usual de nega, calculada pelas fórmulas Dinamarquesa e de Janbu (Poulos e Davis, 1980) levariam a comprimentos ainda menores do que aqueles obtidos por métodos semiempíricos que se revelaram insuficientes.

Fig. 1 – Planta chave da Arena Grêmio.

Diante de tal cenário, onde as previsões, fossem elas baseadas nas fórmulas semiempíricas, fossem nas negas, não encontravam comparação razoável com a realidade representada pelas ECDs, a solução, proposta pelo Prof.º Nelson Aoki, foi executar provas de carga em todas estacas. Isso permitiria à Obra decidir pela aceitação ou não de cada bloco de estacas com base numa avaliação criteriosa da probabilidade de falha. Obviamente, não se cogitou em realizar tais provas de carga utilizando-se equipamento PDA (pile driving analyzer) e muito menos provas de carga estáticas (PCEs), seja pelos custos, seja pelos prazos envolvidos. Aplicou-se então o novo processo baseado em negas e repiques sob energias crescentes, denominado “D+s” desenvolvido também por Aoki (2009). Nos itens seguintes são descritos os critérios de análise e o procedimento de controle adotado. 2 SONDAGENS Até os primeiros ECDs acusarem insuficiência de carga em algumas estacas, haviam sido realizadas duas campanhas de sondagens de simples reconhecimento com SPT (NBR 6484:2001), uma pela Fundasolos em 2009 e a outra pela Geotec em 2010. Uma terceira campanha, executada pela

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Concremat em 2011 confirmou alguma paridade nos perfis de resistência com a profundidade até cerca de 20 m, onde ocorrem as primeiras camadas com pedregulhos, assim como as disparidades abaixo dessa profundidade. Na Fig. 2 são comparados os perfis de três furos próximos, situados no setor Norte. Tais resultados não permitiram estabelecer correlações minimamente confiáveis entre comportamentos previstos e observados por meio da aplicação dos métodos semiempíricos consagrados pela prática nacional (Aoki-Velloso, 1975, Décourt-Quaresma, 1978, etc.).

Fig. 2 - Comparação de três sondagens próximas entre si, no setor Norte.

Assim, foram executados ensaios de penetração de cone in situ conforme NBR 12069:1991 (sondagens CPTu) para estabelecer um perfil de resistência com a profundidade mais confiável até a camada com pedregulho. Para além dessa profundidade, recorreu-se a extrapolações, conforme descrito a seguir.

3 CRITÉRIOS DE ANÁLISE Aplicando-se o método semiempírico de Philipponnat (1978), foram geradas curvas teóricas “carga de ruptura x profundidade” baseadas nas sondagens CPTu. Essas curvas foram extrapoladas abaixo da camada com pedregulho utilizando linhas de

tendência exponenciais ou logarítmicas, conforme a aderência observada dos pontos.

Comparando-se essas curvas com os resultados dos ECDs próximos foi possível calibrar a fórmula de Philipponnat introduzindo-se um coeficiente de ajuste “Ck” para cada sondagem CPTu e para cada tipo e bitola de estaca em particular. Pôde-se assim estabelecer previsões de comprimentos mais confiáveis, porém ainda estimadas, sujeitas a confirmação.

Tal confirmação foi feita por meio de “provas de carga” D+s e ECDs, recravando-se aquelas estacas cujos resultados não atendiam às solicitações de projeto.

Na análise dos resultados dos ECDs realizados sobre estacas de diversas idades foi constatado o fenômeno de regeneração do solo (“set-up”), em que a carga de ruptura aumenta ao longo do tempo (ver item 4). Assim, na avaliação do desempenho de cada estaca foi levado em conta o efeito de set-up.

Dessas considerações foi possível então se determinar, para cada bloco, as cargas resistentes características e sua variabilidade e, por comparação estatística com as cargas solicitantes características e respectiva variabilidade, tal como informada pelo projeto estrutural, a probabilidade de falha de cada bloco. Esse procedimento foi adotado também por recomendação do Prof.° Nelson Aoki com vistas a atender às exigências estabelecidas pela nova NBR 6122:2010.

4 AVALIAÇÃO DO “SET-UP”

Para definição do “set-up” a ser adotado nas previsões de comportamento foram analisados ECDs realizados sobre a mesma estaca em datas diferentes. Depois, foi feita uma comparação estatística entre cargas de ruptura iniciais e finais.

Na Tabela 2 estão apresentadas as cargas medidas e respectivas datas e, na Fig. 3, o gráfico de cargas resistentes iniciais (Rinicial) x cargas resistentes finais (Rfinal) de estacas de concreto. Como mostrado nessa figura, os pontos assim definidos estão razoavelmente alinhados ao longo de uma reta cujo coeficiente angular é igual a 1,25. Dessa forma, foi adotado para fins de previsão de capacidade de carga das estacas de concreto um “set-up” igual a 25%.

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Tabela 2 – Cargas de ruptura medidas em estacas de concreto em diversas datas

Fig. 3 - Gráfico Rinicial x Rfinal.

5 MÉTODO D+s

Este método tem como finalidade estimar a capacidade de carga ao final da cravação, obtida a partir das negas (s) e repiques (K) tomadas sob energias crescentes de cravação, conforme Fig. 4.

Fig. 4 - Gráfico nega e repique

Com os valores de K, s e E é possível gerar curvas “resistência x deslocamento”, (Fig. 5 e 6), a partir da seguinte formulação:

E = Pm ∙ h ∙ ef (1)

E = energia Pm = peso do martelo de cravação h = altura de queda ef = eficiência do sistema de cravação R = (Z ∙ E) ÷ (s + D) (2) R = resistência Z = zeta s = nega D = deslocamento total K + s

Seção

(cm) Data Qrup. (tf) Data Qrup. (tf)

Nordeste E13 60 16/02/2011 350 01/03/2011 470

Nordeste E109 42 27/09/2010 197 01/03/2011 320

Nordeste E112 42 27/09/2010 147 15/10/2010 250

Leste 2 E169 60 15/02/2011 189 02/03/2011 215

Oeste 1 E09 60 17/11/2010 445 02/03/2011 525

Oeste 1 E172 50 03/02/2011 189 02/03/2011 230

Oeste 2 E80 50 15/02/2011 380 02/03/2011 435

2°. EnsaioSetor Estaca 1°. Ensaio

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Fig. 5 – Exemplo de curva D+s com ruptura bem definida.

Fig. 6 – Exemplo de curva D+s com ruptura definida pela curva média extrapolada.

Quando a ruptura é bem caracterizada na curva

adota-se como resistência última aquela correspondente ao pico, tal como mostrado na Fig. 5, ou aquela correspondente à reta aproximadamente vertical que define o platô de escoamento.

No caso em que não foi possível identificar a ruptura, foi adotada, de acordo com a recomendação da NBR 6122, aquela correspondente à intersecção da

curva média extrapolada com a reta elástica deslocada, tal como mostrado na Fig. 6. 6 PROBABILIDADE DE FALHA

Para cada bloco da Arena Grêmio foi determinada a probabilidade de falha, adotando o método probabilístico divulgado também pelo Prof. Nelson Aoki (2002).

Rrup

Ponto de ruptura

Cruzamento reta elástica deslocada x curva média

Rrup

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A probabilidade de falha foi determinada a partir das curvas de distribuição estatística de solicitação S, representada pelo valor médio Sm e o desvio padrão σS, e a curva de resistência R pelo valor médio Rm e o desvio padrão σR, conforme apresentado na Fig. 7.

Os valores médios representam o valor mais provável de cada variável e os desvios padrões, que definem os pontos A e B de inflexão das curvas, mede a dispersão em torno do valor médio das variáveis independentes S e R. Esta dispersão pode ser expressa pelos coeficientes de variação, conforme as equações 3 e 4:

�� � ��/��– coef. de variação da solicitação (3) � � �/�� – coef. de variação da resistência (4)

A distância MS, que separada a solicitação média da resistência média, pode ser diretamente relacionada à segurança e a confiabilidade, ou seja, quanto maior for esta distância maior será a segurança e confiabilidade da fundação. Considerando que a solicitação e a resistência sejam estatisticamente independentes, a margem de segurança M pode ser definida pela diferença entra as curvas de resistência R e a solicitação S, ver equação 5.

� � � � �� (5)

Deste modo, a falha ocorre quando M < 0, ou seja, quando R ≤ S, e a fundação é bem sucedida quando M > 0. Portanto, pode-se afirmar que o afastamento entre as duas curvas, determinada pela margem de segurança, é uma medida direta da confiabilidade da fundação. Neste caso a distribuição normal de S e de R, desvio padrão σM da função margem de segurança M vale:

�� � ��

� � ����,� (6)

O valor mais provável de margem de segurança é o valor médio MS que vale:

�� � �� � ��� (7)

Assim, a confiabilidade média pode ser quantificada pelo quociente entre MS e σM, que é a margem de segurança, denominada índice de confiabilidade (ou índice de segurança) β:

� � ��/�� (8) A probabilidade de falha pf é uma função direta do índice de confiabilidade: �� � 1 �� �� (9) 7 RELAÇÃO ENTRE O MÉTODO D+s E O

ENSAIO DE CARREGAMENTO DINÃMICO

Comparando-se os resultados obtidos pelo método D+s com os resultados dos ensaios de carregamento dinâmico, resulta uma reta cujo coeficiente angular é igual a 0,91, conforme apresentado na Tabela 3 e Fig. 8. 8 PROCEDIMENTO DE CONTROLE DE

CRAVAÇÃO DAS ESTACAS

Em função dos estudos elaborados para calibração do método de Philliponnat para estimativa preliminar dos comprimentos das estacas e do processo D+s para determinação da carga de ruptura ao final da cravação, foram estipulados, em comum acordo com a projetista, o consultor especial, Prof. Nelson Aoki, e a gerência da Obra, os procedimentos de controle de cravação das estacas.

Por meio desse controle foi possível se estabelecer, para cada bloco, a probabilidade de ocorrência de falha, bem como o correspondente fator de segurança associado, os quais subsidiaram a gerência da Obra no estabelecimento dos critérios de aceitação de cada bloco.

Fig. 7 - Curva de densidade de probabilidade de solicitação e resistência.

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Tabela 3 – Comparação de cargas medidas por diferentes métodos

Fig. 8 – Comparação dos resultado da Metodo D+s e ECDs.

8.1 Estacas a serem cravadas Para as novas estacas foram estimados os comprimentos mínimos necessários seguindo-se os critérios apresentados no item 3. Ao atingir tais comprimentos, cada estaca era submetida ao ensaio de energia crescente (D+s). Considerando a resistência R assim obtida e a solicitação S informada pelo projetista estrutural, calculava-se o fator de segurança individual FS = R/S. A depender do valor de FS, a estaca seria aceita ou não conforme os seguintes critérios:

• FS ≥ 2,0 – estaca boa, pode ser arrasada; • 1,6 ≤ FS < 2,0 – consultar a projetista e/ou o

consultor de solos; • FS < 1,6 – prosseguir a cravação mais 2,0 m e

refazer o ensaio.

No cálculo de R pelo método D+s diferenciaram-se as estacas de concreto das estacas metálicas conforme os parâmetros a seguir:

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8.1.1 Estacas de concreto

• Zeta =1,54; • Eficiência do Martelo:

Hidráulico de 7 tf = 0,8; Hidráulico de 4 tf = 0,6; Queda livre = 0,4.

• Set-up = 25%

8.1.2 Estacas metálicas

• Zeta = 1,22; • Eficiência do Martelo:

Hidráulico de 7 tf = 0,98; Hidráulico de 4 tf = 0,72; Queda livre = 0,48.

• Set-up = zero 8.2 Estacas já cravadas

Nos setores onde havia estacas cravadas foram feitas análises estatísticas individualizadas, bloco a bloco, para se determinar a probabilidade de falha.

Para tal análise foram estimadas as cargas de ruptura das estacas a partir dos comprimentos cravados e da curva “carga de ruptura x profundidade” do CPTu correspondente, calibrado pelos ECDs com FS = 1,60.

A caracterização dos esforços solicitantes pelas cargas características aplicadas às estacas e o respectivo coeficiente de variação (14%) foram fornecidos pela projetista estrutural. Foram fornecidos explicitamente os esforços dos setores norte, nordeste, leste 1, leste 2 e sudeste. Para os demais setores a projetista estrutural informou ser aplicável o princípio de simetria.

Com as cargas de ruptura e cargas de trabalho foram determinados os fatores de segurança para cada estaca e bloco, FSlocal e FSbloco respectivamente e aplicados os seguintes critérios de aceitação: • FSbloco ≥ 1,6 e todas estacas com FSlocal ≥ 1,50 –

bloco OK; • Uma ou mais estacas do bloco com FSlocal ≤

1,50 – recravar essas estacas. Porém antes de iniciar a recravação devia-se realizar o ensaio de energia crescente (D+s) e avaliar o resultado. Caso resultasse FS ≥ 2,00, a estaca era liberada para ser arrasada; caso contrário, deveria ser recravada conforme item 8.1.

• Para as estacas submetidas a ECD ou PCE (prova de carga estática), FSlocal ≥ 1,60.

9 PROVA DE CARGA ESTÁTICA

Para atender as prescrições da NBR 6122:2010 foi executada uma prova de carga estática no setor Oeste 2 da Arena sobre uma estaca Ø50 cm, com carga de trabalho de 100 tf, cravada conforme os procedimentos descritos no item 8.

A prova de carga foi realizada com carregamento rápido, conforme NBR 12131:2006.

A ruptura do sistema ocorreu com a carga de 1819 kN, conforme Fig. 9. Deste modo, o fator de segurança obtido foi de 1,8, o que atende aos critérios de aceitabilidade apresentados no item 8.2.

Fig. 9 – Gráfico carga recalque da prova de carga estática.

10 COMENTÁRIOS FINAIS

O sistema de controle executivo aplicado na cravação das estacas pré-moldadas e metálicas da Arena Grêmio permitiu que as estacas fossem cravadas com perdas mínimas, não mais do que os comprimentos estritamente necessários para atender às solicitações específicas de cada bloco.

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Fig. 10 – Exemplos dos Boletins de campo. Além disso, permitiu oferecer aos engenheiros

responsáveis pela Obra os subsídios necessários para que eles julgassem a aceitabilidade da fundação, bloco a bloco, tomando por base a probabilidade de falha e o fator de segurança. Note-se que, dessa forma, as responsabilidades foram atribuídas a quem de direito, ou seja, à projetista e aos consultores coube a responsabilidade de apresentar um retrato o mais fidedigno possível da condição de cada bloco e, aos engenheiros responsáveis pela Obra, a responsabilidade pela liberação dos serviços executados. Em que pese tais vantagens desse controle rigoroso da execução das estacas, há que se reconhecerem algumas importantes dificuldades enfrentadas. A qualidade dos gráficos de nega e repique coletados pelos apontadores de campo variava conforme o zelo de cada apontador. A Fig. 10 ilustra dois boletins recebidos do campo, onde se notam as marcantes diferenças para interpretação dos valores de D e s medidos. Diferentemente do controle usual apenas por nega ou mesmo repique, onde a aceitação da estaca é decidida imediatamente ao final da cravação pelo próprio fiscal de campo, com o sistema D + s é necessária uma análise, às vezes com algum grau de interpretação, por engenheiro devidamente instruído. Isso demanda

algum tempo e, na Obra da Arena Grêmio, essa análise era feita ao fim do dia. Ou seja, só no dia seguinte a equipe de cravação sabia se a estaca estava boa ou se precisava ser recravada, prejudicando o bom andamento da Obra. Para permitir a coleta dos valores D e s as estacas tinham que sobrar cerca de 1 m acima do terreno, inviabilizando o emprego de “suplemento” ou “prolonga” (coluna de aço provida de capacete que permite cravar a estaca abaixo do nível do terreno).

11 AGRADECIMENTOS O desenvolvimento desse trabalho só foi possível graças à equipe de obra da Construtora OAS Ltda. cujo empenho os autores reconhecem. A participação da projetista das fundações, Nouh Engenharia Ltda., e da projetista da estrutura, EGT Engenharia Ltda., no fornecimento de dados e nas ricas discussões técnicas muito contribuíram com a definição dos critérios de controle executivo. E a brilhante atuação do Prof. Nelson Aoki como idealizador e orientador da implantação do sistema foi vital ao sucesso atingido.

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12 REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS NBR 6122 – Projeto e execução de fundações,

ABNT, 2010. NBR 6484 – Solo – Sondagens de simples

reconhecimento com SPT – Método de ensaio, ABNT 2001

NBR 12069 – Solo – Ensaio de penetração de cone

in situ – Método de ensaio. ABNT, 1991 NBR 12131 – Estacas – Prova de carga estática –

Método de ensaio. ABNT, 2006 NBR 13208 – Estacas – Ensaios de carregamento

dinâmico. ABNT, 2007 AOKI, N. (2002) Probabilidade de falha e carga

admissível de fundação por estacas. Revista Militar de Ciência e Tecnologia, v. XIX, Resende, RJ, 48-64

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segurança. SEFE VI, São Paulo, SP.

AOKI, N. (2009) Provas de carga dinâmicas em

estacas. Anotações de aula, Escola de Engenharia de São Carlos, USP, São Carlos, SP.

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município de Porto Alegre RG. XIII Simpósio Brasileiro de Geografia Física Aplicada, Universidade Federal de Viçosa, Viçosa, MG.

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