Fundações e Tratamento de Solos com Recurso à Técnica de … · Resumo Com a evolução dos...
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Fundações e Tratamento de Solos com Recurso à Técnica de Full Displacement Piles Letícia da Conceição Melo Moniz Dissertação para obtenção do Grau de Mestre em Engenharia Civil Orientador: Professor Alexandre da Luz Pinto Júri Presidente: Professor Doutor Jaime Alberto dos Santos Orientador: Professor Alexandre da Luz Pinto Vogal: Professor Doutor Peter John Bourne-Webb Outubro 2014
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Fundações e Tratamento de Solos com Recurso à Técnica
de Full Displacement Piles
Letícia da Conceição Melo Moniz
Dissertação para obtenção do Grau de Mestre em
Engenharia Civil
Orientador: Professor Alexandre da Luz Pinto
Júri
Presidente: Professor Doutor Jaime Alberto dos Santos
Orientador: Professor Alexandre da Luz Pinto
Vogal: Professor Doutor Peter John Bourne-Webb
Outubro 2014
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“A Ciência permanecerá sempre a satisfação do
desejo mais alto da nossa natureza, a
curiosidade; fornecerá sempre ao Homem o
único meio que ele possui de melhorar a própria
sorte”.
Renan, O Futuro da Ciência
.
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Resumo
Com a evolução dos tempos, a necessidade de conceber novas técnicas de fundações profundas
otimizando os recursos utilizados durante a sua execução aumentou, devido essencialmente à
necessidade de reduzir o custo de produção. As full displacement piles (FDP) surgiram como
evolução das técnicas mais utilizadas na atualidade e encontram-se em crescimento significativo no
mercado, principalmente em países como o Reino Unido e Itália, em grande parte pelas condições
geológicas e vantagens ambientais adquirida sobre as restantes técnicas, como estacas moldadas, e
devido à relação custo-produção.
As estacas FDP encontram-se na categoria de estacas de deslocamento, tal como a estacas
cravadas, no entanto são executadas in situ e apresentam um baixo nível de ruído e vibração, tendo
em conta o deslocamento horizontal que provocam.
Esta dissertação tem como principal objetivo estudar este tipo de fundações profundas,
nomeadamente o seu processo construtivo, parâmetros que influenciam a sua execução, qual o efeito
da sua instalação no solo e inferir a sua aplicabilidade em Portugal. Efetua-se ainda uma breve
comparação entre esta técnica e estacas moldadas e cravadas, com o intuito de aferir as principais
diferenças existentes entre ambas, realçando as vantagens das estacas FDP.
Numa fase posterior, recorre-se ao software Plaxis 2D (versão 8.2) para análise de resultados de um
ensaio de carga estática efetuado numa estaca FDP, com base num perfil geotécnico obtido de um
caso estudo que utilizou a tecnologia FDP como solução de fundação. Para as mesmas
características geotécnicas, no mesmo software simulou-se também um ensaio de carga estática
para uma estaca moldada, para que fosse possível analisar as duas curvas de carga-assentamento
obtidas e concluir as principais diferenças existentes entre ambas, nomeadamente que a estaca FDP
possuiu maior capacidade de carga devido ao deslocamento horizontal que provoca durante a sua
execução, que adensa o solo confinante à estaca.
Palavras-Chave: Fundações profundas; Full displacement piles; Estacas moldadas; Ensaio de carga
estática.
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Abstract
Due to the evolution of times, the need to create new techniques for deep foundations has increased,
thus optimizing the resources that are used for its execution, mainly due to the need to reduce
production costs. Full displacement piles (FDP) emerged as an evolution of the most used techniques
and are significantly growing within the markets of countries such as the United Kingdom and Italy,
mainly due to the environment advantages over the remaining techniques, such as bored piles, and
consequently its cost-production relationship.
FDP belong to the displacement piles category, as well as driven piles. However, they are made in situ
and show a low level of noise and vibration taking into consideration the horizontal displacement that
they arouse.
This dissertation has the main goal of studying this type of deep foundations, namely its installation
process, the parameters that affect its execution, its effect on soil installations and infer its applicability
in Portugal. Furthermore, it is also made a brief comparison between this technique and bored piles
and driven piles, in order to measure the main existing differences between both, with the purpose of
enhancing the FDP advantages.
At a later stage, the software Plaxis 2D is used to simulate an FDP static load test, based on the
geotechnical profile that was achieved from a case study that used FDP foundation. For the same
geotechnical features, and using the same software, it was also simulated a static load test for a bored
pile in order to enable the analysis of the two load-settlement curves obtained and conclude the main
existing differences between both, namely that the FDP has a higher loading capacity due to the
horizontal displacement that it creates throughout its execution which densification the soil
surrounding the pile.
Keywords: Deep foundations; Full Displacement Piles; Bored piles; Static load test.
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Agradecimentos
A elaboração desta dissertação apenas se tornou possível graças à colaboração e orientação de
diversas pessoas, deste modo gostaria de deixar o meu apreço e sinceros agradecimentos a todos
que de alguma forma contribuíram para a sua realização.
Em primeiro lugar ao Professor Alexandre Pinto, orientador científico da presente dissertação,
demonstro um agradecimento especial pela disponibilidade e empenho manifestado ao longo do
período de realização deste trabalho. Gostaria, ainda, de gratificar a oportunidade que me
proporcionou de estudar e explorar o tema em causa.
Ao Professor Peter Bourne-Webb por toda a atenção e disponibilidade que demonstrou na fase de
pesquisa, fornecendo muito material utilizado neste trabalho.
À Professora Isabel Lopes pela disponibilidade e informação cedida sobre a caracterização
geotécnica de Portugal.
Ao Engenheiro David Brito gostaria de deixar o meu especial apreço pela paciência e conhecimentos
transmitidos do software Plaxis, assim como pelo tempo despendido durante os últimos meses para
esclarecimento e resolução de problemas que surgiram.
Ao Cristiano pelo tempo concedido, disponibilidade e dedicação demonstrada na leitura desta
dissertação.
À minha mãe, Fátima, e irmãs, Teresa e Beatriz, pelo apoio, confiança e carinho incondicional
demonstrados ao longo de todos estes anos. Agradecer-lhes por todos os sacrifícios que fizeram para
que me fosse permitido chegar a esta etapa da minha vida, bem como a força que dispensaram para
que conseguisse ultrapassar os obstáculos que surgiam. Gostaria ainda de enfatizar todo o orgulho
que têm em mim, que me concedeu alento para conseguir permanecer estes anos longe de casa.
À minha restante família, em particular, os meus Tios Gilberto e Rosa, que ao longo destes anos
académicos sempre me ampararam e apoiaram em tudo o que estava ao seu alcance.
À Júlia, minha afilhada, que mesmo sem se aperceber, sempre me motivou e incendiou com a sua
presença e alegria.
À minha madrinha Cândida, que mesmo estando longe, nunca deixou de me apoiar e nos momentos
mais difíceis esteve sempre presente, tanto para mim como para a minha família.
Dedico este trabalho aos meus avós Faustino e Mª do Rosário, e à minha Tia Conceição, que apesar
de já não se encontrarem presentes para me acompanharem nesta etapa, sempre apoiaram as
minhas escolhas e ajudaram no que estava ao seu alcance. Gostaria ainda de agradecer toda a força
que me transmitem para que seja capaz de prosseguir neste longo caminho.
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Aos meus estimados amigos, em especial à Catarina e Micaela, pela preocupação e apoio que
demonstraram ao longo da realização deste trabalho, sempre com palavras de incentivo e alento.
Ao meu namorado Diogo, que ao longo destes anos académicos tornou-se numa pessoa
indispensável, gostaria de deixar o meu especial agradecimento por toda a paciência, apoio e
motivação demonstrada ao longo de todos estes anos. Agradecer-lhe a sua presença nos momentos
mais difíceis da minha vida, ajudando-me a progredir de modo a alcançar esta etapa, o meu muito
obrigado. Gostaria ainda de agradecer todas as sugestões efetuadas na realização desta dissertação.
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Índice Geral
Capítulo 1. Introdução ...................................................................................................................... 1
1.1. Considerações iniciais ............................................................................................................. 1
1.2. Objetivos .................................................................................................................................. 3
1.3. Estrutura da dissertação .......................................................................................................... 4
Capítulo 2. Fundações Profundas ................................................................................................... 7
2.1. Enquadramento geral .............................................................................................................. 7
2.2. Classificação das estacas ....................................................................................................... 7
2.3. Estacas moldadas ................................................................................................................. 10
2.3.1. Aspetos gerais ............................................................................................................... 10
2.3.2. Processo construtivo ..................................................................................................... 10
2.3.3. Vantagens e desvantagens ........................................................................................... 13
2.4. Estacas cravadas .................................................................................................................. 14
2.4.1. Aspetos gerais ............................................................................................................... 14
2.4.2. Processo construtivo ..................................................................................................... 14
2.4.3. Vantagens e desvantagens ........................................................................................... 14
2.5. Controlo de qualidade ........................................................................................................... 15
2.5.1. Ensaio destrutivo ........................................................................................................... 16
2.5.1.1. Ensaio de carga estática ........................................................................................... 16
2.5.2. Ensaios não destrutivos ................................................................................................ 18
2.5.2.1. Ensaio sónico ............................................................................................................ 18
2.5.2.2. Carotagem ................................................................................................................. 19
2.5.2.3. Método do campo induzido ....................................................................................... 20
2.5.2.4. Método com radar...................................................................................................... 21
2.5.2.5. Método sísmico paralelo ............................................................................................ 22
2.5.2.6. Ensaio cross-hole ...................................................................................................... 23
2.5.2.7. Ensaio de carga dinâmico ......................................................................................... 24
Capítulo 3. Full Displacement Piles (FDP) .................................................................................... 27
3.1. Aspetos gerais ....................................................................................................................... 27
3.2. Definição ................................................................................................................................ 27
3.3. Equipamento de perfuração .................................................................................................. 29
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3.3.1. Técnica standard ........................................................................................................... 31
3.3.2. Técnica com ponteira perdida ....................................................................................... 33
3.4. Processo construtivo ............................................................................................................. 36
3.4.1. Técnica standard ........................................................................................................... 36
3.4.2. Técnica com ponteira perdida ....................................................................................... 37
3.5. Parâmetros de perfuração ..................................................................................................... 39
3.5.1. Resistência à penetração (α)......................................................................................... 39
3.5.2. Influência do solo e dos parâmetros de perfuração na execução da estaca ................ 42
3.5.2.1. Resultados ................................................................................................................. 43
3.5.2.2. Análise de resultados ................................................................................................ 49
3.6. Mecanismo de deslocamento ................................................................................................ 49
3.7. Domínio de aplicação ............................................................................................................ 51
3.7.1. Condições gerais ........................................................................................................... 51
3.7.2. Aplicabilidade em Portugal ............................................................................................ 52
3.8. Vantagens e desvantagens ................................................................................................... 54
3.9. Análise comparativa – Estacas FDP versus estacas moldadas e cravadas ........................ 56
Capítulo 4. Dimensionamento Geotécnico ................................................................................... 59
4.1. Enquadramento geral ............................................................................................................ 59
4.2. Importância da caracterização geotécnica ............................................................................ 60
4.3. Considerações iniciais de projeto .......................................................................................... 60
4.4. Métodos de dimensionamento .............................................................................................. 61
4.5. Dimensionamento .................................................................................................................. 62
4.5.1. Aspetos gerais ............................................................................................................... 62
4.5.2. Capacidade resistente última ........................................................................................ 63
4.5.3. Capacidade resistente de cálculo.................................................................................. 73
4.5.4. Análise de resultados .................................................................................................... 75
Capítulo 5. Caso de Estudo – Passante di Mestre ....................................................................... 77
5.1. Enquadramento geral ............................................................................................................ 77
5.2. Passante di Mestre ................................................................................................................ 78
5.2.1. Troço de estrada entre túneis Vetrego e Caltana ......................................................... 79
5.3. Caracterização geotécnica .................................................................................................... 82
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5.4. Modelação numérica ............................................................................................................. 83
5.4.1. Método de elementos finitos .......................................................................................... 83
5.4.2. Geometria e modelo de cálculo ..................................................................................... 84
5.4.3. Caracterização dos materiais ........................................................................................ 86
5.4.4. Malha de elementos finitos e fase de cálculos .............................................................. 92
5.4.5. Resultados da modelação ............................................................................................. 96
5.4.5.1. Full displacement pile (FDP) ..................................................................................... 96
5.4.5.2. Estaca moldada ....................................................................................................... 107
5.4.6. Análise de resultados .................................................................................................. 113
5.4.7. Otimização do comprimento da estaca ....................................................................... 120
Capítulo 6. Conclusões ................................................................................................................ 123
6.1. Considerações finais ........................................................................................................... 123
6.2. Propostas de desenvolvimentos futuros ............................................................................. 126
Referências Bibliográficas ............................................................................................................... 129
Anexos ................................................................................................................................................ 133
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Índice de Figuras
Figura 1.1 –Mercado dos diversos tipos de fundações (Bottiau, 2006) .................................................. 1
Figura 1.2 – Ferramentas de perfuração para os diferentes tipos de estacas de deslocamento
(adaptade de Basu & Prezzi, 2009) ........................................................................................................ 2
Figura 1.3 – Modelo da ferramenta de perfuração: a) “single-pass”; b) “double-pass” (Bourne-Webb et
al, 2010) ................................................................................................................................................... 3
Figura 2.1 - Estaca com funcionamento por ponta (Brito, 1999a) .......................................................... 9
Figura 2.2 - Estacas flutuantes (Brito, 1999a) ......................................................................................... 9
Figura 2.3 - Estaca mista (Brito, 1999a) ................................................................................................ 10
Figura 2.4 – Faseamento construtivo de uma estaca executada com trado contínuo sem tubo
moldador (Santos, 2008) ....................................................................................................................... 11
Figura 2.5 – Faseamento construtivo de uma estaca com tubo moldador recuperável (Santos, 2008)
............................................................................................................................................................... 11
Figura 2.6 – Faseamento construtivo de uma estaca com recurso a lamas bentoníticas ou polímeros
(Santos, 2008) ....................................................................................................................................... 12
Figura 2.7- Ensaio de carga estática (adaptado de Brito, 1999)........................................................... 17
Figura 2.8 – a) Modelo de funcionamento do sistema com célula de Osterberg na base da estaca; b)
Esquema da célula instalada no fuste da estaca (Penteado & Brito, 2009) ......................................... 18
Figura 2.9 - Esquema de execução do ensaio sónico (Penteado & Brito, 2009) ................................. 19
Figura 2.10 - Equipamento utilizado na carotagem (esquerda), amostra de carotes (direita) (Penteado
& Brito 2009) .......................................................................................................................................... 20
Figura 2.11 - Método do campo induzido (Penteado & Brito 2009) ...................................................... 21
Figura 2.12 - Método com radar (Penteado & Brito 2009) .................................................................... 21
Figura 2.13 - Método sísmico paralelo (Penteado & Brito, 2009) ......................................................... 22
Figura 2.14 - Equipamento utilizado no ensaio cross-hole (Penteado & Brito, 2009) .......................... 23
Figura 2.15 - Realização do ensaio dinâmico (à esquerda) e colocação do acelerómetro e
extensómetro no fuste da estaca (Penteado & Brito, 2009) ................................................................. 25
Figura 3.1 - Tipologia das estacas (adaptado de Baxter et al, 2006) ................................................... 28
Figura 3.2 – Comparação da capacidade de carga entre estacas FDP e estacas moldadas (adaptado
de Busch, 2009) .................................................................................................................................... 29
Figura 3.3 – a) Equipamento standard; b) Equipamento com "extensão de kelly"; c) Equipamento com
"extensão de kelly" em junção com a extensão treliçada (Bauer Maschinen GmbH, 2013) ................ 30
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Figura 3.4 - Exemplo de um monitor do equipamento de perfuração (Bauer Maschinen GmbH, 2013)
............................................................................................................................................................... 31
Figura 3.5 - Diferentes funções que compõem a ferramenta de perfuração (adaptado de Bauer
Maschinen GmbH, 2013) ....................................................................................................................... 31
Figura 3.6 – À esquerda, designação dos diferentes utensílios que compõem a ferramenta de
perfuração e à direita as respetivas funções (adaptado de Busch, 2009) ............................................ 33
Figura 3.7 - Ponteira perdida (Bauer Maschinen GmbH, 2013)............................................................ 33
Figura 3.8 - Componentes da parte superior do equipamento de furação (Bauer Maschinen GmbH,
2013) ...................................................................................................................................................... 34
Figura 3.9 - Esquema da metodologia de execução da técnica standard (adaptado de Bauer
Maschinen GmbH, 2013) ....................................................................................................................... 37
Figura 3.10- Esquema do processo construtivo da técnica com ponteira perdida (adaptado de Bauer
Maschinen GmbH, 2013) ....................................................................................................................... 38
Figura 3.11 – Resistência à penetração (esquerda) e resistência de ponta (direita) (adaptado de
Busch, 2009) ......................................................................................................................................... 39
Figura 3.12 - Evolução do valor de resistência à penetração (adaptado de Busch, 2009) .................. 40
Figura 3.13 - Resistência à penetração inicial (esquerda) e ajustada (direita) (adaptado de Busch,
2009) ...................................................................................................................................................... 41
Figura 3.14 – Modelo numérico tridimensional e malha de solo em detalhe (adaptado de Pucker &
Grabe, 2012) ......................................................................................................................................... 42
Figura 3.15 – Força axial e momento torsor em função de DR e Vr/Vz da areia Mai Liao (adaptado de
Pucker & Grabe, 2012) .......................................................................................................................... 43
Figura 3.16 –Reação axial e momento torsor em função de DR e Vr/Vz da areia KarlsruherI (adaptado
de Pucker & Grabe, 2012) ..................................................................................................................... 44
Figura 3.17 – Deslocamento horizontal obtido para areia Mai Liao (Pucker & Grabe, 2012) .............. 45
Figura 3.18 – Deslocamento horizontal obtido para a areia Karlsruher (Pucker & Grabe, 2012) ........ 46
Figura 3.19 – Índice de vazios a distintas profundidades para a areia Mai Liao (adaptado de Pucker &
Grabe, 2012) ......................................................................................................................................... 47
Figura 3.20 – Índice de vazios a distintas profundidade para a areia Karlsruher (adaptado de Pucker &
Grabe, 2012) ......................................................................................................................................... 48
Figura 3.21 - Variação do nível de tensão durante a fase de instalação (adaptado de Baxter et al,
2006). ..................................................................................................................................................... 50
Figura 3.22 – Carta geológica de Portugal Continental (escala 1:50 000) (Coelho, 1996) .................. 52
Figura 3.23 – Carta geológica simplificada da Ilha da Madeira (Ribeiro & Ramalho, 2007) ................ 54
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Figura 3.24 - Aumento da resistência lateral e de ponta devido à densificação do solo circundante
(adaptado de Bauer Maschinen GmbH, 2013)...................................................................................... 55
Figura 4.1 – Fluxograma da interacção entre as diferentes partes que compõem o Eurocódigo 7
(Santos, s.d.) ......................................................................................................................................... 59
Figura 4.2 – Curva de carga-assentamento (Bringiotti et al, 2008) ...................................................... 64
Figura 4.3 – Regressão linear do Método de Chin-Kondner ................................................................. 64
Figura 4.4 – Curva carga-assentamento com base no método de Chin-Kondner................................ 65
Figura 4.5 – Perfil geotécnico e características do solo ........................................................................ 66
Figura 4.6 – Superfície de rotura por Terzaghi, Sokolovski, Caquot e Kérisel (Santos, 2008) ............ 68
Figura 4.7 – Cálculo de Nq pela proposta de Terzaghi, Sokolovski, Caquot e Kérisel, (Santos, 2008) 68
Figura 4.8 – Coeficientes de correlação 𝝃 para determinação do valor característico a partir de
ensaios de carga estática de estacas (adaptado NP EN 1997-1, 2010) .............................................. 73
Figura 4.9- Coeficientes parciais para as capacidades resistentes de estacas cravadas (adaptado NP
EN 1997-1, 2010) .................................................................................................................................. 74
Figura 4.10 – Coeficientes parciais para as capacidades resistentes de estacas moldada (adaptado
NP EN 1997-1, 2010) ............................................................................................................................ 74
Figura 5.1 – Mecanismo de mobilização da pressão de água exercida na laje de fundo (Bringiotti et al,
2008) ...................................................................................................................................................... 77
Figura 5.2 – Desenvolvimento da auto-estrada A4 (Google, 2014) ...................................................... 78
Figura 5.3 – Auto-estrada Passante di Mestre (Google, 2014)............................................................. 79
Figura 5.4 – Passante di Mestre (Google, 2014) .................................................................................. 80
Figura 5.5 – Pormenor do sistema de fixação inicial (Bringiotti et al, 2008) ......................................... 80
Figura 5.6 – Pormenor construtivo das FDP como sistema de fixação (Bringiotti et al, 2008) ............. 81
Figura 5.7 – Esforço axial da estaca FDP à compressão e tração ....................................................... 82
Figura 5.8 – Exemplo de um problema axissimétrico (Brinkgreve et al, 2004 mencionado em Vieira,
2013) ...................................................................................................................................................... 84
Figura 5.9– Ilustração do modelo numérico de uma estaca FDP (software Plaxis 2D)........................ 86
Figura 5.10 – Malha de elementos finitos (software Plaxis 2D) ............................................................ 92
Figura 5.11 – Condições iniciais: a) posição do nível freático, b) pressões neutras para o modelo com
FDP (software Plaxis 2D) ...................................................................................................................... 93
Figura 5.12 - Ponto onde se obteve os deslocamentos (software Plaxis 2D) ...................................... 94
Figura 5.13 – Activação de reset displacements to zero (software Plaxis 2D) ..................................... 95
Figura 5.14 - Fase de cálculo do modelo com estaca FDP (software Plaxis 2D) ................................. 96
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Figura 5.15 – Configuração deformada da malha de elementos finitos após a perfuração do solo
(ampliada 50 vezes) .............................................................................................................................. 97
Figura 5.16 – Deslocamento horizontal no final da perfuração do solo (fase 1) (deslocamento máximo
57 mm) ................................................................................................................................................... 97
Figura 5.17 – Deslocamento vertical após a perfuração do solo (Fase 1) (deslocamento máximo 55
mm) ........................................................................................................................................................ 98
Figura 5.18 – Configuração deformada da malha de elementos finitos após a execução do ensaio de
carga estática (ampliada 100 vezes) ..................................................................................................... 99
Figura 5.19 - Deslocamento total na simulação do ensaio de carga estática (fase 3) (deslocamento
máximo 26,51 mm) ................................................................................................................................ 99
Figura 5.20 - Deslocamentos da estaca (fase 3): a) deslocamento total; b) deslocamento vertical; c)
deslocamento horizontal...................................................................................................................... 100
Figura 5.21 – Curva de carga-assentamento para a estaca FDP....................................................... 101
Figura 5.22 – Tensão efetiva horizontal ao longo do fuste da estaca FDP ........................................ 101
Figura 5.23 – Tensão efetiva horizontal transversalmente à estaca FDP .......................................... 102
Figura 5.24 – Tensão efetiva vertical ao longo do fuste da estaca FDP ............................................ 103
Figura 5.25 – Excesso de poro pressão ao longo do fuste da estaca FDP ........................................ 104
Figura 5.26 – Tensão efetiva tangencial ao longo do fuste da estaca FDP ....................................... 105
Figura 5.27 – a) Delimitação da área entre as curvas de tensão efetiva tangencial correspondente à
fase 2 e 3; b) tensão efetiva tangencial total da estaca FDP .............................................................. 105
Figura 5.28 – Diagrama de esforço axial para a estaca FDP ............................................................. 106
Figura 5.29 - Configuração deformada da malha de elementos finitos após a perfuração do solo
(ampliada 50 vezes) ............................................................................................................................ 107
Figura 5.30 – Deslocamento total após simulação do ensaio de carga estática (deslocamento máximo
66,14 mm)............................................................................................................................................ 108
Figura 5.31 - Deslocamentos da estaca: a) deslocamento total; b) deslocamento vertical; c)
deslocamento horizontal ...................................................................................................................... 108
Figura 5.32 – Curva de carga-assentamento para o modelo de cálculo com estaca moldada .......... 109
Figura 5.33 – Tensão efetiva horizontal ao longo do fuste da estaca moldada.................................. 109
Figura 5.34 – Tensão efetiva horizontal transversalmente à estaca moldada .................................... 110
Figura 5.35 – Tensão efetiva vertical ao longo do fuste da estaca moldada ...................................... 111
Figura 5.36 – Diagrama de poro pressão ao longo do fuste da estaca moldada ............................... 111
Figura 5.37 – Diagrama de tensão efetiva tangencial ao longo do fuste da estaca moldada ............ 112
Figura 5.38 – Diagrama de esforço normal para o modelo com estaca moldada .............................. 113
xv
Figura 5.39 – Curvas de carga-assentamento das soluções numéricas e experimental ................... 114
Figura 5.40 – Tensão efetiva horizontal da estaca FDP versus estaca moldada ............................... 116
Figura 5.41 – Tensão efetiva vertical da estaca FDP versus estaca moldada ................................... 116
Figura 5.42 – Tensão efetiva tangencial ao longo do fuste da estaca FDP versus estaca moldada . 117
Figura 5.43 – Tensão efetiva tangencial ao longo do fusta da estaca FDP e moldada corrigida ....... 117
Figura 5.44 – Diagrama de esforço axial para estaca FDP e estaca moldada................................... 118
Figura 5.45 – Diagramas de esforços axiais teóricos e numéricos .................................................... 119
Figura 5.46 – a) Configuração deformada; b) Deslocamentos totais; c) Deslocamentos verticais
correspondentes a uma estaca FDP com 11 m de comprimento na simulação do ensaio de carga
estática ................................................................................................................................................ 121
Figura 5.47 – Diagrama de esforço axial para estaca FDP com 9, 10 e 11 m de comprimento ........ 121
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Índice de Quadros
Quadro 1.1 – Classificação das diversas tecnológicas de estacas (adaptado de Bourne-Webb et al,
2010) ........................................................................................................................................................ 3
Quadro 2.1 – Classificação das estacas segundo processo construtivo (adaptado de Santos, 2008) .. 8
Quadro 3.1 - Profundidades atingidas pela técnica standard (adaptado de Bauer Maschinen GmbH,
2013) ...................................................................................................................................................... 32
Quadro 3.2 - Profundidades atingidas pela técnica de ponteira perdida (adaptado de Bauer
Maschinen GmbH, 2013) ....................................................................................................................... 35
Quadro 3.3 - Diâmetro da zona de perfuração em função do diâmetro da estaca (adaptado de Bauer
Maschinen GmbH, 2013) ....................................................................................................................... 35
Quadro 3.4 – Deslocamentos horizontais máximos obtidos na modelação ......................................... 47
Quadro 3.5 – Quadro resumo das conclusões obtidas ......................................................................... 49
Quadro 3.6 – Estacas FDP versus estacas moldadas e cravadas ....................................................... 57
Quadro 4.1- Valores dos parâmetros do solo ....................................................................................... 66
Quadro 4.2 – Capacidade resistente de ponta e lateral para uma estaca moldada (análise drenada) 70
Quadro 4.3 – Capacidade resistente de ponta e lateral para uma estaca cravada (análise drenadas)70
Quadro 4.4 – Quadro resumo da capacidade resistente última (análise drenada) .............................. 70
Quadro 4.5 – Cálculo da resistência não drenada ................................................................................ 72
Quadro 4.6 – Capacidade resistência última lateral e de ponta para uma estaca moldada (análise não
drenada) ................................................................................................................................................ 72
Quadro 4.7 - Capacidade resistência última lateral e de ponta para uma estaca cravada (análise não
drenada) ................................................................................................................................................ 72
Quadro 4.8 - Quadro resumo da capacidade resistente última (análise não drenada) ........................ 72
Quadro 4.9 – Capacidade resistente característica e de cálculo para estaca FDP .............................. 74
Quadro 4.10 – Capacidade resistente característica e de cálculo obtida a partir do método analítico 75
Quadro 4.11 – Resumo dos resultados obtidos para estacas com diâmetro igual a 620 mm ............. 75
Quadro 5.1 - Caracterização geotécnica (Bringiotti et al, 2008) ........................................................... 82
Quadro 5.2 - Parâmetros que caracterizam o modelo de Hardening Soil (Plaxis Manual, versão 8) .. 87
Quadro 5.3 – Parâmetros que caracterizam o modelo de Mohr-Coulomb (Plaxis Manual, versão 8) . 89
Quadro 5.4 – Valores de módulo de deformabilidade (Azizi, 2000 citado em Vieira, 2013) ................ 89
Quadro 5.5 - Coeficientes de Poisson (adaptado Marangon, s.d.) ....................................................... 90
Quadro 5.6 - Enumeração dos parâmetros utilizados na modelação e caracterização da interface ... 91
xviii
Quadro 5.7 -Caracterização da estaca ................................................................................................. 92
Quadro 5.8 – Faseamento construtivo do modelo com estaca FDP .................................................... 94
Quadro 5.9 - Faseamento construtivo do modelo com estaca moldada .............................................. 94
Quadro 5.10 – Esforço axial ao longo do fuste da estaca FDP .......................................................... 106
Quadro 5.11 – Esforço axial ao longo do fuste da estaca moldada ................................................... 112
Quadro 5.12 – Resultados atingidos na modelação numérica para uma estaca com diâmetro de
0,620mm .............................................................................................................................................. 115
Quadro 5.13 – Esforço axial com recurso ao método de Bustamante e Gianeselli (1983) presente em
Santos (2008) ...................................................................................................................................... 119
Quadro 5.14 – Assentamentos obtidos na otimização do comprimento da estaca ............................ 120
Quadro 5.15 – Tensão tangencial aplicada na estaca. ....................................................................... 122
xix
Símbolos e Abreviaturas
SIGLAS
CRP Constant rate of penetration
CPT Cone penetration test
FDP “Full Displacement Piles”
GMV Equipamento com extensão de “Kelly” e extensão treliçada
KV Equipamento com extensão de “Kelly”
ML Maintained load
PDA Pile Driving Analyer
PVC Policloreto de vinil
SPT Standard Penetration Test
STM Equipamento standard
ALFABETO LATINO
𝑨𝒃 Área transversal da ponta da estaca
𝑨𝒔 Área lateral da estaca
c' Coesão efetiva
Cu Resistência não drenada
D1 Diâmetro da estaca, correspondente à zona de estabilização da ferramenta de
perfuração
D2 Diâmetro da ferramenta de perfuração correspondente à zona de descompressão do
solo
DR Densidade relativa do solo
D50 Diâmetro correspondente à passagem de 50% das partículas do solo
e Índice de vazios
emáx Índice de vazios máximo
emin Índice de vazios mínimo
Ep Taxa de perfuração
E Módulo de deformabilidade
𝑬𝟓𝟎𝒓𝒆𝒇
Módulo de deformabilidade secante em estado triaxial
xx
𝑬𝒐𝒆𝒅𝒓𝒆𝒇
Módulo de deformabilidade edométrico
𝑬𝒖𝒓𝒓𝒆𝒇
Módulo de deformabilidade na descarga/carga
EA Rigidez axial
EI Rigidez de flexão
F Força descendente aplicada pelo equipamento de perfuração
fcd Valor de cálculo da resistência à compressão do betão
K Coeficiente de impulso
k Rigidez
M Momento torsor aplicado pelo equipamento de perfuração
m Expoente relação de dependência da rigidez em relação ao nível de tensão (modelo
constitutivo de Hardening Soil)
n Taxa de rotação
𝑵𝒒 Fator de capacidade de carga
P Força transmitida à cabeça rotativa
𝒒𝒃 Resistência de ponta unitária
𝒒𝒔 Resistência lateral unitária
𝑹𝒃 Valor característico da resistência de ponta da estaca
𝑹𝒅 Valor de cálculo da capacidade resistente de uma estaca carregada axialmente
𝑹𝒌 Valor característico da capacidade resistente de uma estaca carregada axialmente
(𝑹𝒄;𝒎)𝒎𝒆𝒂𝒏
Valor médio da resistência à compressão
(𝑹𝒄;𝒎)𝒎𝒊𝒏
Valor mínimo da resistência à compressão
𝑹𝒔 Valor da resistência lateral da estaca
s Profundidade de penetração
t Tempo
Vr Velocidade de rotação
Vz Velocidade de perfuração
W Trabalho
ALFABETO GREGO
α Resistência à penetração
xxi
αmáx Resistência à penetração máxima
αabort Resistência à penetração correspondente à profundidade que se pretende atingir na
execução da estaca
αnovo Resistência à penetração corrigida
Ƴ Peso volúmico
𝜸𝒃 Coeficiente parcial para resistência de ponta
𝜸𝒔 Coeficiente parcial para resistência lateral
∅ Diâmetro da estaca
Φ’ Ângulo de atrito interno
φ Ângulo de rotação
Ψ Dilatância
𝝈′𝒐 Tensão efetiva vertical na ponta da estaca
𝝈′𝒗 Tensão efetiva vertical ao longo do fuste da estaca
�̅�′𝒗 Tensão efetiva vertical média ao longo do fuste da estaca
𝜹′ Ângulo de atrito solo-estaca
∆l Assentamento (m)
𝜉1 e 𝜉2 Coeficientes de correlação dependente do número de estacas ensaiadas
𝜏𝑒𝑠𝑡𝑎𝑐𝑎 Tensão tangencial na estava
𝜏𝑏𝑒𝑡ã𝑜 Tensão tangencial do betão
xxii
1
Capítulo 1. Introdução
1.1. Considerações iniciais
O desenvolvimento de novas construções tem sido otimizado, no que diz respeito ao tempo de
execução, energia necessária, força braçal e economia na concretização, isto é, a solução elegida
para um determinado projeto tem de ser tal que utilize o mínimo possível de recursos, otimizando os
parâmetros descritos anteriormente.
A necessidade da evolução das tecnologias e design de fundações profundas (estacas) deve-se à
procura de mercado, apesar da divergência de opinião de alguns autores, segundo Bottiau (2006)
concluiu-se que a procura de fundações profundas consiste em cerca de 50% do mercado de
fundações, como é possível averiguar na figura seguinte.
Figura 1.1 –Mercado dos diversos tipos de fundações (Bottiau, 2006)
De forma a alcançar formatos com maior eficácia de perfuração, a engenharia moderna desenvolveu
diversas tecnologias, como é o exemplo da apresentada nesta dissertação.
A tecnologia utilizada na execução de estacas full displacement piles (FDP) foi desenvolvida pelo
grupo BAUER, empresa internacional de construção e fabricação que possuiu vários segmentos de
negócios, como por exemplo a BAUER Maschinen GmbH (responsável pelo desenvolvimento desta
tecnologia), e empregue com elevado sucesso em diversos países. O sucesso desta tecnologia deve-
se aos engenheiros responsáveis pelo projeto, ao facto de ser uma empresa especializada que em
comunhão com o fabricante ser capaz de ajustar detalhes operacionais, e porque o equipamento foi
projetado tendo em conta a necessidade de aplicação de um elevado momento torsor.
O desenvolvimento desta dissertação surge, essencialmente, por ser uma tecnologia recente, ainda
não utilizada em Portugal sendo interessante avaliar e perceber em que consiste esta técnica, de
modo a determinar as melhores opções para a sua aplicação.
2
Embora esta dissertação se dedique ao estudo das Full Displacement Piles, existem diversas técnica
de Displacement Piles, isto é estacas de deslocamento.
Antes de explicitar as diferentes técnicas de estacas de deslocamento, importa referir que o seu
desenvolvimento partir das estacas de tardo continuo (CFA). A sua evolução nas últimas décadas, no
que diz respeito à ferramenta de perfuração e as técnicas de instalação associadas ajudam a que
haja uma maior produtividade na instalação de estacas.
Existem inúmeras variantes de estacas de deslocamento, nomeadamente Auger Pressure-Grouted
Displacement (APGD), Atlas, De Waal, Fundex, Olivier, Omega, SVB e SVV piles. O que difere entre
este tipo de ferramenta é a forma da ferramenta de perfuração, como é possível averiguar na Figura
1.2.
Figura 1.2 – Ferramentas de perfuração para os diferentes tipos de estacas de deslocamento (adaptade de Basu
& Prezzi, 2009)
De uma forma geral as ferramentas de perfuração que compõem as estacas de deslocamento
contêm (Figura 1.2):
Corpo de deslocamento (secção com diâmetro superior que auxilia o movimento lateral do
solo). Este segmento varia consoante a ferramenta, contudo normalmente tem uma forma
cilíndrica;
Hélice;
Ponteira perdida instalada na base do equipamento.
O deslocamento horizontal que ocorre durante o processo de instalação destas estacas é variável.
Este pode variar entre o deslocamento parcial e o total (como é o caso das Full Displacement Piles),
dependendo do tipo de ferramenta a utilizar-se.
De forma a exemplificar-se ferramentas de perfuração de estacas de deslocamentos que impõem
distintos níveis de deslocamento no solo apresenta-se na Figura 1.3 uma ferramenta correspondente
(a) “single-pass” e (b) “double-pass”. O primeiro (“single-pass”) é constituído por um tubo oco com o
Haste de perfuração
Corpo de deslocamento
Ponteira perdida
Hélice
Fe
rra
me
nta
d
e p
erf
ura
çã
o
3
diâmetro correspondente ao da estaca, em que na ponta contem uma hélice utilizada para facilitar a
perfuração da estaca. Efetua apenas uma passagem no solo, uma vez que o tubo utilizado na
perfuração serve de tubo moldador à estaca. Em relação ao “double-pass” corresponde ao utilizado
por estacas FDP, que será descrito posteriormente.
a) b)
Figura 1.3 – Modelo da ferramenta de perfuração: a) “single-pass”; b) “double-pass” (Bourne-Webb et al, 2010)
De modo a compreender-se em que categoria se encontram as estacas executadas com recurso ao
trado “single-pass” apresenta-se o Quadro 1.1. Este reúne a classificação das principais técnicas de
fundações profundas, segundo Bourne-Webb et al (2010) e ilustra que estacas de deslocamento
podem ser consideradas como estacas de elevada a reduzido deslocamento.
Quadro 1.1 – Classificação das diversas tecnológicas de estacas (adaptado de Bourne-Webb et al, 2010)
Secção fechada Estaca de deslocamento Secção aberta Estaca moldada
(trado continuo) Pré-fabricado “Double-pass” “single-pass” Secções H e I
Elevado deslocamento Reduzido
deslocamento
Sem
deslocamento
Reduzidos resíduos Elevados resíduos
1.2. Objetivos
A presente dissertação, desenvolvida no âmbito do Mestrado Integrado em Engenharia Civil, tem
como principal objetivo ilustrar em que consiste a tecnologia de full displacement piles (FDP), pois
trata-se de uma tecnologia inovadora nunca empregue em Portugal, enquanto já é utilizada em
diversos países da Europa.
No seguimento deste objetivo, efetuou-se uma vasta pesquisa de modo a compreender qual a sua
origem, o seu faseamento construtivo e respetivas contingências, as condições necessárias para a
sua aplicação, isto é, o seu domínio de aplicação, e por fim quais vantagens e consequentes
desvantagens desta técnica. Esta análise foi realizada para que fosse possível avaliar a viabilidade
de aplicação desta técnica em Portugal, em comunhão efetuou-se um estudo dos principais tipos de
solos predominantes em Portugal e averiguar quais as principais zonas de possível aplicação.
4
Por outro lado é essencial compreender e analisar as principais diferenças existentes entre esta
técnica e restantes utilizadas na atualidade (estacas moldadas e cravadas).
Para tal, inicialmente realizou-se uma análise, sucinta, distinguindo as estacas FDP, estacas
moldadas e cravadas, nomeadamente em relação ao faseamento construtivo, principais
condicionantes de aplicação, capacidade de carga, distinção de custos de execução, entre outros. De
modo a justificar as principais diferenças mencionadas anteriormente procedeu-se a uma análise
numérica com recurso a um software de elementos finitos (Plaxis). O principal objetivo desta
simulação consistiu em analisar um ensaio de carga de um modelo com uma estaca FDP e
posteriormente efetuar um procedimento idêntico para uma estaca moldada e avaliar as principais
diferenças existentes entre ambas.
1.3. Estrutura da dissertação
A presente dissertação encontra-se decomposta em 6 capítulos principais e referências bibliográficas.
O primeiro capítulo consiste numa introdução onde se apresentam os principais objetivos que
levaram ao desenvolvimento desta dissertação, efetuando também um breve resumo com o que se
pretende desenvolver em cada capítulo.
O segundo capítulo apresenta uma introdução geral às fundações profundas. Tem como objetivo
explicitar em que consiste uma fundação profunda e os parâmetros que as distinguem dos restantes
tipos de fundações, superficiais (sapatas) e semi-indiretas (pegões). Diferencia, também, as principais
técnicas de fundações profundas utilizadas atualmente em Portugal, estacas moldadas e cravadas,
em relação à sua definição, faseamento construtivo, vantagens e desvantagens da sua aplicação.
Salientar que apenas se analisou estes dois tipos de fundações profundas, pois são as que
apresentam características semelhantes às estacas FDP. Por fim, ainda neste capítulo, apresenta-se
diversas técnicas de controlo de qualidade, tanto destrutivos (ensaio de carga estática) como não
destrutivo (ensaio de carga dinâmica, ensaio de Cross-hole, entre outros).
O capítulo que se segue, capítulo 3, cinge-se à técnica FDP contendo fundamentos teóricos
essenciais para a sua compreensão. Apresenta-se a definição desta técnica e mostra-se o que a
distingue das duas técnicas descritas no capítulo anterior. Seguidamente ilustra-se o seu
equipamento característico e consequente faseamento construtivo das duas variantes que a
compõem (técnica standard e de ponteira perdida). Posteriormente mostra-se um parâmetro
característico desta técnica, a resistência à penetração, que tem como principal objetivo otimizar o
comprimento de perfuração. Por fim, como esta técnica é distinguida por influenciar os parâmetros do
solo, exibe-se o mecanismo de deslocamento do solo associado à instalação de uma estaca FDP.
O quarto capítulo encontra-se direcionado para o dimensionamento geotécnico de fundações
profundas. Antes de se iniciar o dimensionamento propriamente dito, efetuam-se algumas
apreciações acerca da importância de uma acertada caracterização geotécnica e sobre as
considerações iniciais a ter em projeto. Seguidamente procede-se a uma breve descrição dos
5
principais métodos de dimensionamento presentes na NP EN 1997-1 (2010), e tendo em conta dois
dos métodos mencionados, método de cálculo analítico e método que recorre a resultados do ensaio
de carga estática, dimensionou-se a capacidade resistente de uma estaca moldada e cravada (com
auxilio do primeiro método) e para uma estaca FDP (segundo método), de modo a aferir as principais
diferenças existentes entre ambas.
O quinto capítulo trata-se de um caso de estudo, nomeadamente: Galleria del Passante di Mestre.
Neste capítulo pretende-se ilustrar uma obra executada com recurso a uma estaca FDP em que foi
efetuado um ensaio de carga estática. O principal objetivo consiste em, com recurso a um software
de elementos finitos, Plaxis 2D, simular o ensaio de carga estática na estaca FDP, ou seja obter uma
curva de carga-assentamento que se aproxime da obtida no ensaio efetuado in situ, para que a
posterior seja possível simular uma estaca moldada e avaliar as principais diferenças entre ambas.
O último capítulo diz respeito às conclusões alcançadas em relação aos objetivos propostos
anteriormente. Este capítulo contém, também, algumas propostas de desenvolvimentos futuros no
que diz respeito a esta técnica de fundações profundas (estacas FDP).
Por fim, têm-se as referências bibliográficas, consistem no conjunto de literatura, nomeadamente
artigos científicos, livros, páginas de internet, que contribuíram para o desenvolvimento desta
dissertação.
6
7
Capítulo 2. Fundações Profundas
2.1. Enquadramento geral
As estruturas transmitem as cargas ao solo por intermédio das fundações. Existem diversos tipos de
fundações e a sua utilização depende do tipo de solo bem como as profundidades que se pretende
atingir.
Assim sendo, há necessidade de categorizá-las para que seja possível distingui-las. A diferenciação
entre cada categoria tem em conta o comprimento e diâmetro (no caso de fundações circulares) ou
largura (fundações quadrangulares). Assim quando esta relação (L/D) for inferior a 4, são designadas
como fundações superficiais (ensoleiramentos e sapatas), entre 4 e 10 fundações semi-indiretas
(pegões) e finalmente, superior a 10 tem-se fundações indiretas/profundas (estacas).
A necessidade de recorrer a fundações profundas surge pelo facto do solo superficial não ter
condições satisfatórias para suportar as cargas impostas pela estrutura. Sendo que o seu principal
objetivo consiste em encaminhar as cargas, por ponta e/ou atrito lateral, para o estrato resistente que
se encontra a uma elevada profundidade, e por fim, são utilizadas para limitarem a ocorrência de
assentamentos. Referir que como são classificadas por terem uma relação comprimento diâmetro
superior a 10 indica que têm elevada esbelteza. Existem dois grandes grupos de estacas, moldadas e
cravadas, que são distinguidas principalmente pelo processo construtivo que lhe confere
características distintas.
As estacas moldadas, tal como a designação indica, a sua configuração é dada pelo terreno
envolvente, direta ou indiretamente, ou seja, são executadas in situ com escavação do terreno. Por
outro lado as cravadas são pré-fabricadas e são introduzidas no terreno recorrendo a diversos
métodos de cravação.
Este capítulo constituiu uma introdução à definição de fundação profunda e tem como principal
objetivo ilustrar e distinguir as duas principais técnicas de fundações profundas (estacas cravadas e
moldadas) bem como demostrar as principais formas de avaliar a integridade de uma estaca e
determinar a capacidade de carga através das técnicas de controlo de qualidade.
2.2. Classificação das estacas
O desempenho da estaca é descrito não apenas pelo terreno de fundação mas também pelo tipo de
estaca e processo construtivo. As estacas são classificadas consoante o seu processo construtivo e
modo de funcionamento, que dependem, principalmente, do solo atravessado.
8
A classificação consoante o processo construtivo é divida em três categorias, que dependem do
impacto do processo construtivo no solo envolvente à estaca. O Quadro 2.1 ilustra as três categorias
existentes.
Quadro 2.1 – Classificação das estacas segundo processo construtivo (adaptado de Santos, 2008)
Efeito no solo
envolvente
Processo de
execução Material
Grande deslocamento
(sem extracção do solo)
Pré-fabricadas e cravadas
Peça solida:
- Madeira
- Betão
Peça tubular obturada na ponta:
- Tubos metálicos
- Tubos em betão
Moldada
Peça tubular obturada na ponta:
- Aço
- Betão
Pequeno deslocamento (sem extracção do solo)
Pré-fabricada e cravada
Perfis metálicos:
- Secção H, I
- Tubos metálicos abertos na ponta
Estacas helicoidais com elementos metálicos
Sem deslocamento
(com extracção do solo)
Moldada com sustimento provisório
Betão com molde perdido
Betão com:
- Molde recuperável
- Lamas bentoníticas
- Polímeros
Moldada sem sustimento provisório
Betão
Quanto ao seu funcionamento, podem ser estacas de ponta, flutuantes ou mistas.
As estacas de ponta, também designadas como rígidas de 1.ª ordem, têm esta distinção pois apenas
a ponta penetra numa camada de terreno firme. O terreno atravessado pelo fuste consiste num solo
brando com diminuta capacidade resistente e por esta razão não é tido em conta no que diz respeito
ao dimensionamento da estaca. Assim sendo, as forças de sustentação, as que são consideradas no
dimensionamento, encontram-se essencialmente na ponta da estaca.
A Figura 2.1 representa, esquematicamente, o funcionamento das estacas descritas neste ponto.
9
Figura 2.1 - Estaca com funcionamento por ponta (Brito, 1999a)
As estacas classificadas como flutuantes, atravessam uma camada de solo brando, com elevada
espessura, tornando-se economicamente inviável atingir o estrato resistente, ou seja torná-las com
funcionamento por ponta. Assim, a estaca encontra-se embebida em solo brando, sendo a carga
transmitida ao solo apenas pelo atrito lateral existente entre a estaca e o solo. Este tipo de estacas
não é recomendável uma vez que ocorrem elevados deslocamentos que não devem ser
menosprezados.
Figura 2.2 - Estacas flutuantes (Brito, 1999a)
Por fim, se a estaca se encontrar encastrada numa camada de solo firme de elevada espessura e o
fuste atravessar, pelo menos, um estrato resistente, independentemente da resistência do solo
brando intercetado pela estaca, denominam-se estacas mista ou estacas rígidas de 2.ª ordem, uma
vez que trabalham em simultâneo por ponta e atrito lateral.
Note-se que é importante que o terreno firme em contacto com a ponta seja de elevada espessura,
pois, caso contrário, podem ocorrer assentamentos consideráveis.
A Figura 2.3 ilustra a tipologia de estacas descrita nos parágrafos anteriores.
10
Figura 2.3 - Estaca mista (Brito, 1999a)
2.3. Estacas moldadas
2.3.1. Aspetos gerais
Este tipo fundação profunda tem elevada utilização no mercado de estacas, devido às suas
vantagens em relação às suas grandes concorrentes, estacas cravadas.
As estacas moldadas apresentam apenas secção circular, sendo executadas in situ em betão
armado. Como se tratam de estacas escavadas a sua gama de diâmetros é variável dependendo
apenas do equipamento de perfuração, podendo assim atingir valores elevados. A utilização deste
tipo de estacas é muito vantajosa, na medida em que durante a escavação da estaca é possível
inspecionar o solo atravessado. Podem ainda ser utilizadas em qualquer tipo de solo, com ou sem
presença de água, o que diferencia o seu processo construtivo, no entanto o seu comprimento é
limitado pelo equipamento utilizado na sua execução.
2.3.2. Processo construtivo
Como mencionado anteriormente, o processo construtivo deste tipo de estacas depende do tipo de
solo. Assim de seguida serão descritos os distintos processos de execução utilizados atualmente.
ESTACAS EXECUTADAS COM TRADO CONTÍNUO, SEM TUBO MOLDADOR
Trata-se de uma solução utilizada em solos com coesão e em estacas com diâmetros reduzidos.
i) Seleção do equipamento de furação, dependendo a profundidade a atingir;
ii) Furação com trado contínuo até à cota pretendida;
iii) Injeção do betão pelo eixo interior do trado, feita em pressão, à medida que o trado sobe
carregado com terra;
iv) Vibração dos últimos 3 m da estaca;
v) Introdução da armadura na cavidade com recurso a uma grua;
11
vi) Saneamento da cabeça da estaca.
A figura seguinte esquematiza o faseamento construtivo descrito anteriormente.
Figura 2.4 – Faseamento construtivo de uma estaca executada com trado contínuo sem tubo moldador (Santos,
2008)
ESTACAS COM TUBO MOLDADOR RECUPERÁVEL
Este processo construtivo é utilizado em solos com fraca coesão, como por exemplo solos arenosos.
i) Seleção do equipamento a utilizar para furação e introdução do tubo moldador;
ii) Furação prévia, com uma extensão de 3 a 4 m, para posicionamento e garantir a verticalidade
do tubo moldador;
iii) Introdução do tubo moldador e furação simultânea;
iv) Limpeza do fundo do furo com limpadeira e alargamento da base da estaca;
v) Introdução da armadura no furo;
vi) Betonagem, com recurso a tremonha, com a subida do tubo moldador em simultâneo;
vii) Saneamento da cabeça das estacas e execução do maciço de fundação.
Figura 2.5 – Faseamento construtivo de uma estaca com tubo moldador recuperável (Santos, 2008)
12
ESTACAS EXECUTADAS SEM TUBO MOLDADOR COM RECURSO A LAMAS BENTONÍTICAS OU POLÍMEROS
Processo utilizado, tal como o anterior, para solos com fraca coesão.
i) Montagem da central de fabrico e reciclagem das lamas bentoníticas;
ii) Seleção do equipamento de furação;
iii) Furação inicial, com recurso a trado curto, para que seja possível introduzir o tubo guia
garantindo a sua verticalidade;
iv) Colocação das lamas bentoníticas;
v) Introdução da armadura no furo previamente preenchido com as lamas bentoníticas ou
polímeros;
vi) Betonagem da estaca com auxílio da tremonha. À medida que se betona, no sentido inferior
para o superior, as lamas serão recolhidas na superfície;
vii) Saneamento da cabeça das estacas e execução do maciço de fundação.
Figura 2.6 – Faseamento construtivo de uma estaca com recurso a lamas bentoníticas ou polímeros (Santos,
2008)
ESTACAS EXECUTADAS COM TRADO CURTO SEM TUBO MOLDADOR
Método utilizado para solos com alguma coesão e quando se pretende estacas de reduzido
comprimento.
i) Seleção do equipamento de furação;
ii) Furação com recurso a trado curto;
iii) Limpeza do fundo do furo com recurso a uma limpadeira;
iv) Colocação da armadura;
v) Betonagem com tremonha debaixo para cima tendo em conta que a mangueira tem que se
encontrar submersa pelo menos 2 m durante a betonagem;
vi) Saneamento da cabeça da estaca e execução do maciço de fundação.
13
ESTACAS EXECUTADAS COM TUBO MOLDADOR PERDIDO COM EXTRAÇÃO DO TERRENO
i) Seleção do equipamento de furação e movimentação de material;
ii) Cravação de um tubo com diâmetro superior ao da estaca. Em obra executadas dentro de
água facilita a introdução do tubo;
iii) Cravação do tubo moldador por pressão e vibração;
iv) Furação da estaca com recuso a limpadeira;
v) Colocação da armadura;
vi) Betonagem com recurso a tremonha;
vii) Recuperação do tubo exterior;
viii) Saneamento da cabeça da estaca.
2.3.3. Vantagens e desvantagens
Esta tipologia de estacas contém diversas vantagens, independentemente do processo construtivo
utilizado. De seguida, serão numeradas algumas destas vantagens.
Recolha amostras dos solos atravessados;
Por serem moldadas in situ e devido ao equipamento utilizado há uma grande variedade de
diâmetros disponíveis;
Provocam reduzidas vibrações significativas no solo;
Diminuto risco de levantamento de terreno e/ou estacas vizinhas;
Não causam ruído durante a sua execução;
Atingem elevadas profundidades e dependendo do tipo de solo é possível haver alargamento
da base até dois a três diâmetros, dando-lhes assim maior resistência de ponta.
Em relação aos inconvenientes que este tipo de estaca apresenta são:
Dificuldade em garantir as dimensões da secção transversal;
Impossibilidade de inspecionar o betão após a execução da estaca;
Dificuldade em garantir o recobrimento das armaduras quando são introduzidas no betão
fresco (apenas em estacas executadas com trado continuo sem tubo moldador)
Não é possível garantir a verticalidade da estaca com a mesma precisão;
Pode existir descompressão em solos arenosos;
Não é possível efetuar alargamento da base da estaca em terrenos sem coesão;
Existe a possibilidade de haver estrangulamento da secção;
14
2.4. Estacas cravadas
2.4.1. Aspetos gerais
O que distingue as estacas cravadas das moldadas é o seu processo de fabrico e de construção. As
cravadas são pré-fabricadas podendo ser metálicas, de madeira e betão armado, com um
comprimento máximo de 12 m devido ao seu transporte para obra, no entanto há possibilidade de
serem acopladas durante a sua cravação para que consigam atingir maiores profundidades. São
introduzidas no terreno recorrendo a prensagem, vibração ou percussão.
Estas estacas são normalmente dimensionadas para resistirem como estacas de ponta, uma vez que
a cravação faz decrescer drasticamente a resistência lateral mobilizada, por esta razão não pode ser
contabilizada. São adequadas para solos brandos, pois caso contrário a sua cravação seria
extremamente difícil.
2.4.2. Processo construtivo
Para este tipo de estaca o processo construtivo é independente do solo onde se pretende cravar a
estaca, será descrito seguidamente.
i) Pré-fabricação das estacas (em fábrica) e transporte até ao local de obra;
ii) Seleção do equipamento de cravação das estacas;
iii) Posicionamento da estaca;
iv) Cravação;
v) Escavação para o maciço de fundação e demolição da cabeça da estaca;
vi) Cofragem do maciço de fundação, colocação da armadura e betonagem;
2.4.3. Vantagens e desvantagens
Esta tecnologia, empregue durante muitos anos, tem vindo a ser menos utilizada devido ao conjunto
de desvantagens que possuiu. No entanto, como vantagens tem-se:
“Limpeza da obra”, pois durante a sua execução não há movimento de solo;
Rapidez de execução;
O terreno em contacto com a ponta da estaca fica compacto;
Podem ser cravadas até à nega prevista, isto é até à cota pretendida;
Possibilidade de inspecionar o estado da estaca antes da sua cravação;
A presença do nível freático não influencia o processo construtivo;
15
Pode-se cravar estacas com elevados comprimentos, uma vez que é possível acoplar varias
estacas até obter o comprimento pretendido;
Técnica de cravação e equipamento independentes das condições in situ do solo.
Em relação às desvantagens:
Técnica mais dispendiosa, devido à sua pré-fabricação e transporte.
Podem ficar danificadas se a energia de cravação for excessiva. De modo a garantir que a
estaca se encontra intacta há necessidade de efetuar diversos ensaios;
Não podem ter elevado diâmetros, pois dificultaria a cravação;
Ocorre elevada perturbação do terreno podendo mesmo levar à reconsolidaçãp do solo
provocando atrito negativo à estaca;
Levantamento e perturbações do terreno que podem causar repercussões a infra-estruturas
vizinhas.
2.5. Controlo de qualidade
Apesar de todo o cuidado durante a execução das estacas, são diversos os fatores que podem
influenciar a capacidade resistente das estacas. O principal fator consiste na heterogeneidade do
solo, pois mesmo efetuado ensaios de campo a priori, determinando o perfil geotécnica, é
extremamente complexo determinar com exatidão a configuração do terreno.
Como após a sua execução as estacas se encontram inacessíveis não é possível efetuar uma
inspeção visual, com intuito de garantir que a sua execução cumpriu todos os pressupostos. Deste
modo é importante efetuar ensaios que, com algum grau de exatidão, consigam averiguar a
integridade das estacas, como é o caso dos ensaios não destrutivos, que recorrem a equipamentos
de simples utilização para que seja possível identificar eventuais anomalias, tendo por base a
propagação de ondas. Estes ensaios surgem como alternativa ao ensaio de carga estática, descrito
em §2.5.1.1, que apesar de determinar a capacidade de carga da estaca (última se o ensaio for
levado à rotura), em geral trata-se de um ensaio muito dispendioso e moroso, sendo por isso
executável numa diminuta percentagem de estacas.
As estacas FDP situam-se no grupo das estacas executadas in situ e desde modo todos os ensaios
efetuados em estacas moldadas (destrutivos e não destrutivos) podem ser realizados nestas. É
importante referir que no que diz respeito às estacas cravadas apenas é credível executar o ensaio
de carga estática (ensaio destrutivo) pois, uma vez que são pré-fabricadas, a necessidade de aferir o
estado do betão e correta colocação das armaduras não se coloca. No entanto, se por alguma
adversidade durante o processo de cravação existir qualquer dúvida em relação à integridade da
estaca, é exequível efetuar ensaios expeditos (não destrutivos) de forma a garantir o bom
funcionamento da estaca.
16
2.5.1. Ensaio destrutivo
2.5.1.1. Ensaio de carga estática
O ensaio de carga estática trata-se de um ensaio reconhecido na comunidade geotécnica. É utilizado
em praticamente todas as obras, principalmente as de grande dimensão, com o intuito de determinar
o comportamento do conjunto estaca-solo, e assim determinar a capacidade de carga da estaca. É de
referir ainda que este ensaio contém duas vertentes. A primeira consiste em determinar a capacidade
de carga última, isto é levar o ensaio à rotura. Trata-se de um acontecimento que não é aplicado
frequentemente por duas razões, a primeira porque põe em causa a segurança do ensaio e a
segunda razão deve-se ao facto de após a sua execução a estaca não poder ser utilizada como
elemento de fundação, uma vez que perde a sua rigidez. A segunda vertente deste ensaio, aplicada
na maioria dos casos, consiste em determinar a capacidade de carga da estaca, ou seja averiguar
que esta suporta uma carga superior à de serviço.
A principal vantagem deste método, e a razão pela qual em obras de grande porte a sua utilização se
torna indispensável é o facto de este simular o carregamento de uma estrutura, com valores de carga
reais, obtendo assim o comportamento real das fundações para os níveis de cargas para os quais
estarão sujeitas.
Estes ensaios são executados durante a fase de obra, em estacas de projeto (se se pretende levar o
ensaio à rotura) e determinam as contribuições de resistência de ponta e lateral, sendo possível,
assim, efetuar um dimensionamento com maior rigor. É um ensaio extremamente dispendioso, uma
vez que para a sua realização exige a construção de uma estrutura de aplicação da carga, sendo por
isso executado num número reduzido de estacas em comparação com a quantidade de estacas
produzidas, podendo mesmo ser realizado em apenas uma estaca. Por esta razão, é muitas vezes
colocado em causa se é plausível extrapolar os resultados de uma única estaca para o conjunto de
estacas que constituiu a fundação.
Note-se que quanto maior for o diâmetro da estaca, mais dispendioso será o ensaio, sendo mesmo
inexequível a sua realização se a estaca conter elevado diâmetro. Por isso a NP EN 1997-1 (2010),
afirma que é possível efetuar o ensaio em estacas com diâmetro inferior às definitivas, desde de que
essa relação de diâmetros não seja inferior a 0,5. Esta norma impõe também, que as estacas a
ensaiar têm de ser instaladas em condições análogas às definitivas, afirma ainda que as estacas de
teste devem encontrar-se devidamente instrumentadas para que seja possível efetuar a medição em
separado da resistência de ponta e lateral e por fim, no caso da execução do ensaio numa única
estaca este tem de ser executado onde as condições de fundações forem mais desfavoráveis.
Existem dois métodos possíveis para a aplicação deste ensaio, aplicação de carga axial, ensaio mais
corrente, e aplicação de carga lateral. Para o primeiro método ainda existem duas variáveis, ensaio
CRP (constant rate of penetration), que consiste na aplicação crescente de carga axial, mantendo
constante a velocidade de penetração no solo, e a segunda variável consiste no ensaio ML
17
(maintained load), em que se aplicam patamares de carga, mantidos num determinado intervalo de
tempo, ate ser atingida duas vezes a carga de serviço ou a carga de rotura.
Como o ensaio de aplicação de carga axial é o mais usual, e é a partir deste que se obtém os valores
de capacidade de carga que se pretende, neste subcapítulo apenas este método será descrito.
Em termos de execução deste ensaio é necessário uma chapa metálica (serve de proteção do
maciço de encabeçamento), célula de carga (é utilizada para medir a força aplicada em kN), estrutura
de apoio e macacos hidráulicos. Consiste, essencialmente, na aplicação da carga pelo macaco
hidráulico que se encontra apoiado na estrutura de suporte, como é possível observar na Figura 2.7.
A força aplicada origina uma reação na estrutura metálica que se encontra encastrada em duas
estacas de reação que trabalham à tração (Figura 2.7). O resultado do ensaio consiste numa curva
de carga-assentamento que fornece para cada valor de carga o assentamento ocorrido.
Note-se que para que seja possível analisar, independentemente, o atrito lateral, a carga aplicada e o
assentamento na ponta da estaca, recorre-se à introdução de instrumentação em profundidade que
consiste na instalação de pares de extensómetro segundo o eixo da estaca.
A Figura 2.7 ilustra todos os equipamentos necessários para a execução deste ensaio e a sua
disposição.
Figura 2.7- Ensaio de carga estática (adaptado de Brito, 1999)
Em alternativa ao ensaio de carga estática é possível recorrer ao método bidimensional em que
cinge-se à instalação de uma ou mais células de Osterberg (células perdidas), na base e/ou ao longo
do fuste da estaca. Estas células são instaladas na armadura antes da sua introdução na estaca. O
ensaio consiste na expansão da célula hidraulicamente, no caso das células instaladas no fuste, a
parte superior da estaca reaja contra a parte inferior e para as células instaladas na base da estaca a
reacção ocorre contra o solo. É exequível analisar diferentes zonas da estaca, para tal introduz-se
diversas células de Osterberg nos locais pretendidos. Importa salientar que a secção superior da
estaca deverá conter a resistência necessária para que não ocorra empolamento da mesma. Por fim,
18
utilizando este método é possível medir-se a resistência lateral da estaca a partir dos deslocamentos
que ocorrem, para tal a estava deverá encontrar-se instrumentada com extensómetros para medir-se
os deslocamentos. Em relação à quantificação da carga, esta é medida a partir da pressão hidráulica
imposta na estaca (Figura 2.8).
a) b)
Figura 2.8 – a) Modelo de funcionamento do sistema com célula de Osterberg na base da estaca; b)
Esquema da célula instalada no fuste da estaca (Penteado & Brito, 2009)
2.5.2. Ensaios não destrutivos
O ensaio descrito anteriormente é muito oneroso, de lenta execução e é efetuado numa reduzida
percentagem de estacas. Assim houve necessidade de desenvolver técnicas indiretas, não
destrutivas, permitindo que após a realização do ensaio, a estaca não perca rigidez. Trata-se de
ensaios expeditos que recorrem a equipamentos ligeiros, de fácil e rápida utilização, podendo ser
executados num número elevado de estacas. Embora estas técnicas não determinem o valor da
capacidade de carga da estaca, tal como acontece com o anterior, é possível averiguar se estas se
encontram em boas condições, logo conseguirão resistir à carga para a qual foram dimensionadas.
Note-se ainda que, para a aplicação destes métodos é necessário efetuar-se o saneamento da
cabeça da estaca no início do ensaio.
2.5.2.1. Ensaio sónico
Este ensaio tem como principal objetivo avaliar a integridade, e tal como o nome indica, consiste na
propagação de uma onda sónica de compressão impelida na cabeça da estaca através de uma
pancada de reduzida intensidade, com recurso a um martelo de peso inferior a 1Kg. Através da
propagação da onda é possível averiguar possíveis descontinuidades existentes no fuste da estaca
que possam reduzir a rigidez da estaca.
19
Para a execução deste ensaio é necessário, primeiramente, fixar um acelerómetro na cabeça da
estaca, que regista a propagação da onda e sua reflexão no percurso efetuado ao longo do fuste da
estaca. Se, eventualmente, houver alguma anomalia na estaca ter-se-ão variações na velocidade e a
distância percorrida pela onda sónica será inferior à esperada.
Assim, para a sua execução é necessário um computador portátil, que contém um software
apropriado para o processamento eletrónico dos sinais. Serão ainda indispensáveis cabos de ligação,
pré-amplificadores, acelerómetros e um martelo. Assim o sinal obtido pelo acelerómetro é transmitido
ao pré-amplificador e convertido numa forma digital e posteriormente processado pelo computador.
A figura seguinte ilustra esquematicamente o ensaio sónico.
Figura 2.9 - Esquema de execução do ensaio sónico (Penteado & Brito, 2009)
O resultado obtido no acelerómetro é amplificado de forma crescente, sendo que quanto maior for o
comprimento da estaca maior será o resultado. Tal acontece, pois há necessidade de equilibrar o
amortecimento da energia devido ao atrito lateral da estaca. A velocidade de propagação da onda
sónica é determinada com base na aceleração medida e sabendo o comprimento da estaca.
Os parâmetros de imput no software consistem na localização dos ensaios, ou seja, localização da
obra, designação da estaca de ensaio, comprimento da estaca e velocidade de propagação das
ondas sónicas no betão.
2.5.2.2. Carotagem
A utilização deste ensaio apenas é justificada se existir qualquer incerteza no que diz respeito à
integridade da estaca na utilização do método anterior. De modo a conformar a validação desta
técnica é necessário que a carote coincida com a zona danificada. Assim sendo, esta técnica consiste
em efetuar uma carotagem ao longo de todo o fuste recorrendo a uma broca, sendo possível assim
recolher amostras do betão e averiguar se existe alguma anomalia no corpo da estaca.
20
Após a execução da carotagem o furo executado é selado com recurso a calda de cimento, de duas
formas distintas, dependente do resultado obtido na realização do ensaio. Se a estaca apresentar um
resultado satisfatório a selagem é efetuada introduzindo a calda de cimento por gravidade. Caso o
resultado não seja razoável a selagem é realizada recorrendo a uma injeção sob pressão, de modo a
preencher a zona danosa e assim garantir a continuidade do corpo da estaca sem por em causa a
sua rigidez.
Na figura seguinte é possível observar à esquerda o equipamento que executa o carote e à direita
exemplos de carotes.
Figura 2.10 - Equipamento utilizado na carotagem (esquerda), amostra de carotes (direita) (Penteado & Brito
2009)
2.5.2.3. Método do campo induzido
Este método tem como objetivo determinar a profundidade e continuidade da armadura que se
encontra no interior da estaca. Depende, essencialmente, de um dispositivo elétrico que deteta um
campo magnético como resposta a uma corrente oscilatória que é induzida na armadura da estaca.
A execução deste método consiste, primeiramente, em efetuar um furo relativamente próximo da
estaca que terá de ser revestido com tubo PVC (policloreto de vinil). Este furo irá conter um sensor
(detetor) que identifica a variação de intensidade no campo magnético tendo em conta a
profundidade. Posteriormente, introduz-se um elétrodo a alguma distância da estaca, para que a
corrente oscilatória flua entre o detetor e o elétrodo. Durante a extensão do corpo da estaca a
intensidade do corpo magnético deverá ser elevada, sendo que na ponta da estaca diminuiu
bruscamente. Esta redução indica o final de armadura que se coincidir com o final da estaca indica o
comprimento da estaca.
A Figura 2.11 esquematiza o ensaio descrito neste ponto.
21
Figura 2.11 - Método do campo induzido (Penteado & Brito 2009)
2.5.2.4. Método com radar
Este método é utilizado quanto se pretende determinar o comprimento e geometria da estaca. Na
proximidade da estaca é executado um furo, paralelamente à fundação, que deverá ser revestido por
um tubo PVC. O furo em causa irá conter um transmissor e refletor de ondas de radar.
Note-se que quanto mais próximo o furo se encontrar da fundação menor será o erro obtido neste
ensaio, uma vez que as ondas de radar são, significativamente, influenciáveis pela condutividade do
meio geológico onde circulam.
O ensaio é executado quando o transmissor emite ondas de radar ao solo envolvente, que quando
encontra a fundação deflecte a onda que será detetada pelo recetor, ou seja a estaca funciona como
barreira da onda. Este processo é executado ao longo do fuste da estaca, quando o recetor deixar de
receber as ondas de radar permite determinar a profundidade a que a estaca se encontra.
Figura 2.12 - Método com radar (Penteado & Brito 2009)
22
2.5.2.5. Método sísmico paralelo
Este método é empregue, com elevada precisão, quando se pretende determinar o comprimento da
estaca e/ou eventuais anomalias.
Consiste em efetuar um furo, a aproximadamente 1,5 m da estaca a ensaiar, com 5 a 10 cm de
diâmetro e cuja profundidade deve ser 3 a 5 m superior ao comprimento da estaca. Há dois tipos de
sensores que podem ser utilizados neste ensaio (hidrofone e geofone). Se se pretender recorrer a um
hidrofone tem de ser instalado um tubo com a extremidade inferior obturada a priori da instalação do
hidrofone e encontra-se preenchido com água. Caso o sensor a utilizar seja um geofone o tubo com a
extremidade inferior obturada tem na mesma de ser instalado, no entanto não é preenchido com
água. Note-se que qualquer um destes sensores tem que ser introduzido até à cota da ponta da
estaca.
O próximo passo, para a execução deste ensaio, consiste em efetuar impactos na cabeça da estaca,
com recurso a um martelo. Estes impactos provocam ondas de compressão que serão medidas pelo
hidrofone ou geofone. O tempo entre o impacto e a receção pelo hidrofone/geofone é medido para
cada incremento. A variação medida terá de ser linear a menos que a onda de compressão tenha
atravessado algum defeito existente na estaca, ou se tenha atingido o final da estaca.
A principal vantagem desde método é que pode ser executado mesmo que a cabeça da estaca não
seja acessível ou seja, após a execução da infraestrutura. Para tal, basta efetuar o impacto em
qualquer local da estrutura que se encontre em contacto direto com as fundações que o resultado
será igualmente válido. É frequentemente utilizado também quando o comprimento da estaca é
excessivo e inviabiliza a utilização do método sónico.
A Figura 2.13 ilustra, esquematicamente, o processo do ensaio descrito neste ponto.
Figura 2.13 - Método sísmico paralelo (Penteado & Brito, 2009)
23
2.5.2.6. Ensaio cross-hole
O ensaio cross-hole consiste numa técnica inovadora, cujo principal objetivo resume-se a detetar com
exatidão irregularidades e quantificar a amplitude dos danos existentes no fuste da estaca, tais como
fissuras, estreitamento da estaca, cavidades, vazios, segregação e também contaminação do betão.
É altamente recomendado para estacas executadas in situ com elevado diâmetro, como é o caso das
estacas FDP.
Quanto aos equipamentos necessários para a execução deste método, segundo Penteado & Brito
(2009), são: um osciloscópio, uma impressora, um gerador de impulsos, uma roldana que contenha
um dispositivo elétrico que consiga controlar a velocidade de ascensão, uma sonda emissora e duas
recetoras, sendo que uma das sondas recetoras tem de conter um amplificador.
Para a concretização deste ensaio é necessário introduzir no interior da estaca e fixados à armadura,
tubos de PVC ou metálicos, ocos, com diâmetros compreendidos entre 35 e 60 mm acomodados na
periferia da estaca ao longo de todo o seu comprimento. O número de tubos a utilizar, de acordo com
Penteado & Brito (2009), depende apenas do diâmetro da estaca. Assim,
∅ < 600mm implica 2 tubos;
600< ∅ ≤ 1200mm corresponde a 3 tubos emparelhados segundo um angulo de 120º;
∅ ≥ 1200mm equivale a no mínimo 4 tubos.
Após a instalação destes tubos introduzem-se as sondas transmissoras e recetoras até à base da
estaca com auxílio de cabos que posteriormente serão utilizados para deslocar as sondas de forma
ascendente ao longo do fuste da estaca e, finalmente, os tubos são preenchidos com água.
A figura que se segue ilustra os equipamentos utilizados na execução deste método.
Figura 2.14 - Equipamento utilizado no ensaio cross-hole (Penteado & Brito, 2009)
24
Concluída a calibração de todo o equipamento é possível iniciar o ensaio que consiste em emitir sinal
sónico entre o emissor e recetor, de forma contínua, ao mesmo tempo que as sondas são movidas
num sentido ascendente a uma velocidade constante. Durante este movimento efetua-se, de forma
contínua, um registo da profundidade e o tempo percorrido entre o impulso e a sua chegada ao
recetor. Como se trata de um processo contínuo é possível estimar as variações na velocidade de
propagação das ondas, sabendo assim se existe alguma anomalia e a grandeza desta. O sinal
recebido pelas sondas recetoras é conduzido até ao osciloscópio que o memoriza e imprime-o.
Embora este método seja extremamente preciso, apenas deteta anomalias que se encontram nas
zonas atravessadas pelas ondas sónica, não identificando pequenas anomalias verticais e em
comparação com o método sónico é um processo mais moroso.
Este ensaio é muito utilizado em estacas moldadas com diâmetro superior a 1m, no entanto as
estacas FDP não atingem diâmetros tão elevados. Assim sendo para validação deste método
utilizam-se 2 tubos de PVC ou metálicos que serão colocados na periferia da estaca. O restante
processo é executado de igual forma que as estacas moldadas, como foi descrito anteriormente.
2.5.2.7. Ensaio de carga dinâmico
Este método tem como base a teoria de propagação de ondas, especificamente ondas provocadas
pela ação de um martelo, a ação é efetuada de forma dinâmica ao contrário do que acontecia com o
ensaio de carga estática.
Para a realização deste ensaio é necessário recorrer a um conjunto de instrumentos e equipamentos
que permitam a recolha de dados. Como tal, utilizam-se acelerómetros e extensómetros instalados no
fuste da estaca, que recolhem os registos obtidos após cada pancada. Estes dois instrumentos,
através de cabos, transferem os dados para um equipamento de processamento de dado,
denominado como PDA (Pile Driving Analyer) que os descodifica sendo, assim, possível analisá-los.
A ação efetuada, que dá origem aos dados, consiste numa carga dinâmica axial, utilizando um
martelo, que gera uma onda com velocidade constante que percorre o fuste da estaca. As
características registadas são: a força empregue na aplicação da carga e a velocidade da onda entre
cada impacto (registada com recuso aos acelerómetros). Com os valores obtidos é possível avaliar a
resistência mobilizada e a sua distribuição em profundidade.
Segundo a NP EN 1997-1 (2010) é possível determinar o valor de carga última utilizando os valores
obtidos neste ensaio. No entanto, para tal é necessário um software adequado, que esteja calibrado
com os dados obtidos por ensaios de carga estática, em estacas com as mesmas características, ou
seja diâmetro e comprimento análogo e em condições de terreno semelhante.
25
A Figura 2.15 ilustra a execução de um ensaio dinâmico, bem como os utensílios, acelerómetro e
extensómetro, necessários para a sua execução.
Figura 2.15 - Realização do ensaio dinâmico (à esquerda) e colocação do acelerómetro e extensómetro no fuste
da estaca (Penteado & Brito, 2009)
26
27
Capítulo 3. Full Displacement Piles (FDP)
3.1. Aspetos gerais
Esta tecnologia, FDP, surge pela necessidade otimizar os recursos na execução de fundações
profundas. Tem sido desenvolvida, principalmente, em países ocidentais, com objetivo de otimizar o
princípio de deslocamento lateral e encontrar formas de perfuração mais eficazes e económicas,
quando comparadas com as soluções tradicionais, dependendo, essencialmente, do tipo de solo em
causa.
Esta técnica inovadora é considerada como uma estaca que provoca um deslocamento horizontal, tal
como as estacas cravadas, no entanto acaba por reunir um conjunto de características das estacas
moldadas e cravadas, pois tal como as cravadas não há extração do terreno durante a sua execução
e provocam deslocamento lateral, no entanto quando comparadas com as moldadas, é uma estaca
concretizada in situ que consegue atingir diversas profundidades, consoante o tipo de equipamento.
Embora todas estas condições façam com que as estacas FDP sejam de elevada aplicação, para a
sua execução é necessário um equipamento característico e, por esta razão, não são todas as
entidades que têm condição de executá-las.
Este capítulo terá foco nesta tecnologia e tem como objetivo definir e demonstrar todas as
características que se encontram implícitas na sua aplicação, como por exemplo a forma como a sua
execução influencia os parâmetros do solo e como o solo tem interferência na energia necessária
para a perfuração. Também se fará referência ao equipamento necessário para aplicação de estacas
FDP e ao seu faseamento construtivo.
3.2. Definição
As estacas FDP são um conjunto de estacas de betão armado executadas in situ. Esta tecnologia
combina as vantagens das estacas cravadas (estacas de deslocamento) e moldadas (estacas sem
deslocamento). Embora sejam executadas in situ, como as moldadas, são classificadas como
estacas de deslocamento, pois durante a sua execução ocorre no adensamento do solo na periferia
da estaca, devido a um deslocamento horizontal imposto pelo equipamento de perfuração. Este
adensamento tem como principal objetivo melhorar as características do solo, aumentando assim, a
área de secção disponível aquando da aplicação da carga.
A Figura 3.1 esquematiza, a tipologia das estacas, ilustrando em que categoria se encontra as
estacas FDP.
28
Figura 3.1 - Tipologia das estacas (adaptado de Baxter et al, 2006)
As particularidades partilhadas entre as estacas FDP e as estacas moldadas são assinaladas pelas
seguintes características: atingem elevadas profundidades, não causam ruídos e vibrações durante a
execução e como são betonadas in situ, o solo é que lhes confere forma. Como tal obtém-se uma
forma irregular que aumenta a aderência entre estaca e solo, e consequentemente aumenta a
resistência por atrito lateral.
De uma forma abreviada, as estacas FDP recorrem a um equipamento de perfuração próprio, que é
introduzido no solo devido à aplicação de um momento torsor, aplicado na haste do trado, e uma
força descendente, provocando assim um deslocamento horizontal no terreno. Este equipamento,
que será descrito em §3.3., é constituído por uma robusta haste central, concebida para transportar o
betão até à ponta da estaca. O elemento subjacente à haste tem como principal função adensar o
solo circundante à estaca, através do deslocamento horizontal, sendo o elemento que confere o
diâmetro à estaca. Este pode ter diferentes comprimentos de modo a se adaptar às condições do solo
(mínimo 3 m e máximo 6-7 m, segundo Fiorotto et al (2008)).
O diâmetro mais frequente nesta técnica, de acordo com Fiorotto et al (2008), é de 620 mm, sendo
que também é possível ter-se 360, 440 e 510 mm. Como esta técnica é aplicável a diferentes tipos de
solos, as cabeças de furação também são adaptáveis, de modo a obter-se o máximo desempenho do
equipamento.
Uma alternativa para determinar a capacidade de carga da estaca consiste em recorrer a ensaios de
carga estática e/ou dinâmicos, para que deste modo seja possível obter-se uma perceção do valor de
carga resistente deste tipo de estacas.
Como tal, foram efetuados diversos ensaios com intuito de determinar a resistência última da estaca
e compará-las com estacas moldadas. Referir, como exemplo, os ensaios efetuados em Busch
(2009), que consistirem em executar o ensaio de carga estática em estacas FDP que atravessam
areias de média densidade. As estacas ensaiadas tinham diferentes comprimentos e diâmetros.
Umas com 14 m de comprimento e diâmetro de 440 mm e outras com 510 mm de diâmetro e 10 ou
12 m de comprimento.
29
A Figura 3.2 mostra os assentamentos obtidos aquando a aplicação da carga.
Figura 3.2 – Comparação da capacidade de carga entre estacas FDP e estacas moldadas (adaptado de Busch,
2009)
Através da figura anterior é possível averiguar que para o mesmo assentamento as estacas FDP têm
maior capacidade de carga em comparação com as estacas moldadas. Também permite constatar
que entre as estacas FDP o que condiciona os assentamentos e a capacidade última é o
comprimento da estaca e não o diâmetro da estaca, uma vez que uma estaca FDP com 440 mm de
diâmetro e 14 m de comprimento possuiu a maior capacidade de carga quando comparada com as
restantes estacas representadas na Figura 3.2.
3.3. Equipamento de perfuração
O equipamento utilizado nesta técnica construtiva de estacas, consiste num equipamento de
perfuração rotativo que permite a aplicação de um elevado momento torsor e força (no sentido
descendente durante a perfuração – “pull down”).
A parte inferior do trado, ferramenta de perfuração, é composta por diversos utensílios com diferentes
funções. Uma vez que existe duas variantes desta técnica construtiva, técnica standard e técnica com
ponteira perdida, existem dois equipamentos distintos correspondentes a cada uma destas.
Na primeira técnica existe a possibilidade de introduzir uma extensão, designada por “extensão de
kelly”, ou inserir uma “extensão de kelly” juntamente com uma extensão treliçada. Esta extensão é
introduzida no topo do equipamento e serve de complemento à haste para que seja possível atingir
elevadas profundidades. Enquanto na segunda técnica, ponteira perdida, apenas é exequível a
introdução da “extensão de kelly” em comunhão com a extensão treliçada.
A Figura 3.3 ilustra o equipamento de perfuração com a implementação dos 3 tipos de suplementos
de possível utilização.
30
Figura 3.3 – a) Equipamento standard; b) Equipamento com "extensão de kelly"; c) Equipamento com
"extensão de kelly" em junção com a extensão treliçada (Bauer Maschinen GmbH, 2013)
Existe ainda a possibilidade de introduzir uma extensão na ferramenta de perfuração, entre o corpo
de deslocamento e o arranque, contém comprimento variável e têm como principal objetivo adaptar a
ferramenta de perfuração ao tipo de solo em causa de modo a adquirir uma elevada produtividade.
O equipamento utilizado tem de estar de acordo com a norma EN 996/A1 (1995), onde se refere que
este tem que conter sistemas mecânicos e elétricos de modo a controlar a profundidade de
escavação. Durante a perfuração é possível visualizar e registar, no visor elétrico do equipamento, os
parâmetros necessários para controlar a qualidade de execução da estaca, tais como a profundidade,
momento torsor e força aplicada no instante do registo, velocidades de penetração e de extração,
volume de betão, pressão a que o betão está a ser bombeado, no caso da técnica standard e o valor
da resistência à penetração (α). É o conjunto destes valores que possibilita averiguar se o
procedimento está a ser cumprido.
31
Na Figura 3.4 é possível examinar um exemplo de um monitor do equipamento de perfuração.
Figura 3.4 - Exemplo de um monitor do equipamento de perfuração (Bauer Maschinen GmbH, 2013)
3.3.1. Técnica standard
Como referido anteriormente, a ferramenta de perfuração é composta por diversos utensílios com
diferentes funções. Na Figura 3.5 é possível visualizar a ferramenta de perfuração à esquerda e à
direita a divisão da mesma nos diferentes utensílios que a compõem, especificando-se a sua função.
Figura 3.5 - Diferentes funções que compõem a ferramenta de perfuração (adaptado de Bauer Maschinen
GmbH, 2013)
O primeiro utensílio, contando do topo, tem como função pós-densificar o do solo, isto é, durante a
extração do trado este corpo com forma cónica densifica todas as zonas descomprimidas durante a
perfuração. O corpo cilíndrico que se segue, serve para estabilizar as paredes do furo. A terceira
ferramenta, também com forma cónica tal como a primeira, é utilizada para densificar o solo durante a
perfuração. Esta induz forças horizontais, transportado e adensando o solo envolvente à estaca. Por
fim, o último utensílio, primeiro a ser introduzida no solo tem com função descomprimir o solo
permitindo a perfuração da cavidade.
32
No mercado existem diversos equipamentos com diferentes diâmetros, que se distinguem pela
energia disponível durante a perfuração. Podem conter ou não a “extensão de kelly” o que faz com
que consigam atingir elevadas profundidades, 42 m no máximo correspondente ao equipamento com
620 mm de diâmetro com “extensão de kelly” em junção com a extensão treliçada.
O quadro que se segue demonstra as profundidades atingidas consoante o tipo de equipamento, o
diâmetro e as extensões que contêm.
Quadro 3.1 - Profundidades atingidas pela técnica standard (adaptado de Bauer Maschinen GmbH, 2013)
D1 360 mm 440 mm 510 mm 620 mm
D2 254 mm 368 mm 368 mm 368 mm
STM KV GMV STM KV GMV STM KV GMV STM KV GMV
BG 12 H 11,0 15,0 -- -- -- -- -- -- -- -- -- --
BG 15 H 12,0 18,0 -- -- -- -- -- -- -- -- -- --
BG 18 H -- -- -- 13,5 21,5 -- -- -- -- -- -- --
BG 20 H -- -- -- 14,5 22,5 -- 14,5 22,5 -- -- -- --
BG 24 H -- -- -- 15,0 -- -- 15,0 23,0 25,5 15,0 23,0 25,5
BG 28 -- -- -- -- -- -- 18,0 26,0 28,5 18,0 26,0 28,5
BG 28 H -- -- -- -- -- -- 17,5 25,5 28,0 17,5 25,5 28,0
BG 30 -- -- -- -- -- -- 18,0 26,0 31,5 18,0 26,0 31,5
BG 30 H -- -- -- -- -- -- 19,3 27,3 32,3 19,3 27,3 32,3
BG 39 -- -- -- -- -- -- 19,0 27,0 31,0 19,0 27,0 31,0
BG 40 -- -- -- -- -- -- 18,5 26,5 30,5 18,5 26,5 30,5
BG 42 -- -- -- -- -- -- 20,0 28,0 32,0 20,0 28,0 32,0
BG 46 -- -- -- -- -- -- 22,5 30,5 34,5 22,5 30,5 34,5
BG 50 -- -- -- -- -- -- 30,0 38,0 42,0 30,0 38,0 42,0
RG 18 S 18,0 22,0 -- 18,0 22,0 -- 18,0 22,0 -- -- -- --
RG 22 S 22,0 26,0 -- 22,0 26,0 -- 22,0 26,0 -- -- -- --
RG 25 S -- -- -- 24,5 32,0 -- 24,5 32,0 -- 24,5 32,0 --
Tem-se na primeira coluna as diferentes designações atribuídas ao equipamento de perfuração, em
que o que difere é a energia utilizada na perfuração, D1 trata-se do diâmetro da estaca, ou seja, da
zona com maior diâmetro da ferramenta de perfuração (estabilização) e D2 corresponde ao diâmetro
da zona de perfuração (utensilio utilizado para descomprimir o solo).
Note-se que para diâmetros de 440 e 510 mm ainda existe a variante com D2 igual a 254 mm,
atingindo profundidades inferiores quando comparadas com D2 de 368 mm.
No que diz respeito aos três tipos de equipamentos têm-se STM corresponde ao equipamento
standard, KV equivale ao recurso da “extensão de kelly” e por fim, GMV consiste na utilização da
“extensão de kelly” em comunhão com extensão treliçada.
33
3.3.2. Técnica com ponteira perdida
O que difere na técnica standard para a técnica de ponteira perdida, no que diz respeito à ferramenta
de perfuração, é que a segunda contém na base uma ponteira, que ficará no interior do solo após a
perfuração. Na Figura 3.6 à esquerda tem-se a designação dos diferentes utensílios que compõem a
ferramenta de perfuração e à direita as respetivas funções. Na Figura 3.7 é possível visualizar a
ponteira perdida desencaixada da ferramenta de perfuração.
Figura 3.6 – À esquerda, designação dos diferentes utensílios que compõem a ferramenta de perfuração e à
direita as respetivas funções (adaptado de Busch, 2009)
Figura 3.7 - Ponteira perdida (Bauer Maschinen GmbH, 2013)
O equipamento utilizado durante a execução desta variante possuiu um diâmetro superior ao do
equipamento standard e contém uma tremonha montada no topo, para que após a furação ocorra a
betonagem da estaca por gravidade. Uma vez que o betão é colocado sem recorrer a pressão há um
consumo excessivo, principalmente quando se trata de solos moles.
As principais vantagens desta técnica constituem no facto de não haver risco de deslocamento do
equipamento durante a betonagem, uma vez que a betonagem não é efetuada com pressão e
permite a colocação da armadura antes da concretização da betonagem.
34
Na Figura 3.8 é possível visualizar os diversos componentes que compõem a zona superior do trado
desta técnica.
Figura 3.8 - Componentes da parte superior do equipamento de furação (Bauer Maschinen GmbH, 2013)
Legenda:
1- Funil para colocação do betão;
2- Mangueira de betão;
3- Câmara;
4- Unidade de rotação;
5- Guia hidráulico;
6- Haste de furação.
Este equipamento, tal como acontecia na técnica standard, tem capacidade de alcançar diversas
profundidades, dependendo da energia que o equipamento disponibiliza na perfuração e o tipo de
extensão que utiliza.
35
O quadro que se segue demostra as diferentes profundidades atingidas.
Quadro 3.2 - Profundidades atingidas pela técnica de ponteira perdida (adaptado de Bauer Maschinen GmbH, 2013)
Diâmetro 440 mm 510 mm 550 mm 620 mm 710 mm
STM GMV STM GMV STM GMV STM GMV STM GMV
BG 18 H 13,5 21,0 13,5 21,0 -- -- -- -- -- --
BG 20 H 14,0 21,5 14,0 21,5 -- -- -- -- -- --
BG 24 H 15,0 25,0 15,0 25,0 15,0 25,0 15,0 25,0 -- --
BG 28 -- -- 18,0 28,0 18,0 28,0 18,0 28,0 18,0 28,0
BG 28 H -- -- 17,5 27,5 17,5 27,5 17,5 27,5 17,5 27,5
BG 30 -- -- 18,0 31,0 18,0 31,0 18,0 31,0 18,0 31,0
BG 30 H -- -- 19,3 32,3 19,3 32,3 19,3 32,3 19,3 32,3
BG 39 -- -- 19,0 30,5 19,0 30,5 19,0 30,5 19,0 30,5
BG 40 -- -- 18,5 30,0 18,5 30,0 18,5 30,0 18,5 30,0
BG 42 -- -- 20,0 31,5 20,0 31,5 20,0 31,5 20,0 31,5
BG 46 -- -- 22,5 34,0 22,5 34,0 22,5 34,0 22,5 34,0
BG 50 -- -- 30,0 41,5 30,0 41,5 30,0 41,5 30,0 41,5
RG 18 S 18,0 -- 18,0 -- -- -- -- -- -- --
RG 22 S 22,0 -- 22,0 -- -- -- -- -- -- --
RG 25 S 24,5 -- 24,5 -- 24,5 -- 24,5 -- 24,5 --
Comparando o quadro anterior com as profundidades atingidas pelo equipamento utilizado a técnica
standard (Quadro 3.1), concluiu-se que apesar da técnica de ponteira perdida conseguir executar
estacas com maiores diâmetros, atinge profundidades inferiores.
Esta técnica contém um D2, diâmetro da zona de descompressão do solo, associado a cada diâmetro
da estaca (D1), ao contrário do que acontecia na técnica standard que para um D1 havia duas
possibilidades de D2.
No quadro seguinte é possível constatar os possíveis diâmetros da estaca associados ao diâmetro da
zona de descompressão do solo, bem como o diâmetro correspondente ao tubo oco existente no
interior do trado.
Quadro 3.3 - Diâmetro da zona de perfuração em função do diâmetro da estaca (adaptado de Bauer Maschinen GmbH, 2013)
D1 (mm) 440 510 550 620 710
D2 (mm) 368 368 445 445 445
Dtubo oco (mm)
220 220 327 327 327
36
3.4. Processo construtivo
Esta técnica de execução de estacas distingue-se das tradicionais por duas razões. A primeira deve-
se ao facto de recorrer a um equipamento característico (descrito em §3.3) que permite o
adensamento do material envolvente à estaca, não havendo transferência de solo para a superfície, e
por último a perfuração efetua-se com recurso a aplicação de um momento torsor e a uma força
vertical descendente, que variam consoante as propriedades do solo.
No que diz respeito à metodologia de instalação das estacas depende da técnica utilizada. De
seguida será descrito o processo construtivo tanto para a técnica standard como para a de ponteira
perdida
3.4.1. Técnica standard
Esta consiste na técnica tradicional de execução de estacas FDP e o procedimento é o seguinte:
i) Posicionamento e criação de uma plataforma de perfuração sobre a posição da estaca;
ii) Início da perfuração com recurso ao trado. Esta é efetuada fazendo rodar o equipamento
(aplicação do momento torsor) e aplicando uma força vertical no sentido descendente. O solo é solto
pelo arranque do trado e à medida que vai perfurando empurra lateralmente o solo, devido à
geometria da ferramenta de perfuração, especificamente o corpo de deslocamento;
iii) A perfuração é efetuada até à profundidade pretendida. Esta profundidade depende da altura
do mastro e com a possibilidade da implementação uma extensão no equipamento, como referido em
§3.3;
iv) Atingida a profundidade pretendida, o equipamento começa a subir e em simultâneo
bombeia-se o betão através de um tubo oco que existe no interior do equipamento. Note-se que
durante a perfuração, após a passagem da ferramenta de estabilização (zona com maior diâmetro da
ferramenta de perfuração) há descompressão do solo, pois deixa de haver contenção das paredes do
furo. Assim, à medida que o equipamento é puxado para a superfície, no sentido em que se efetuou a
perfuração, a ferramenta de estabilização confere a tensão previamente existente nas paredes do
furo e esta é mantida pelo betão introduzido na cavidade da estaca;
v) Por fim, introduz-se a armadura com recurso a uma grua, enquanto o betão ainda se encontra
fresco. Se necessário pode ser aplicada uma pequena vibração para ajudar na introdução da
armadura.
Na Figura 3.9 tem-se o esquema das cinco fases descritas anteriormente.
37
Figura 3.9 - Esquema da metodologia de execução da técnica standard (adaptado de Bauer Maschinen GmbH,
2013)
3.4.2. Técnica com ponteira perdida
A metodologia de construção consiste:
i) Posicionamento e criação de uma plataforma de perfuração sobre a posição da estaca;
ii) Início da perfuração com recurso ao trado especial. Esta é efetuada fazendo rodar o
equipamento (aplicação do momento torsor) e aplicando uma força vertical no sentido descendente.
O solo é solto pelo arranque do trado e à medida que vai perfurando empurra lateral o solo, devido à
ferramenta com função de estabilização que compõe o equipamento;
iii) A furação é efetuada até à profundidade pretendida. Esta profundidade depende da altura do
mastro e com a possibilidade de implementar uma extensão no equipamento;
(Estas três fases iniciais são idênticas à técnica standard).
iv) Ao atingir a profundidade pretendida a ponteira é desconectada da ferramenta de perfuração
e introduz-se a armadura pelo interior da haste oco do trado com auxílio de uma grua;
v) Posteriormente procede-se à extração do trado e em simultâneo o betão é descarregado pela
tremonha instalada no topo do trado, sem recorrer a pressão. De modo a controlar o nível de
enchimento, coloca-se uma sonda na tremonha que tem como principal função monitorizar o volume
de betão descarregado.
Tal como acontecia na técnica standard, o trado é retirado aplicando um torsor na direcção da
perfuração para que seja possível densificar qualquer solo que possa ter desabado para o interior da
cavidade durante a perfuração.
38
O processo descrito anteriormente encontra-se esquematizado na figura seguinte. Note-se que na
fase v encontra-se pormenorizado o destacamento da ponteira.
Figura 3.10- Esquema do processo construtivo da técnica com ponteira perdida (adaptado de Bauer Maschinen
GmbH, 2013)
Esta técnica apresenta algumas vantagens quando comparada com a técnica standard,
nomeadamente:
Facilidade na introdução da armadura, pois a armadura nesta variante é colocada antes de se
proceder à betonagem;
Facilidade de instalar armadura a elevadas profundidades, uma vez que, como o furo não se
encontra preenchido com betão, é mais fácil levar a armadura a atingir as profundidades
pretendidas;
Elevada produtividade em comparação com a técnica anterior, pois exige menor tempo para
a introdução da armadura.
Em relação às desvantagens deste sistema, elas são:
Maior custo, uma vez que a ponteira do trado é perdida;
Maior consumo de energia nesta técnica, uma vez que o torsor aplicado e a força
descendente têm de ser maior, comparando com a técnica standard, de modo a que seja
possível fixar a ferramenta.
39
3.5. Parâmetros de perfuração
3.5.1. Resistência à penetração (α)
De modo a determinar a resistência à penetração, no caso das estacas FDP, a Bauer Maschinen
GmbH definiu um parâmetro α que é expresso com base em parâmetros de instalação,
nomeadamente o momento torsor e a taxa de perfuração. É dado pela seguinte expressão:
𝛼 =
𝑇
𝐸𝑝
(3.1)
Em que,
T – Momento torsor [kNm];
Ep – Taxa de perfuração [m/rotação]. Consiste no quociente entre a velocidade de perfuração (VZ) e
taxa de rotação (n).
Este parâmetro (α) é determinado automaticamente pelo equipamento utilizado e é empregue como
indicador da densidade do solo predominante, pois quanto maior for o valor de α, maior será a
dificuldade em perfurar o solo. Utiliza-se, também, como otimizador do comprimento da estaca, uma
vez que à medida que ocorre a perfuração se o valor de α aumentar significa que o solo perfurado
tem maior capacidade de carga, ou seja tem melhores características, podendo concluir-se que não
há necessidade de perlongar o comprimento da estaca.
Um indicador que comprova o que foi dito anteriormente, são os testes efetuados pela Hamburg
University of Technology em comunhão com a Bauer Maschinen GmbH em Busch (2009), em que
compara o valor do parâmetro α e a resistência de ponta, medida pelo ensaio CPT (Cone Penetration
Test).
O perfil do solo ensaio em Busch (2009) é composto por uma camada com espessura de 4,5 m de
siltes e areias, 2 m de siltes orgânicos e cerca de 6,5 m de areia. Na Figura 3.11 encontram-se
ilustrados os resultados obtidos para o valor do parâmetro α e a resistência de ponta.
Figura 3.11 – Resistência à penetração (esquerda) e resistência de ponta (direita) (adaptado de Busch, 2009)
40
Efetuando uma análise da figura anterior concluiu-se que é possível utilizar o parâmetro de
penetração como medida da resistência de ponta, uma vez que, como se pode averiguar, o
desenvolvimento em profundidade de α coincide com a evolução da resistência de ponta. Note-se
que nos metros iniciais (até cerca de 1,5 m) a correlação não é perfeita, tal deve-se à geometria da
ferramenta de perfuração, pois a resistência à penetração dá-se ao nível do “corpo de deslocamento”
e não na base da ferramenta. Assim sendo, apenas quando este é introduzido no solo é que possível
medir a resistência à penetração. Como a distância vertical entre “corpo de deslocamento” e a base
do equipamento varia entre 0,5 a 1,5 m, consoante a utilização ou não da extensão mencionada em
§3.3, é possível concluir que o valor da resistência à penetração só pode ser medido com exatidão
após de 1,5 m, de profundidade.
Se a uma determinada profundidade não for possível continuar a perfuração, devido a um elevado
valor da resistência à penetração (α), deve-se a um dos seguintes dois cenários.
O primeiro cenário consiste num aumento progressivo do valor de α em profundidade até que se
atinja um valor em que é praticamente impossível continuar a perfurar, ou seja o solo encontrado
possuiu boas características e o equipamento não tem capacidade suficiente para que seja possível
perfurar um solo com estas particularidades. Neste caso, a resistência de penetração máxima
coincide com a profundidade que se pretende atingir. Em segundo lugar tem-se um aumento contínuo
até atingir um valor máximo e de seguida diminui, valor de resistência de penetração máxima não
coincide com a profundidade que se tenciona atingir. O equipamento de perfuração permanece
estagnado na cota de resistência à penetração máximo e não consegue continuar a furação da
estaca Este fenómeno é mais comum em estacas de diâmetro reduzido.
A figura seguinte ilustra os dois fenómenos descritos acima.
Figura 3.12 - Evolução do valor de resistência à penetração (adaptado de Busch, 2009)
No eixo horizontal (abcissas) dos gráficos ilustrados na figura anterior tem-se o valor da resistência à
penetração (α) e no vertical (ordenadas) a profundidade. O parâmetro αmáx corresponde ao máximo
valor máximo da resistência à penetração e, finalmente, αabort é o valor da resistência à penetração
equivalente à profundidade que se pretende atingir.
O cálculo do parâmetro α com base na equação (3.1) não é fisicamente comprovado, segundo Busch
(2009). Por este motivo houve necessidade de derivar uma nova definição da resistência à
41
penetração com uma maior variabilidade. Para que seja possível exprimir uma nova equação tem-se
que, primeiramente definir a força que é transmitida à cabeça rotativa do equipamento de perfuração.
Esta é definida pelo seguinte quociente entre o trabalho (W) e o tempo (t).
𝑃 =𝑊
𝑡=
𝐹 × 𝑠 + 𝑀 × 𝜑
𝑡
(3.2)
Sendo,
P – Força transmitida à cabeça rotativa;
W – Trabalho;
t – Tempo;
F – Força descendente aplicada pelo equipamento de perfuração;
s – Profundidade de penetração;
M – Momento torsor aplicado pelo equipamento de perfuração;
φ – Ângulo de rotação.
A nova expressão da resistência à penetração reside, assim, no quociente entre a força P, descrita
em (3.2), e a taxa de perfuração (Ep). Assim sendo,
𝛼𝑛𝑜𝑣𝑜 =
𝑃
𝐸𝑝
=
𝐹 × 𝑠 + 𝑀 × 𝜑𝑡⁄
V𝑧 + 𝑛=
𝐹 × 𝑠 + 𝑀 × 𝜑
𝑠 + 𝜑 (3.3)
Comparando esta equação com a obtida em (3.1), é fisicamente compreensível e todas a variáveis
atuantes durante a perfuração são tidas em conta, diminuindo assim o erro no que diz respeito à
estimativa da resistência à penetração.
Na figura seguinte é possível averiguar a diferença que existe entre os valores de α e αnovo, resultado
obtido no estudo efetuado por Busch (2009).
Figura 3.13 - Resistência à penetração inicial (esquerda) e ajustada (direita) (adaptado de Busch, 2009)
42
É visível a discrepância de valores obtido entre a resistência à penetração definida inicialmente e o
valor corrigido. Como podemos averiguar na análise da Figura 3.13 para uma profundidade de 4 m
têm-se um valor de α de cerca de 5000 e para αnovo tem-se 100. Esta grande variação deve-se ao
facto de o numerador da resistência à penetração ajustado (αnovo) ter em conta todos os parâmetros
de instalação e não apenas do valor do momento torsor como acontecia no cálculo de α.
3.5.2. Influência do solo e dos parâmetros de perfuração na execução
da estaca
O processo construtivo desta variável de fundações profundas, modifica as características do solo.
Desde modo é necessário, e importante, compreender os fenómenos que ocorrem. Para tal, recorreu-
se à modelação de um modelo tridimensional para simular o processo de perfuração de uma estaca
FDP (Pucker & Grabe, 2012).
O modelo 3D consiste numa superfície de Euller cilíndrica com 20 m de altura e 16 m de diâmetro.
Note-se que, a distância entre a estaca FDP e o fim da superfície, em planta, é de cerca 15D, sendo
D o maior diâmetro do equipamento de perfuração (D=510 mm). Esta condição é exigida para que
seja possível efetuar a análise dos deslocamentos horizontais que ocorrem durante este processo. É
importante ainda referir que o equipamento de perfuração foi modelado como sendo um corpo rígido
com diâmetro maior de 510 mm e diâmetro menor de 320 mm. Por fim, foi delimitada uma área com 2
m de altura acima do solo, com o intuito de permitir o deslocamento do solo nesta extensão durante o
processo construtivo (Pucker & Grabe, 2012).
A Figura 3.14 consiste no modelo tridimensional efetuado.
Figura 3.14 – Modelo numérico tridimensional e malha de solo em detalhe (adaptado de Pucker & Grabe, 2012)
A modelação efetuada teve como principal objetivo averiguar a influência da densidade relativa do
solo (DR) e do rácio da velocidade de rotação (Vr) com a velocidade de perfuração (VZ) nos 3
43
seguintes parâmetros: força axial e momento torsor exigidos durante a perfuração, deslocamento
horizontal ocorrido e alteração do índice de vazios. A densidade relativa, que depende do índice de
vazios, foi analisada para três diferentes percentagens (20, 50 e 80%), enquanto que o rácio Vr/Vz
variou entre 5 e 10.
A análise foi efetuada para dois tipos de areias, Mai liao e Karlsruher, com características diferentes
de modo a ser possível a comparação e discussão dos resultados obtidos.
De uma forma abreviada a areia Mai liao, tem esta designação por se encontrar na região de Mai liao
(noroeste do Taiwan) e é caracterizada por possuir partículas laminares. Devido a esta forma das
partículas, o índice de compressibilidade é reduzido e tende a aumentar pouco ou manter-se
constante durante o processo de consolidação (Tao-Wei Feng, 2011). Por outro lado a areia
KarlsruherI é proveniente de uma região alemã, com a mesma designação, e consiste numa areia
bem graduada com D50 = 0,6 mm 1.
3.5.2.1. Resultados
FORÇA AXIAL E MOMENTO TORSOR DA FERRAMENTA DE PERFURAÇÃO
Os valores da força axial e do momento torsor foram registados durante o processo de perfuração, de
modo a perceber como DR e Vr/Vz influenciam estes valores. A Figura 3.15 e Figura 3.16 apresentam,
respetivamente, os valores obtidos para a areia Mai liao e Karlsruher.
Figura 3.15 – Força axial e momento torsor em função de DR e Vr/Vz da areia Mai Liao (adaptado de Pucker &
Grabe, 2012)
1 Fonte: http://ibf.webarchiv.kit.edu/bauwett2001/bauwett2001_3.html, obtido a 16 de Julho de 2014
Momento torsor [kNm]
44
Figura 3.16 –Reação axial e momento torsor em função de DR e Vr/Vz da areia KarlsruherI (adaptado de Pucker &
Grabe, 2012)
Nas figuras anteriores é possível atentar, à esquerda os resultados obtidos para a força axial e à
direita para o momento torsor. Note-se também que no eixo das ordenadas encontra-se a
profundidade normalizada pelo maior diâmetro do equipamento de perfuração (D=510 mm).
Após análise Figura 3.15 e Figura 3.16 concluiu-se que, como seria expectável, à medida que a
densidade do solo aumenta, maior será a força axial e o momento torsor necessários para a
perfuração da estaca. É visível também que a força axial necessária para a perfuração é maior para a
relação Vr/Vz=5 do que Vr/Vz=10. Tal como seria de esperar, pois se a velocidade de rotação aumenta
exige uma menor força axial durante a perfuração, tendo em conta que a velocidade de perfuração
(Vz) se mantem constante.
Tanto para a areia Mai Liao como para Karlsruher, para Vr/Vz=10, a forção axial é muito reduzida,
cerca de 10 kN a uma elevada profundidade, chegando mesmo a ser negativa a uma pequena
profundidade, independentemente da densidade relativa do solo. Este fenómeno, força axial negativa,
ocorre quando se interseta um solo com boas características, sendo a força ascendente aplicada pelo
solo na base e na periferia (zona com menor diâmetro) da ferramenta de perfuração superior quando
comparada com a força descendente aplicada pela ferramenta. Embora os resultados obtidos para
esta razão (Vr/Vz=10) sejam semelhantes, para Vr/Vz=5 os valores obtidos são muito distintos, sendo
que, para a areia Karlsruher se obteve o dobro do valor da força axial em comparação com a areia
Mai Liao.
Relativamente aos momentos torsores obtidos, para a areia Mai Liao, independentemente do rácio de
velocidade os valores são semelhantes, concluiu-se que a velocidade de rotação e penetração não
influencia este parâmetro. O mesmo já não acontece para a areia Karlsruher que sofre uma pequena
45
discrepância nos valores obtidos para Vr/Vz=5 e Vr/Vz=10, sendo superiores para a primeira razão.
Esta análise indica que o momento torsor é dependente do solo em causa.
DESLOCAMENTO HORIZONTAL
Os deslocamentos analisados foram determinados a uma distância de 2D da estaca, em que D
consiste no maior diâmetro da estaca (D=510 mm) e calculados com recurso ao método de
integração de velocidades.
O método de integração de velocidades consiste em registar as velocidades em cada nó ao longo de
um percurso pré-definido, neste exemplo, este encontra-se a 2D da estaca e representa um
inclinómetro virtual que regista deslocamentos horizontais. Posteriormente, estas velocidades são
integradas ao longo do tempo de simulação de modo a avaliar os deslocamentos ocorridos. Este
método apresenta vantagens e desvantagens. Trata-se de um método apelativo, pois não exige a
introdução de nenhuma estrutura complementar no modelo e a resposta do solo não é influenciada.
No entanto, o volume de dados registados depende da discretização.
A Figura 3.17 e Figura 3.18 ilustram, respetivamente, os deslocamentos obtidos para a areia Mai Liao
e Karlsruher na modelação para diferentes percentagens de densidade relativa do solo e distintas
razões de Vr/Vz.
Figura 3.17 – Deslocamento horizontal obtido para areia Mai Liao (Pucker & Grabe, 2012)
46
Figura 3.18 – Deslocamento horizontal obtido para a areia Karlsruher (Pucker & Grabe, 2012)
Com base nas figuras acima, concluiu-se que os deslocamentos são superiores para a razão de Vr/Vz
= 10, principalmente até aos 4 m de profundidade. Estes resultados são compreensíveis na medida
em que quanto maior for a velocidade de rotação (Vr) maior será a perturbação existente no solo,
provocando assim deslocamentos superiores. É notório também que, como seria de esperar, quanto
maior for a densidade relativa do solo menor será o deslocamento ocorrido. Tal é justificado pela
expressão que representa este parâmetro (𝐷𝑟 =𝑒𝑚á𝑥 − 𝑒
𝑒𝑚á𝑥 − 𝑒𝑚𝑖𝑛⁄ ) quanto maior for a densidade
relativa implica que menor é o índice de vazios (e), ou seja, a capacidade do solo de se agregar e
deslocar é menor, porque contém menos vazios.
Embora os resultados obtidos sejam análogos nas duas areias em estudo, ou seja superior para Vr/Vz
= 10 comparando com Vr/Vz = 5, a materialização dos deslocamentos é díspar sendo superior para a
areia Mai Liao. Tal é justificado pelo facto de esta ser composta por partículas laminares, ou seja,
embora contenha menor capacidade de se agregar devido à forma das partículas, inclui mais
espaços entre as partículas, enquanto a areia Karlsruher consiste numa areia bem graduada com um
índice de vazios inferior.
O quadro seguinte resume os deslocamentos máximos obtidos para as duas areias. Note-se que, os
deslocamentos descritos no Quadro 3.4 foram obtidos através de uma análise, aproximada, da Figura
3.17 e Figura 3.18.
47
Quadro 3.4 – Deslocamentos horizontais máximos obtidos na modelação
Dr (%) Deslocamentos (cm)
Mai Liao Karlsruher
Vr/V
z =
5
20 1,8 2,2
50 1,2 2,1
80 0,4 1,8
Vr/V
z =
10
20 0,7 1,9
50 0,3 1,9
80 0,2 1,1
ÍNDICE DE VAZIOS (e)
Em relação ao índice de vazios, a influência do processo de perfuração pode ser analisada na Figura
3.19 e Figura 3.20.
Figura 3.19 – Índice de vazios a distintas profundidades para a areia Mai Liao (adaptado de Pucker & Grabe,
2012)
48
Figura 3.20 – Índice de vazios a distintas profundidade para a areia Karlsruher (adaptado de Pucker & Grabe,
2012)
O índice de vazios horizontal foi avaliado em 3 profundidades distintas, 1, 3 e 4,5m. Os gráficos que
compõem as figuras anteriores são compostos nas ordenadas pela densidade relativa do solo, em
percentagem e em abcissas pela distância à estaca normalizada pelo maior diâmetro (D=510 mm).
A partir das figuras anteriores é possível averiguar que existem 3 fases de adensamento,
independentemente da amostra de areia em estudo. Primeiramente tem-se um ligeiro adensamento
na periferia da estaca, seguindo-se rapidamente uma desagregação do solo. Este fenómeno ocorre
até 1D da estaca e é originado pela passagem da zona cónica da ferramenta de perfuração, que
provoca o adensamento, seguindo-se da haste do trado, com menor diâmetro, que faz com que o furo
fique sem contenção ocorrendo uma desagregação do solo, consequentemente diminuindo o índice
de vazios. É necessária realçar que este fenómeno apenas ocorre para 1 e 3m de profundidade, pois
aos 4,5m a ferramenta chegou à base da estaca e deu início à betonagem. Assim sendo, este
patamar apenas é sujeito à segunda fase de adensamento.
A fase seguinte constituiu na segunda passagem da ferramenta de perfuração, no sentido
ascendente, seguindo-se a betonagem da estaca que serve de contenção para as paredes do furo. É
nesta fase que ocorre um forte adensamento que pode dar-se até 2D da estaca. É também a etapa
que distingue este tipo de fundações profundas das restantes, pois é o adensamento provocado por
esta fase que é responsável pela sua maior capacidade de carga das estacas FDP quando
comparada com fundações profundas tradicionais. Por fim, a terceira fase ocorre como consequência
49
da anterior, quer isto dizer que ocorre uma dispersão do adensamento, com menor relevância que o
anterior, que pode ir até 6D, dependendo do tipo de solo.
A Figura 3.19 e Figura 3.20 ilustram que não existe uma diferença notória dos gráficos obtidos para
Vr/Vz = 5 e Vr/Vz = 10, podendo-se mesmo afirmar que este parâmetro não influencia o índice de
vazios. Em relação à densidade relativa, independente da densidade do solo em estudo, com a
passagem da ferramenta de perfuração atinge praticamente os 100%, diminuindo à medida que se
afasta da estaca até regressar à densidade relativa inicial.
Comparando os dois tipos de areia os resultados obtidos foram semelhantes, concluindo-se que o
tipo de solo não tem influência neste parâmetro.
3.5.2.2. Análise de resultados
Primeiramente concluiu-se que, os valores obtidos para a força axial e momento torsor necessários
durante o processo de perfuração foram díspares, deduz-se, então que o desempenho de perfuração
não pode ser generalizado, ou seja a energia necessária para o processo de perfuração depende de
diversos fatores, como por exemplo a geometria da ferramenta de perfuração e das características do
solo.
Em relação aos resultados alcançados para os deslocamentos horizontais é possível afirmar que
estes dependem não só das características do solo, como também dos parâmetros de perfuração. Os
deslocamentos são tanto maiores quanto mais desagregado for o solo e quanto maior for a
velocidade de rotação.
Por fim na análise dos resultados do índice de vazios é possível averiguar que nem a razão Vr/Vz,
nem a densidade do solo, nem o tipo de solo influenciam este parâmetro, pois o fenómeno de
adensamento é sempre semelhante com a alteração de qualquer variável mencionada.
De seguida apresenta-se um quadro resumo das conclusões alcançadas.
Quadro 3.5 – Quadro resumo das conclusões obtidas
Força axial
Momento torsor
Deslocamento horizontal
Índice de vazios (e)
Vr/Vz ✓ X ✓ X
Dr (%) ✓ ✓ ✓ X
Tipo de solo ✓ ✓ ✓ X
✓ – Existe influência; X – Não existe influência;
3.6. Mecanismo de deslocamento
Com intuito de compreender a realização de uma estaca recorrendo a esta tecnologia, é essencial,
numa primeira fase perceber o mecanismo de deslocamento que ocorre no solo durante o processo
50
de perfuração e os seus efeitos no comportamento do solo. De acordo com Baxter et al (2006),
existem três fases que afetam o comportamento de uma estaca de deslocamento, nomeadamente a
instalação, equilibro e aplicação da carga.
Durante a fase de instalação é necessário considerar três etapas distintas. A primeira corresponde à
introdução do trado que provoca um aumento de tensões nas paredes devido à passagem da zona
cónica da ferramenta de perfuração. De seguida ocorre um alívio de tensões, pois a ferramenta de
estabilização deixou de exercer pressão nas paredes do furo. Consiste na etapa crítica do processo,
pois há necessidade de controlar o relaxamento existentes nas paredes do furo para que não ocorra
um desmoronamento. Por fim, na 3ª etapa tem-se a reposição dos níveis de tensão, que se irão
manter a longo prazo, uma vez que após a 2ª passagem da ferramenta de perfuração (zona de
estabilização), que ocorre em simultâneo a betonagem, esta oferece contenção permanente às
paredes da estaca, mantendo o adensamento provocado pela passagem da ferramenta de
perfuração. Para solos coesivos saturados ou parcialmente saturados haverá ainda, a somar aos
fenómenos acima descritos, efeitos associados à geração e dissipação de pressões de água.
Na Figura 3.21, é possível averiguar as três etapas descritas neste parágrafo. Note-se que na
ilustração as “setas” representam o aumento e alívio de tensões ocorridas nas paredes do furo.
Figura 3.21 - Variação do nível de tensão durante a fase de instalação (adaptado de Baxter et al, 2006).
Após a betonagem da estaca há um excesso de pressão de água nos poros devido ao deslocamento
horizontal provocado pelo equipamento de perfuração. Há necessidade de haver dissipação desta
pressão, de modo a obter-se o equilíbrio. Este fenómeno corresponde ao segundo processo que
afeta o comportamento da estaca.
A escala de tempo para ocorrência deste fenómeno depende, essencialmente, do diâmetro da estaca
e do grau de adensamento. O último parâmetro depende do tipo de solo, pois se o solo que compõe a
fundação for um solo argiloso, este fenómeno é de lenta atuação sendo mesmo necessário haver um
período de espera para que ocorra a total dissipação das tensões neutras antes da aplicação da
carga. No que diz respeito a solos granulares a sua atuação é extremamente rápida.
Referir ainda que, se trata de um fenómeno com alguma complexidade, uma vez que ocorre quando
o betão ainda se encontra fresco, podendo, por isso, ocorrer interação entre este e a água livre.
51
Finalmente, o terceiro processo corresponde ao momento em que a carga é aplicada e
reencaminhada pelo eixo longitudinal até à ponta da estaca. Por este motivo há uma mobilização da
resistência da estaca fazendo com que esta e o solo envolvente se adaptem às novas condições que
se encontram sujeitos.
3.7. Domínio de aplicação
3.7.1. Condições gerais
São diversos os fatores que condicionam o tipo de solução de fundações profundas a optar para uma
determinada obra. Em relação às estacas FDP os fatores a ter em conta são:
Tipo de solo;
Estado de tensão do solo;
Densidade do solo;
Localização da obra;
Energia necessária para perfuração.
Como mencionado em §3.6 a execução de estacas FDP implica um grau de deslocamento horizontal
envolvido, assim são adequadas apenas para um determinado tipo de solos, tais como: siltes,
aluviões, argilas moles, areia solta e solos orgânicos, ou seja, solos granulares finos soltos a
medianamente densos e solos de granulares grossos.
No entanto, também é possível a sua aplicação em solos mais duros e densos, o que exige uma
maior energia disponível para a perfuração, tornando esta técnica inviável nestas situações, uma vez
que o tempo de execução e a energia necessária aumentariam. Assim, ter-se-ia uma diminuição da
produtividade e aumento do custo total da obra. Entende-se como regra geral que esta técnica deve
ser aplicada quando se tem SPT (Standart Penetration Test) inferior a 30 pancadas ou CPT (Cone
Penetration Test) inferior a 10 MPa, segundo Bauer Maschinen GmbH (2013).
A principal desvantagem da aplicação desta técnica, consiste nas perturbações que provoca a
estrutura vizinhas devido aos deslocamentos horizontais que ocorrem durante a sua execução. Por
esta razão, esta técnica tem ganho popularidade em obras industriais abandonadas e/ou em
desenvolvimento, uma vez que não há perigo de perturbações.
Não há nenhum indício que proíba a utilização desta técnica com nível freático elevado, uma vez que
a densidade da água e do betão são diferentes. Durante a betonagem ocorre a irradiação da água
devido à diferença de densidades.
Finalmente, no que diz respeito ao estado de tensão do solo, a sua aplicação provoca uma elevada
alteração, devido ao adensamento existente na área circundante da estaca. Por esta razão, de modo
a facilitar a sua aplicação, o solo inicialmente não deve estar sujeito a um elevado estado de tensão.
52
3.7.2. Aplicabilidade em Portugal
PORTUGAL CONTINENTAL
Portugal consiste num país extremamente diversificado e complexo do ponto de vista geológico.
Segundo Ferreira (2000), Portugal é constituído pelo Maciço Hespérico Português, que se subdivide
em dois grandes grupos litológicos: os Metassedimentares do Paleozóico, Câmbrio e Precâmbio e
Granitóides, e pelas formações das Orlas (Cobertura Epi-Hercínica) que também se podem dividir em
dois segmentos: rochas carbonatadas e formações compostas por arenitos e areias de origem
continental. Seguidamente apresenta-se a carta geológica de Portugal Continental à escala 1:50 000.
Figura 3.22 – Carta geológica de Portugal Continental (escala 1:50 000) (Coelho, 1996)
53
De modo a compreender a viabilidade da aplicação desta técnica, interessa perceber o tipo de solo
que se encontra à superfície, depósitos de cobertura, que são provenientes das diversas formações
que englobam a região em estudo, uma vez que as profundidades que se pretende atingir com a
execução desta técnica corresponde em muitos casos à espessura destes depósitos.
Analisando a Figura 3.22 é possível concluir que Portugal Continental é constituído essencialmente
por formações do Primário (Paleozóico) e Pré - Câmbrio (Agnotozóico) que se traduzem em xistos,
mármores e quartzitos. A norte do País, em comunhão com as formações anteriores, encontra-se
uma extensa área de rochas eruptivas (rochas ácidas).
No litoral localizam-se diversas formações pertencentes ao Quaternário que se manifestam como
solos aluvionares, dunas, terraços e depósitos glaciares. Os solos aluvionares também surgem nas
margens dos principais cursos de água, nomeadamente o rio Tejo e rio Sado. Estes tipos de solos
como também as areias e argilas que compõem parte da zona central do país são os solos mais
adequados para a aplicação de estacas FDP. Assim sendo, como principais cidades em que esta
tecnologia é adequada podem ser destacadas: Faro, Olhão, Setúbal, Lisboa (zona ribeirinha), Vila
Franca de Xira, Leiria e Aveiro.
ARQUIPÉLAGOS DOS AÇORES E MADEIRA
Estes dois arquipélagos, quando comparados com Portugal continental, são muito mais jovens e
contém uma reduzida diversidade de solos, uma vez que são de origem vulcânica. Assim sendo são
constituídos, essencialmente, por rochas de origem vulcânicas, como por exemplo basalto, escórias
basálticas (bagacina), cinzas vulcânicas, tufos e pedras-pomes.
Nos Açores, apesar de serem constituídas, principalmente por rochas basálticas existem outros
materiais incoerentes de elevado interesse, nomeadamente a pedra-pomes e as escórias basáltica
(bagacina). A pedra-pomes é transformada em argila devido à erosão da rocha mãe, contudo estas
camadas são superficiais não atingindo elevadas profundidades.
No arquipélago da Madeira, tal como acontecia nos Açores, tem-se uma elevada diversidade de
extratos vulcânicos, devido às várias erupções vulcânicas que ocorreram durante a sua formação.
Este arquipélago é constituído, principalmente rochas ígneas, associadas à sua origem, vulcânica, e
rochas sedimentares que surgem em consequência da erosão das rochas ígneas. Estas rochas
sedimentares correspondem a depósitos de cobertura que se encontram dispostos em diversas
zonas da ilha da Madeira, sobrepondo-se à rocha mãe. Existem ainda depósitos mistos (devido ao
magmatismo e sedimentos) que ocorrem em períodos com reduzida atividade vulcânica, originando
condições para a formação de depósitos de calcários marinhos (Figura 3.23).
Em suma, a aplicação de FDP não é, em geral, recomendável nos arquipélagos dos Açores e
Madeira, por serem de origem vulcânica e a sua formação ser composta por rochas de elevada
dureza.
54
Importa salientar que as zonas em que não se recomenda a aplicação de estacas FDP, não implica
que seja impossível a sua execução, apenas será necessário uma maior energia de perfuração
(elevado momento torsor e força descendente) e o nível de produtividade será reduzido, cessando
uma das principais vantagens desta técnica – elevada produtividade.
Figura 3.23 – Carta geológica simplificada da Ilha da Madeira (Ribeiro & Ramalho, 2007)
3.8. Vantagens e desvantagens
O recurso a esta tecnologia tem vindo a aumentar exponencialmente em diversos países. Este
método contém um conjunto alargado de benefícios que, em rigor, correspondem à junção das
vantagens das estacas moldadas e cravadas. De seguida serão enunciados as principais vantagens
desta técnica.
Redução do consumo de cimento
Comparando com as restantes técnicas, esta tem um menor consumo de cimento, como o solo
circundante foi densificado perde capacidade de absorver calda de cimento, pois contém menos
vazios. Como a cavidade da estaca é betonada recorrendo a pressão, no caso da técnica standard,
contribuiu para um menor consumo de cimento como também faz com que a cavidade seja
totalmente preenchida, evitando problemas de descontinuidades e desperdícios de betão.
Elevada capacidade de carga
A sua aplicação origina um deslocamento horizontal que provoca um adensamento lateral do solo
circundante, melhorando as características do solo. Assim, tem-se um corpo altamente densificado
resultando num aumento favorável da resistência lateral e de ponta. Para além disso, o solo
55
adensado aumenta a área de secção da estaca, tendo assim, mais cerca de 30 a 40% de área
disponível para aplicação da carga, como é possível averiguar-se na Figura 3.19 e Figura 3.20.
A Figura 3.24 esquematiza o fenómeno descrito anteriormente.
Figura 3.24 - Aumento da resistência lateral e de ponta devido à densificação do solo circundante (adaptado de
Bauer Maschinen GmbH, 2013)
Quantidade mínima de resíduos
Durante a perfuração o equipamento desloca o solo na horizontal, ou seja o volume de solo
deslocado encontra-se inserido no solo envolvente da estaca, sendo por isso a quantidade de
resíduos que se encontram à superfície praticamente nula. Esta vantagem permite a sua utilização
em solos contaminados, porque não exige movimentação de solo deixando de haver a necessidade
de elaborar um plano para a deslocação e colocação do material contaminado, facilitando e reduzindo
o custo da sua aplicação.
Processo de instalação sem vibrações
O equipamento de perfuração utilizado na execução das estacas exerce um torsor e uma força
descendente que reproduz vibrações mínimas, sendo por isso uma técnica exequível em locais que
possuam estruturas na vizinhança que exijam algum cuidado.
Elevado nível de produtividade
O nível de produtividade desta técnica depende de diversos fatores, tais como o diâmetro da estaca,
o momento torsor, força descendente aplicada, densidade do solo, capacidade do subsolo de se
deslocar e capacidade de bombeamento do equipamento. Se esta técnica for aplicada em solos que
se encontram dentro do seu domínio de aplicação, em que a energia necessária para a sua
perfuração seja mediana, é possível a sua execução com elevada rapidez.
56
Capacidade de alterar o comprimento das estacas durante a execução
Como referido em §3.3. o equipamento utilizado para a execução desta técnica consegue determinar
o valor de α (resistência à penetração) e a partir deste é possível interromper a perfuração quando se
atinge um solo com elevado valor da resistência à penetração. Assim sendo, esta técnica releva a
capacidade de se adaptar em obra o comprimento de estaca necessário.
Custo de execução reduzido
São diversos os fatores que contribuem para a redução do custo de execução em comparação com
as técnicas convencionais. O que mais contribui para este fator é a elevada produtividade, utilização
mínima de equipamentos, apenas o de perfuração uma vez que não há deslocamento de resíduos, e
finalmente, reduzida mão-de-obra.
Como desvantagens esta técnica apresenta as seguintes:
Perturbações em estruturas vizinhas
Embora não ocorram vibrações prejudiciais a estruturas vizinhas, a aplicação desta técnica implica a
existência de deslocamentos horizontais, devido ao adensamento do solo circundante, o que pode
provocar eventuais perturbações.
Danos em estacas vizinhas
Durante a execução de estacas FDP ocorrem alterações das tensões no solo, o que pode provocar
danos em estacas que ainda contêm betão fresco.
Betão não pode ser inspecionado após a construção
Tal como acontece com as estacas moldadas após a betonagem não é possível averiguar o estado
do betão. De modo a contornar esta eventualidade, aplicam-se diversos métodos não destrutivos de
modo a garantir a integridade da estaca (descritos em §2.5.2.).
Impossibilidade de executar elevados diâmetros
A gama de diâmetros disponíveis para a execução de estacas FDP depende do diâmetro do
equipamento, sendo o maior diâmetro de 620mm para a técnica standard, e 720mm para técnica com
ponteira perdida.
3.9. Análise comparativa – Estacas FDP versus estacas moldadas e
cravadas
As estacas cravadas, principalmente as de madeira, são o método de fundações profundas utilizadas
desde os primórdios da história da construção civil, como o passar dos anos houve necessidade de
recorrer a materiais diferentes, tais como aço e betão, para que fosse possível a sua utilização em
solos com diferentes características.
57
Com a evolução das técnicas de construção, surgiram as estacas moldadas. O facto de serem
executadas in situ permite que se atinga profundidades elevadas, utilização de elevados diâmetros e
durante a sua execução não exercem ruídos nem vibrações possibilitando a sua utilização em locais
com elevada densidade urbana.
As estacas FDP surgem posteriormente, e embora se encontrem na categoria das estacas cravadas,
estacas de deslocamento, tanto o seu design como o processo construtivo é semelhante a uma
estaca moldada, uma vez que é betonada in situ, e para a sua execução utiliza um equipamento de
perfuração (trado), tal como as moldadas.
O quadro seguinte resume todos os fatores a ter em conta na escolha de um tipo de fundação
profunda e o que distingue estes três tipos de estacas.
Quadro 3.6 – Estacas FDP versus estacas moldadas e cravadas
Estacas Cravadas Estacas Moldadas Estaca FDP
Capacidade de carga
Média a Elevada Média a Elevada Elevada
Consumo de cimento
Não existe Médio a elevado Reduzido
Volume de resíduos Nulo Elevado Reduzido a nulo
Processo de instalação
Com elevadas vibrações e ruídos
Sem vibrações e ruídos
Sem vibrações e ruídos
Nível de produtividade
Elevada Reduzida Elevada
Energia de perfuração/cravação
Elevada Reduzida Média a elevada
Profundidades atingidas
Medianas Elevadas Elevadas
Perturbações em infra-estruturas
vizinhas Existe Não existe Existe
Diâmetros utilizados Reduzidos Elevados Medianos
Interacção com estacas vizinhas
Existe Reduzida a nula Existe
Garantir secção transversal
Garante Não garante Não garante
Utilização com presença de nível
freático Não tem influência Executável Executável
Custo de execução Médio a elevado Elevado Reduzido
58
59
Capítulo 4. Dimensionamento Geotécnico
4.1. Enquadramento geral
O Eurocódigo 7 (NP EN 1997 (2010)), é composto por três partes distintas. A primeira parte expõe as
regras gerais para o projeto geotécnico. A segunda apresenta regras relativas a ensaios laboratoriais
e a terceira, e última parte, ilustra regras relativas a ensaios de campo. O fluxograma apresentado na
figura seguinte ilustra como as diversas partes que compõem a norma NP EN 1997 (2010) se
encontram interligadas e como é essencial a sua interação, de modo a obter-se os resultados
pretendidos.
Figura 4.1 – Fluxograma da interacção entre as diferentes partes que compõem o Eurocódigo 7 (Santos, s.d.)
Esta norma de projeto faz referência a diversas tipologias de obras geotécnicas, nomeadamente
fundações superficiais, fundações em estacas, estruturas de suporte, aterros e taludes, dedicando-se,
essencialmente à resistência, estabilidade, condições de serviços de estruturas geotécnicas.
Referir ainda que esta norma incluiu o Anexo Nacional (NA), essencial para a sua aplicação em
projetos Portugueses, uma vez que adapta os coeficientes parciais de segurança, entre outros
parâmetros, para as condições existentes em Portugal.
No presente capítulo recorreu-se apenas à primeira parte deste Eurocódigo, NP EN 1997-1 (2010),
pois o seu principal objetivo consiste em dimensionar a capacidade resistente última, com base no
ensaio de carga estática (para um estaca FDP) e nos métodos analíticos (para uma estaca moldada e
cravada), para que posteriormente seja possível determinar a capacidade resistente de projeto com
base nos coeficientes parciais de segurança presentes na NP EN 1997-1 (2010). Referir que o perfil
geotécnico e o ensaio de carga estática apresentados correspondem ao caso em estudo presente no
Capítulo 5.
60
4.2. Importância da caracterização geotécnica
A realização de obras geotécnicas acarreta um conhecimento detalhado das características
geológicas e mecânicas dos solos que constituem o local da construção, não só para evitar situações
de risco como também para que a solução construtiva escolhida seja adequada e económica. Referir
que uma caracterização não apropriada do solo pode levar a gastos desnecessários, atrasos na
construção ou mesmo eventuais acidentes.
A utilização de métodos adequados de caracterização geotécnica, em comunhão com a sua
apropriada aplicação são fatores essenciais para um competente reconhecimento geotécnico. Para
que que estes métodos sejam executados de forma correta é fundamental que sejam executados por
técnicos especializados, como geólogos e/ou engenheiros. De modo a que a caracterização efetuada
seja completa tem de ser composta por uma série de ensaios in situ complementados com ensaios
laboratoriais que determinam os principais parâmetros do solo, como também o estado a que se
encontra.
É conhecido que efetuar uma prospeção geotécnica apropriada é muito dispendioso
economicamente, no entanto, estes encargos acabam por ser compensados com a redução do tempo
de construção como também com prejuízos, quer pessoais quer materiais.
Uma caracterização geotécnica é direcionada principalmente para obras com elevada complexidade
de fundações, obras subterrâneas (túneis, escavações a uma elevadas profundidades) e obras com
elevado gabarito.
4.3. Considerações iniciais de projeto
Segundo a NP EN 1997-1 (2010) existem diversas considerações a ter em conta no início de um
projeto de fundações. Primeiramente é de extrema importância considerar tanto o comportamento de
uma estaca isolada como o comportamento do conjunto de estacas, e também o maciço de
encabeçamento que as une, uma vez que a sua rigidez e resistência não devem ser desprezadas
pois contribuem para a resistência da estrutura global.
De seguida, há que ter em atenção os parâmetros de solo utilizados no método de cálculo, este ponto
associa-se ao mencionado no ponto 4.2, relativamente à importância da caracterização geotécnica,
pois esta tem interferência direta nos cálculos efetuados podendo mesmo levar a um cálculo incorreto
tendo em conta as necessidades da obra.
Numa próxima fase há que definir o tipo de fundação profunda, assim como o tipo de material que
constitui a estaca e o processo de instalação associado. Para tal, há que ter em conta diversos
aspetos, como por exemplo:
Condição do solo, bem como a presença de água;
Quais as tensões impostas na estaca no processo de instalação da mesma;
61
Existência de condições para uma possível análise da integridade da estaca;
O efeito que o processo de instalação terá tanto nas estacas já instaladas como também nas
estruturas vizinhas;
Possível existência de produtos químicos que coloquem em causa a integridade da estaca.
Para além destes aspetos, há que ter em consideração os seguintes tópicos:
Espaçamento entre estacas mais adequado;
Possíveis deslocamentos e/ou vibrações em estruturas vizinhas;
Tipo de vibrador ou pilão a utilizar, no caso de estacas cravadas;
Na eventualidade de utilização de estacas com extração de terreno há que ter em conta se há
necessidade de introduzir um fluido para contenção das paredes do furo (lamas bentoníticas
por exemplo)
Possível instabilização do furo durante a betonagem que possibilite o acesso do solo para o
interior do furo;
Compactação do solo devido à cravação;
Eventuais alterações na composição do solo devido ao processo de instalação da estaca.
Somente após efetuar uma análise exaustiva sobre o local da obra com base em todos os aspetos
mencionados anteriormente é que é possível determinar qual a melhor solução a optar.
4.4. Métodos de dimensionamento
A NP EN 1997-1 (2010) especifica vários métodos que devem ser tidos em conta no
dimensionamento de estacas. Estes dependem essencialmente dos dados adquiridos, isto é, a
escolha do método a utilizar obedece aos dados do solo obtidos durante a caracterização do terreno
e à utilização de ensaios de carga estática ou dinâmicos.
Assim sendo, a NP EN 1997-1 (2010) enumera os seguintes procedimentos:
i) Recorrer a resultados de ensaios de carga estática que possam ser demostrados por cálculos;
ii) Aplicação de métodos de cálculo empíricos ou analíticos em que a sua validade é justificada por
valores obtidos pelo ensaio de carga estática em situações semelhantes;
iii) Utilização de resultados obtidos através do ensaio de carga dinâmico, que tal como no método
anterior, a sua validade é justificada por um ensaio de carga estática efetuado em situações
semelhantes;
iv) Considerar o comportamento de uma fundação através da observação. Este método tem de ser
justificado com recurso a resultados de prospeção geotécnica e de ensaios efetuados no solo.
62
Referir que os ensaios de carga estática podem ser executados em estacas experimentais instaladas
para esta finalização, em condições semelhantes às da obra, ou em estacas que correspondem a
uma fração da fundação da obra em causa.
A partir dos métodos descritos acima, é notória a necessidade de execução de um ensaio de carga
estática, no entanto, como se trata de um ensaio dispendioso, que em determinadas obras não se
justifica a sua execução, recorre-se a métodos como o descrito em ii) e iii), que apenas necessitam
de valores de um ensaio de carga estática efetuado em condições semelhantes à da obra em
questão. Trata-se de métodos não tão precisos, uma vez que o solo é um fator muito variável e é
extremamente difícil encontrar localizações com características exatamente iguais.
4.5. Dimensionamento
4.5.1. Aspetos gerais
O dimensionamento com recurso ao cálculo de uma fundação, quer superficial quer profunda, requer
a consideração de diversos requisitos e regras presentes na EN 1990:2002, nomeadamente forças
e/ou deslocamentos impostos tanto por carregamentos exteriores como também por possíveis
movimentos de terreno que possam ocorrer, características dos solos, grandezas geométricas,
modelos de cálculo, entre outros.
Para iniciar o dimensionamento é necessário conhecer determinados parâmetros do solo, que são
definidos com base em ensaio de campo, executados in situ, e ensaios de laboratório. É importante,
no dimensionamento, conhecer a dimensão do estudo efetuado, de modo a ter-se consciência da
amplitude de erro associado aos resultados obtidos.
Por outro lado, de modo a obter-se resultados semelhantes à realidade, é essencial eleger o modelo
de cálculo que mais se adapta ao caso em estudo, ou seja que melhor descreve o comportamento do
solo tendo em consideração o estado limite em estudo. Caso tal não seja possível, há que dispor de
um dimensionamento efetuado por métodos com base em modelos experimentais, ensaio de carga
e/ou métodos observacionais.
Definido o modelo de cálculo, existem alguns aspetos que devem ser tidos em consideração, tais
como: este deve ser o mais rigoroso possível, pode conter simplificações desde que não influenciam
a veracidade do modelo de cálculo.
No caso em estudo, que consiste em fundações profundas, há que ter em conta ainda que o solo se
encontra suscetível a deslocamentos devido à consolidação ou expansão, fluência do solo, eventuais
deslizamentos, entre outros. É importante, e necessário, ter em consideração estes eventos, uma vez
que podem influenciar o funcionamento da estaca, causando forças de atrito lateral negativo,
empolamentos, carregamentos transversais ou deslocamentos para os quais a fundação não se
encontra apta.
63
O principal objetivo deste capítulo consiste em comparar capacidade resistente de projeto de uma
estaca FDP e comparar com uma estaca moldada e cravada de modo a concluir-se acerca da sua
diferença da capacidade de carga.
Atualmente, segundo Busch (2009), não existe forma de determinar a capacidade resistente de
estacas FDP, tratando-se de uma técnica sujeita a alguma ambiguidade, uma vez que não existe
normas específicas aplicáveis a esta tecnologia. A norma europeia para estacas com deslocamento
(EN 12699:2001 – Execution of special geotechnical work. Displacement piles) faz pouca referência a
esta técnica, concentrando-se apenas nas estacas cravadas. Embora as estacas FDP sejam estacas
de deslocamento não podem ser consideradas como estacas cravadas, uma vez que não dispõem do
mesmo comportamento. Uma abordagem coerente seria analisar esta técnica tendo em conta o seu
design e especificações, de modo a obter valores de cálculo semelhantes aos obtidos na realidade.
Desde modo para a obtenção da capacidade resistente de projeto recorre-se ao ensaio de carga
estática efetuado em obra.
4.5.2. Capacidade resistente última
A capacidade resistente de uma estaca encontra-se sujeita, essencialmente, às propriedades
mecânicas do solo que a sustém, no entanto depende, também, das propriedades físicas e
mecânicas da estaca (geometria, resistência do material constituinte, rugosidade, entre outros) e do
seu faseamento construtivo.
Para que seja possível determinar a capacidade resistente de cálculo/projeto é necessário,
primeiramente, definir a sua capacidade resistente última.
Desde modo, na determinação da capacidade última da estaca utilizaram-se dois métodos distintos.
Para a estaca FDP extrapolou-se o valor a partir do ensaio de carga estática e para as estacas
moldada e cravada determinou-se com base na Teoria da Plasticidade.
ESTACA FDP
No ensaio de carga estática efetuado em obra, representado na Figura 4.2, não foi atingida a rotura
da estaca. Deste modo houve necessidade de extrapolar o seu valor, através do método de Chin-
Kondner, como descrito em Abdelrahman (2003), em que a curva de carga assentamento
corresponde a uma curva hiperbólica determinada pela seguinte expressão:
Q =𝑆
𝐶1𝑆 + 𝐶2
(4.1)
Em que,
Q – Carga [kN];
S – Assentamento [mm];
64
C1 e C2 – Valores determinados com base numa regressão linear efetuada aos pontos medidos pelo
ensaio de carga estática, sendo que, respetivamente, C1 e C2 corresponde ao declive da reta e ao
valor que intercepta o eixo y.
Figura 4.2 – Curva de carga-assentamento (Bringiotti et al, 2008)
Para determinar os coeficientes referidos anteriormente, houve necessidade de elaborar um gráfico
que relaciona o assentamento (mm) e o quociente entre o assentamento e carga (Figura 4.3).
Figura 4.3 – Regressão linear do Método de Chin-Kondner
Os valores dos coeficientes C1 e C2 obtêm-se através da regressão linear, sendo respetivamente
0,0003 e 0,0016.
Para atingir o valor da carga última foi necessário determinar qual o assentamento correspondente.
Assim sendo, com base no critério de Terzaghi que define que a carga última ocorre para um
assentamento idêntico a 10% do diâmetro da estaca. Uma vez que no caso em estudo o diâmetro era
de 620 mm, conclui-se assim que a carga última ocorre para um assentamento de 62 mm.
y = 0,0003x + 0,0016 R² = 0,9822
0,000
0,002
0,004
0,006
0,008
0,010
0,012
0 5 10 15 20 25 30
Ass
en
tam
en
to/C
arga
(m
m/k
N)
Assentamento (mm)
65
A figura seguinte ilustra a curva de carga-assentamento obtida através da aplicação do método de
Chin-Kondner, sendo obtido um valor de carga última para a estaca FDP aproximado de 3070 kN.
Figura 4.4 – Curva carga-assentamento com base no método de Chin-Kondner
ESTACA MOLDADA E CRAVADA
Uma vez que não foi efetuado um ensaio de carga estática a uma estaca moldada e cravada nas
mesmas condições que a estaca FDP, houve necessidade de recorrer à Teoria da Plasticidade, que
considera a soma das resistências de ponta e lateral de modo a determinar-se a capacidade
resistente última das mesmas.
Assim sendo a expressão utilizada consiste em:
R = 𝑅𝑏 + 𝑅𝑠 (4.2)
Em que,
R – Valor de cálculo da capacidade resistente última de uma estaca carregada axialmente;
𝑅𝑏 – Valor da resistência de ponta da estaca;
𝑅𝑠 – Valor da resistência lateral da estaca.
Antes de prosseguir para os cálculos apresenta-se o perfil geotécnico correspondente ao caso de
estudo (Figura 4.5). Assim é possível comparar os valores atingidos, com os resultados obtidos na
modelação numérica efetuada no Capítulo 5.
0
10
20
30
40
50
60
70
0 1000 2000 3000 4000A
sse
nta
me
nto
(m
m)
Carga (kN)
Ensaio de carga estática
Método de Chin-Kondner
66
Figura 4.5 – Perfil geotécnico e características do solo
O perfil geotécnico em causa é composto por 4 camadas de areias e argilas siltosas. A estaca foi
executada a uma profundidade de 8 m estando o nível freático à superfície. O comprimento da estaca
foi de 20 m intersectando as camadas 3, 4, 5 e 6, representadas na Figura 4.5. Referir que devido à
escavação prévia de modo a atingirem-se os -8m, as camadas 1 e 2 não se encontram representadas
no perfil geotécnico.
No Quadro 4.1 são descritos alguns dos parâmetros que caracterizam as diferentes camadas de solo.
Quadro 4.1- Valores dos parâmetros do solo
γ (kN/m
3)
φ´
(º) c´
(kPa)
Camada 3 18,5 38,0 0
Camada 4 19,0 28,0 5
Camada 5 19,0 39,0 0
Camada 6 20,0 32,0 10
De modo a obter uma aproximação mais rigorosa dos valores da capacidade resistente, realizaram-
se os cálculos em condições drenadas e condições não drenadas, uma vez que o perfil geotécnico é
composto por areias e argilas.
67
Análise em condições drenadas
Os valores da capacidade resistente de ponta e lateral são definidos, respetivamente pelas seguintes
expressões:
𝑅𝑏 = 𝑞𝑏 × 𝐴𝑏 = (𝜎′𝑜𝑁𝑞)𝐴𝑏 (4.3)
∑ 𝑅𝑠;𝑖
= ∑ 𝑞𝑠,𝑖 × 𝐴𝑠,𝑖 = ∑(𝐾𝑖𝑡𝑔𝛿𝑖𝜎′𝑣,𝑖)𝐴𝑠,𝑖 (4.4)
Sendo que,
𝑞𝑏 – Resistência de ponta unitária;
𝑞𝑠 – Resistência lateral unitária;
𝐴𝑏 – Área transversal da ponta da estaca;
𝐴𝑠 – Área lateral da estaca;
𝜎′𝑜 – Tensão efetiva vertical na ponta da estaca;
𝑁𝑞 – Fator de capacidade de carga que dependem do ângulo de atrito interno do solo, da rugosidade
da base da estaca e têm em conta tanto o efeito de profundidade como a forma da estaca;
K – Coeficiente de impulso;
𝜎′𝑣 – Tensão efetiva vertical média ao longo do fuste da estaca;
𝛿 – Ângulo de atrito solo-estaca (em condições drenadas tem-se 𝛿′)
De modo a determinar a resistência de ponta e lateral definiram-se diversos parâmetros.
O fator de capacidade de carga Nq, que depende, essencialmente, do ângulo de atrito interno é
extremamente suscetível à configuração da superfície de rotura na base da estaca. Devido a esta
razão surgiram diversas superfícies de rotura explicitadas por diferentes autores, obtendo valores
distintos de Nq. Terzaghi (1943), Sokolovski (1960), Caquot e Kérisel (1956) propuseram a superfície
de rotura apresentada na figura seguinte.
68
Figura 4.6 – Superfície de rotura por Terzaghi, Sokolovski, Caquot e Kérisel (Santos, 2008)
Esta superfície de rotura foi obtida a partir da teoria geral de fundações superficiais, em que Terzaghi
propôs as alterações necessárias de modo poder adaptar a fundações profundas. Este autor faz
ainda distinção entre base rugosa ou lisa da estaca, variando o valor de Nq. Embora os autores
mencionados anteriormente apresentassem expressões distintas no que diz respeito ao cálculo de Nq
é possível averiguar na Figura 4.7 que não existem discrepâncias nos valores obtidos, pois as curvas
são idênticas.
Figura 4.7 – Cálculo de Nq pela proposta de Terzaghi, Sokolovski, Caquot e Kérisel, (Santos, 2008)
Foram utilizadas as expressões (4.5) e (4.6), tal como proposto por Terzaghi em Santos (2008), para
determinar o valor exato de Nq. Para casos de fundações com base rugosa, nomeadamente estacas
moldadas, aplica-se a expressão (4.5) e para fundações de base lisa (estacas cravadas) utiliza-se a
expressão (4.6).
69
𝑁𝑞 =𝑒(3/2𝜋−𝜙′)𝑡𝑎𝑛𝜙′
1 − 𝑠𝑖𝑛𝜙′ (4.5)
𝑁𝑞 = 𝑡𝑎𝑛2(𝜋/4 + 𝜙′/2)𝑒𝜋tan (𝜙′) (4.6)
Segundo Pereira (2008), o parâmetro K (coeficiente de impulso) depende de diversos fatores,
nomeadamente o faseamento construtivo e tipo de análise efetuada, ou seja, em condições drenadas
ou não drenadas.
Para estacas moldadas, em que a sua execução não introduz grandes perturbações no terreno
Fleming et al (1992), sugerem a expressão (4.7) para solos não coesivos (areias) e a expressão (4.8)
relativamente solos coesivos (argilas).
𝐾 = 𝐾0 = 1 − 𝑠𝑒𝑛𝜙′ (4.7)
𝐾 =1 + 𝐾0
2 (4.8)
Em que K0 representa o coeficiente em repouso.
A análise realizada para estacas moldadas foi efetuada recorrendo à expressão (4.7), isto é que
representa solos não coesivos, visto que os solos que constituem o perfil geotécnico têm uma coesão
muito reduzida (praticamente nula).
Em relação às estacas cravadas, que provocam elevados deslocamentos, não existe consenso
acerca da expressão de cálculo do coeficiente de impulso horizontal.
Fleming et al (1992) define a expressão (4.9) para estacas cravadas em argilas (solos coesivos) e a
(4.10) para areias (solos não coesivos).
𝐾 = 1,5 × 𝐾0 = 1,5 × (1 − 𝑠𝑒𝑛𝜙′) (4.9)
𝐾 =
𝑁𝑞
50
(4.10)
Tal como considerado para estacas moldadas, as camadas de argila têm uma reduzida coesão, por
essa razão, para o cálculo de K apenas foi considerada a expressão (4.10).
Uma vez que em estacas moldadas, a rugosidade da superfície é elevada e é esperado que a rotura
se dê pelo solo adjacente e não pela interface solo-estaca, considerou-se o ângulo de atrito entre
solo-estaca (δ’) idêntico ao valor de ϕ´ do solo adjacente.
Para o, como, assim sendo considerou-se δ’. Relativamente a estacas cravadas, sendo a superfície
lisa, δ’ terá de ser inferior ao considerado para estacas moldadas. Assim segundo Coyle e Castello
(1981) citado em Pereira (2008) propõe-se uma redução de 20% face a ϕ´, considerando-se assim
δ’=0,8 ϕ´.
70
Os Quadros 4.2 e 4.3 resumem-se todos os parâmetros necessários à determinação da capacidade
resistente de ponta e lateral.
Quadro 4.2 – Capacidade resistente de ponta e lateral para uma estaca moldada (análise drenada)
As (m
2) σ'v (kPa) σ'vm (kPa) Nq K δ' Rs (kN) Rb (kN)
Camada 3 0,97 4,25 2,13 61,55 0,384 38,0 0,62
1625,02 Camada 4 4,87 26,75 15,50 17,81 0,531 28,0 21,29
Camada 5 15,58 98,75 62,75 70,61 0,371 39,0 293,50
Camada 6 17,53 188,75 143,75 28,52 0,470 32,0 740,21
38,96 Total
1055,62 1625,02
Quadro 4.3 – Capacidade resistente de ponta e lateral para uma estaca cravada (análise drenadas)
As (m
2) σ'v (kPa) σ'vm (kPa) Nq K δ' Rs (kN) Rb (kN)
Camada 3 0,97 4,25 2,13 48,9 0,979 30,4 1,19
1320,73 Camada 4 4,87 26,75 15,50 14,7 0,294 22,4 9,16
Camada 5 15,58 98,75 62,75 56,0 1,119 31,2 662,73
Camada 6 17,53 188,75 143,75 23,2 0,464 25,6 559,65
38,96 Total 1232,73 1320,73
Em suma encontram-se especificadas no Quadro 4.4 os valores da capacidade resistente última da
estaca moldada e cravada.
Quadro 4.4 – Quadro resumo da capacidade resistente última (análise drenada)
Rs(kN) Rb(kN) R(kN)
Estaca Moldada
1055,6 1625,0 2680,6
Estaca Cravada
1232,7 1320,7 2553,5
Importa referir que, não é possível afirmar que os valores determinados sejam exatos, pois alguns
dos parâmetros considerados anteriormente possuem elevada variabilidade, nomeadamente o Nq.
Este parâmetro encontra-se sujeito a diversas abordagens por diversos autores, no entanto estas não
devem ser diretamente comparadas devido às diferentes hipóteses de base do modelo. Para além
disso existe a incerteza sobre qual o melhor valor a optar, no que diz respeito ao ângulo de atrito
solo-estaca (δ’), pois é extremamente difícil quantificar com exatidão a perturbação ocorrida no solo
durante o processo construtivo. Adicionalmente a este problema tem-se a variabilidade do coeficiente
de impulso (K) em profundidade que não é contabilizada.
71
Análise em condições não drenadas
Embora os dados cedidos pelo caso de estudo definissem parâmetros efetivos, decidiu-se pelo
cálculo em condições não drenadas, visto que modelação numérica realizada consistiu nessa análise
Contudo sendo as camadas 3 e 5 compostas por areias siltosas, não contendo um comportamento
não drenado, o seu valor de capacidade resistente última lateral coincide com o obtido na análise em
condições drenadas.
As expressões para o cálculo da capacidade resistente última lateral e de ponta em condições não
drenadas foram:
𝑅𝑏 = 𝑞𝑏 × 𝐴𝑏 = C𝑢𝑁𝑐𝐴𝑏 (4.11)
∑ 𝑅𝑠;𝑖
= ∑ 𝑞𝑠,𝑖 × 𝐴𝑠,𝑖 = ∑(𝐾𝑖𝑡𝑔𝛿𝑖𝜎′𝑣,𝑖)𝐴𝑠,𝑖 + ∑(𝛼𝐶𝑢,𝑖)𝐴𝑠,𝑖 (4.12)
Sendo,
Cu – Resistência não drenada;
Nc – Fator de capacidade de carga;
α – Fator de adesão.
Foram admitidos alguns parâmetros consoante o resultado que se pretendia obter. No que diz
respeito ao fator de capacidade de carga (Nc), foi assumido como sendo igual a 9, pois consiste num
valor usual para uma análise em condições não drenadas, uma vez que se trata de um valor
conservativo (Santos, 2008).
Embora não seja frequente, considerou-se um fator de adesão unitário, pois na modelação foi
admitido que a interface e o solo possuem a mesma resistência, ou seja α=1.
Para que fosse possível estimar um valor de resistência não drenada consoante a caracterização do
solo, uma vez que se trata de um parâmetro muito variável dependendo de diversos fatores, foi
necessário estima-lo com base em dados do solo. Deste modo recorrendo a expressões empíricas
mencionadas em Marangon (s.d.) conhecendo o ângulo de atrito interno é possível estimar o valor de
N (índice de resistência à penetração):
ϕ′ = √20𝑁 + 15° (4.13)
Conhecendo o índice de resistência à penetração é possível estimar a resistência não drenada com
base na correlação empírica proposta por Teixeira & Godoy (1996) mencionada em Marangon (s.d.).
Cu = 10N [kPa] (4.14)
72
O quadro seguinte reúne os valores obtidos para as camadas 4 e 6, no que diz respeito à resistência
não drenada.
Quadro 4.5 – Cálculo da resistência não drenada
ϕ'[º] N Cu [kPa]
Camada 4 28 8 80
Camada 6 32 14 140
Os valores de resistência não drenada obtidos são elevados devendo-se essencialmente ao facto do
ângulo de atrito interno de cada camada ser elevado. Deste modo de uma forma conservativa, uma
vez que a sua determinação foi efetuada com base em expressões empíricas, decidiu-se utilizar nos
cálculos um valor de Cu reduzido em 20 kPa.
Os resultados obtidos atingidos para a estaca moldada e cravada encontram-se especificados nos
quadros seguintes.
Quadro 4.6 – Capacidade resistência última lateral e de ponta para uma estaca moldada (análise não drenada)
As
(m2)
σ'v (kPa)
σ'vm (kPa)
Nq K δ' Cu
(kPa) α Nc Rs (kN)
Rb (kN)
Camada 3 0,97 4,25 2,13 61,55 0,384 38,0 -- --
0,62
326,06 Camada 4 4,87 26,75 15,50 -- -- -- 60,0 1,0 292,17
Camada 5 15,58 98,75 62,75 70,61 0,371 39,0 -- -- 293,50
Camada 6 17,53 188,75 143,75 -- -- -- 120,0 1,0 9,0 2103,61
38,96 Total
2689,90 326,06
Quadro 4.7 - Capacidade resistência última lateral e de ponta para uma estaca cravada (análise não drenada)
As
(m2)
σ'v (kPa)
σ'vm (kPa)
Nq K δ' Cu
(kPa) α Nc Rs (kN)
Rb (kN)
Camada 3 0,97 4,25 2,13 48,9 0,979 30,4 -- --
1,19
326,06 Camada 4 4,87 26,75 15,50 14,7 0,294 22,4 60,0 1,0 292,17
Camada 5 15,58 98,75 62,75 56,0 1,119 31,2 -- -- 662,73
Camada 6 17,53 188,75 143,75 23,2 0,464 25,6 120,0 1,0 9,0 2103,61
38,96 Total
3059,69 326,06
A capacidade resistente última da estaca moldada e cravada encontra-se especificada no Quadro
4.8.
Quadro 4.8 - Quadro resumo da capacidade resistente última (análise não drenada)
Rs(kN) Rb(kN) R(kN)
Estaca Moldada
2689,9 326,1 3016,0
Estaca Cravada
3059,7 326,1 3385,8
73
4.5.3. Capacidade resistente de cálculo
Para determinar a capacidade resistente de cálculo, é necessário determinar a capacidade resistente
característica, de acordo com a expressão (4.15).
𝑅𝑘 = Min {
(𝑅𝑐;𝑚)𝑚𝑒𝑎𝑛
𝜉1
;(𝑅𝑐;𝑚)
𝑚𝑖𝑛
𝜉2
} (4.15)
Esta expressão utiliza-se quando se obtém a capacidade resistente última a partir de ensaios de
carga estática em que,
𝑅𝑘 – Valor característico da capacidade resistente;
(𝑅𝑐;𝑚)𝑚𝑒𝑎𝑛
– Valor médio da resistência à compressão;
(𝑅𝑐;𝑚)𝑚𝑖𝑛
– Valor mínimo da resistência à compressão;
𝜉1 e 𝜉2 – Coeficientes de correlação dependentes do número de ensaios efectuados.
O valor da resistência média e mínima corresponde à capacidade última obtida em diversos ensaios
de carga estática. Na presente situação a resistência média e mínima são idênticas uma vez que
apenas se efetuou um ensaio de carga estática.
Em relação aos coeficientes de correlação (𝜉1 e 𝜉2), estes encontram-se especificados na NP EN
1997-1 (2010) e dependem do número de ensaios efetuados. Uma vez que foi apenas realizado um
ensaio de carga estática (n=1), 𝜉1 e 𝜉2 assumem um valor de 1,40, como é possível confirmar na
Figura 4.8.
Figura 4.8 – Coeficientes de correlação 𝝃 para determinação do valor característico a partir de ensaios de carga
estática de estacas (adaptado NP EN 1997-1, 2010)
O valor da capacidade resistente de cálculo é obtido subtraindo ao valor característico os coeficientes
parciais de segurança especificados na NP EN 1997-1 (2010), nomeadamente no anexo nacional
(4.16).
𝑅𝑐;𝑑 =𝑅𝑐;𝑘
𝛾𝑡
(4.16)
Tendo em conta que as estacas se encontram carregadas axialmente a abordagem de cálculo a ter
em conta é AC1:C2 (C2 = A2 “+” M1 “+” R4), logo o conjunto de interesse consiste no R4. A Figura
4.9 e Figura 4.10 demonstram os valores a adotar para os coeficientes parciais de segurança para
estacas moldadas e cravadas, respetivamente. Em relação à estaca FDP, uma vez que a norma NP
74
EN 1997-1 (2010) não efetua nenhuma referência a este tipo de estaca considera-se que o seu
coeficiente parcial de segurança é igual a 1,6, uma vez que a estaca se encontra à tração.
Figura 4.9- Coeficientes parciais para as capacidades resistentes de estacas cravadas (adaptado NP EN 1997-1,
2010)
Figura 4.10 – Coeficientes parciais para as capacidades resistentes de estacas moldada (adaptado NP EN 1997-
1, 2010)
ESTACA FDP
No quadro seguinte indicam-se os valores obtidos para a capacidade resistente característica e de
cálculo para uma estaca FDP.
Quadro 4.9 – Capacidade resistente característica e de cálculo para estaca FDP
𝑹𝒌 [kN] 𝑹𝒅 [kN]
Estaca FDP 2193 1371
ESTACA MOLDADA E CRAVADA
Importa referir que embora não se tenha efetuado um ensaio de carga estática a estacas moldadas e
cravadas o método de determinação da capacidade resistente característica é idêntico ao utilizado
para a estaca FDP, admitindo que o número de ensaios de carga estática (n) é igual a 1.
Como o ensaio de carga estática foi executado à tração, determinou-se a capacidade característica e
de cálculo para uma estaca à tração e compressão. Para a estaca à tração esta resiste apenas por
atrito lateral (sendo a parcela de ponta nula) e o fator de segurança utilizado é diferente do de
compressão.
75
Quadro 4.10 – Capacidade resistente característica e de cálculo obtida a partir do método analítico
Compressão Tração
Análise em condições drenadas
[kN] 𝑹𝒔,𝒌 𝑹𝒃,𝒌 𝑹𝒔,𝒅 𝑹𝒃,𝒅 𝑹𝒅 𝑹𝒔,𝒌 𝑹𝒅
Estaca Moldada
754 1161 580 725 1305 754 471
Estaca Cravada
881 943 677 726 1403 881 550
Análise em condições não drenadas
[kN] 𝑹𝒔,𝒌 𝑹𝒃,𝒌 𝑹𝒔,𝒅 𝑹𝒃,𝒅 𝑹𝒅 𝑹𝒔,𝒌 𝑹𝒅
Estaca Moldada
1921 233 1478 146 1624 1921 1201
Estaca Cravada
2185 233 1681 179 1860 2185 1366
4.5.4. Análise de resultados
No Quadro 4.11 resumem-se os resultados obtidos nas duas abordagens descritas anteriormente.
Quadro 4.11 – Resumo dos resultados obtidos para estacas com diâmetro igual a 620 mm
Método
Tipo de análise
Estaca Capacidade
resistente última [kN]
Capacidade resistente de cálculo
[kN]
Ensaio de carga estática
Tra
ção
FDP 3070 1371
Analítico
Dre
nad
a
Moldada 1056 471
Cravada 1233 550
Não
dre
nad
a
Moldada 2690 1201
Cravada 3060 1366
Co
mp
res
são
Dre
nad
a
Moldada 2681 1305
Cravada 2554 1403
Não
dre
nad
a
Moldada 3016 1624
Cravada 3386 1860
Importa referir que a NP EN 1997-1 (2010) não se encontra habilitada para a aplicação do método
analítico no dimensionamento de estacas FDP, pois os parâmetros implicados na utilização da
expressão do método analítico apenas se encontram definidos para estacas moldadas e cravadas.
76
A mesma norma não refere coeficientes parciais de segurança para este tipo de estacas havendo a
necessidade de considerar um valor idêntico ao das estacas moldadas e cravadas. Esta
consideração é apenas uma aproximação para que seja possível determinar o valor da capacidade
resiste de cálculo para as estacas FDP facilitando comparação com as técnicas tradicionais.
Mencionar que a capacidade última da estaca FDP se encontra condicionada, uma vez que se trata
de um valor determinado com recurso a um método analítico (método de Chin-Kondner) já que o
ensaio não atingiu a rotura da estaca.
Efetuaram-se os cálculos considerando uma análise drenada e não drenada, de maneira que fosse
possível comparar os resultados teóricos com os numéricos, atingidos pela modelação de uma estaca
FDP e moldada (apresentada no Capítulo 5). Pelo mesmo motivo realizaram-se os cálculos analíticos
para estacas à compressão, pois a modelação numérica foi executada para estacas comprimidas,
sendo assim possível efetuar uma comparação dos resultados obtidos.
Analisando o valor da capacidade resistente última à tração de ambas as técnicas, embora os valores
sejam obtidos com recurso a métodos distintos, como seria espectável é notória a maior capacidade
de carga da estaca FDP. A capacidade de carga, tanto última como de cálculo, da estaca FDP
aproxima-se dos valores atingidos considerando uma análise não drenada. Este tipo de análise
caracteriza o que ocorre num curto espaço de tempo, definindo o procedimento de um ensaio de
carga estática.
Finalmente referir que os valores de cálculo obtidos para todas as situações, tração ou compressão,
condições drenadas ou não drenadas, se encontram sobrestimados, pois foram determinados com
base em apenas um ensaio de carga estática (reduzindo a capacidade de carga característica, pois o
fator de correlação (ξ) é superior quanto menor for o número de estacas ensaiadas).
77
Capítulo 5. Caso de Estudo – Passante di Mestre
5.1. Enquadramento geral
Em obras subterrâneas com nível freático elevado subsiste sempre o problema de anular a pressão
de água existente na laje de fundo para que não ocorra empolamento da mesma. Ao peso próprio
final da estrutura pode ser incumbida a função de anular esta pressão que surge pelo nível freático se
encontrar à superfície, no entanto, muitas vezes o peso próprio não é suficiente, por isso recorre-se a
sistemas de fixação da laje de fundo, como por exemplo barras de ancoragem passiva de elevada
resistência, micro-estacas de elevada resistência, jet-grouting reforçado, estacas moldadas de
elevado diâmetro ou estacas cravadas.
A principal função destes sistemas é mobilizar a pressão da água com o atrito lateral e também
aumentar o peso próprio da estrutura. Este último fator apenas é significativo para estacas com
elevado diâmetro. Na Figura 5.1 é possível analisar o fenómeno descrito acima.
Legenda:
sw – Pressão da água na laje de fundo;
ζf – Atrito lateral na estrutura;
Ts – Peso próprio da estrutura;
Ta – Força de tração dos elementos verticais.
A escolha de qual o melhor sistema a utilizar depende de diversas condições, nomeadamente a
disponibilidade de recursos e materiais, espaço disponível para construção, quantidade de trabalho
que exige e otimização da relação custo/beneficio. Atualmente, a elevada capacidade de carga das
estacas tem sido o principal requisito exigido pelos projetistas de estruturas. Combinando esta
especificidade com a elevada velocidade de execução, ausência de vibrações e resíduos durante a
escavação eleva esta técnica de construção, tornam-se assim uma escolha plausível.
O presente capítulo tem como principal objetivo ilustrar as principais diferenças entre as técnicas
mais utilizadas (estacas moldadas) e a em estudo nesta dissertação (estacas FDP). Para tal recorreu-
se a uma obra em que no projeto inicial estava previsto a concretização de estacas moldadas em
comunhão com micro-estacas e durante a execução da obra concluiu-se que seria mais rentável a
nível monetário e de tempo substituir esta solução por estacas FDP.
Figura 5.1 – Mecanismo de mobilização da pressão de
água exercida na laje de fundo (Bringiotti et al, 2008)
78
De modo a comprovar-se que com as estacas FDP se obtém melhores resultados que com as
estacas moldadas, recorreu-se a um programa de elementos finitos Plaxis 2D (versão 8.2) para
dimensionar um ensaio de carga estática para cada uma das soluções e comparar. Note-se que esta
comparação apenas é possível, uma vez que se possuiu os dados reais de um ensaio de carga
estática efetuado em obra a uma estaca FDP:
Importa referir que a análise numérica foi desenvolvida de forma simplificada, em particular no que diz
respeito à modelação dos efeitos de instalação/execução das estacas FDP. Esta simplificação foi
sustentada pelo principal objetivo desta dissertação (estudo da tecnologia FDP) e pelas limitações do
software utilizado na modelação dos referidos efeitos.
5.2. Passante di Mestre
A autoestrada A4 é uma das principais artérias a norte de Itália que conecta Torino a Sistiana. É
composta por cinco trechos principais, Torino-Milão, Milão-Brescia, Brescia-Pádua, Pádua-Veneza e
Veneza-Sistiana, e com uma extensão total de 552,4 km, como é possível ver na figura seguinte.
Figura 5.2 – Desenvolvimento da auto-estrada A4 (Google, 2014)
Com o passar dos tempos a afluência de tráfego de automóveis e caminhões que passam por mestre
com destino outros países da Europa como por exemplo Áustria e Eslovénia aumentou
exponencialmente. Por esta razão houve necessidade de criar uma nova rota, denominada por
Passante di Mestre, de modo a permitir a separação de fluxos de tráfego.
A autoestrada Passante di Mestre, inaugurada a 8 de Fevereiro de 2009, liga diretamente duas
secções da autoestrada A4, tendo uma interligação com a A27 (Mestre – Bellumo), como é possível
analisar na Figura 5.3. Esta tem uma extensão de 32,3km e largura de 32,5 m, constituída por 2
faixas de rodagem com 3 vias de transito em cada sentido (cada via tem uma largura de 3,75 m),
para além disso contém ainda uma faixa de emergência com 3m de largura em cada direção.
79
A figura seguinte ilustra a autoestrada Passante di Mestre, bem como as restantes autoestradas
existentes na zona.
Figura 5.3 – Auto-estrada Passante di Mestre (Google, 2014)
Atualmente nesta autoestrada circulam em média 150 mil veículos por dia, incluindo trafego local e
trânsito, atingindo um pico de 170 mil ou mais. Note-se ainda que está previsto um aumento de 4%
por ano. Este trajeto não se trata de uma alternativa simples, mas permitira separação de fluxos e
reduzir o tráfego, a sua implementação funcionou como um sistema de reorganização das estradas
comuns, uma vez que desvia veículos de transporte que têm como destino outros países da Europa.
5.2.1. Troço de estrada entre túneis Vetrego e Caltana
As primeiras construções que se encontram na autoestrada Passante di Mestre são os túneis Vetrego
e Caltana executados recorrendo à técnica “cut and cover”, ou seja escavação em céu aberto.
O túnel Vetrego consiste numa passagem subterrânea com um comprimento de 989,7 m. Como
mencionado anteriormente, foi executado segundo a técnica “cut and cover” em que inicialmente
procede-se a escavação até à cota pretendida. Durante a fase construtiva o primeiro procedimento
consiste em executar a laje de fundo e à posteriori os pilares e parede. No Anexo A.1. é possível
constatar o seu faseamento construtivo.
O túnel de Caltava tem uma extensão de 180m e o processo construtivo no que diz respeito à
escavação e fixação da laje de fundo é idêntico ao troço de estrada que será descrito seguidamente
com a nuance que o elemento de fixação consiste apenas em estacas moldadas com 1200 mm de
diâmetro e não se recorre a ancoragens provisórias na fixação das estacas-prancha. O Anexo A.2.
apresenta o processo construtivo correspondente a este túnel.
Entre os dois túneis descritos nos últimos dois parágrafos, tem-se uma extensão de estrada com 1,3
km. Como este troço possuiu o nível freático à superfície e o peso próprio do pavimento não é
suficiente para anular a pressão de água, houve necessidade de recorrer a um sistema resistente de
fixação da laje de fundo que contém duas funções, em primeiro lugar anular a pressão da água e
limitar as deformações devido a momentos fletores. O sistema de fixação definido em projeto consiste
80
em estacas moldadas com 1200 mm de diâmetro em junção com micro-estacas com 300 mm de
diâmetro, ambas com 18 m de comprimento. Como a estrada encontra-se a uma cota de -8,0 m
houve necessidade de, em primeiro lugar, efetuar uma escavação até à cota pretendida tendo em
conta que o nível freático se encontra à superfície. Como tal, recorre-se a um sistema de contenção
capaz de impedir que a água proveniente das laterais entre para o interior da escavação. A solução
escolhida consiste em estacas-prancha com ancoragens subverticais provisórias (armadas com uma
barra de elevada resistência), sendo o sistema de contenção uma solução a longo prazo. No Anexo
A.3. encontra-se o faseamento construtivo deste troço de estrada.
A Figura 5.4 apresenta uma fotografia de Passante di Mestre após a sua construção, onde se
representa o sistema de contenção (estacas-prancha) e o sistema de fixação da laje de fundo.
Figura 5.4 – Passante di Mestre (Google, 2014)
A figura seguinte ilustra o pormenor da solução de fixação do pavimento adotada em projeto.
Figura 5.5 – Pormenor do sistema de fixação inicial (Bringiotti et al, 2008)
81
No entanto, durante a fase de construção decidiu-se substituir a metodologia ilustrada na Figura 5.5
por estacas FDP. Recorreu-se à técnica de ponteira perdida, uma vez que se introduz a armadura na
estaca antes de se betonar a estaca. Estas terão 20 m de comprimento, com início a uma
profundidade de 8 m e 620 mm de diâmetro.
Esta alteração deveu-se ao facto de FDP ser uma técnica que não exige remoção do terreno, contém
elevada produtividade, isto é a produção de 8-9 estacas diariamente com tempo de perfuração de
cerca 20 a 25 minutos (dependendo do grau de densificação do solo) e assim se obtém menores
deformações e consequente redução do nível de trabalhabilidade com o betão e armadura, uma vez
que a armadura é introduzida no interior do equipamento de perfuração.
A figura seguinte ilustra, esquematicamente, o pormenor construtivo das estacas FDP como sistema
de fixação da laje de fundo, ou seja, o sistema utilizado em obra.
Figura 5.6 – Pormenor construtivo das FDP como sistema de fixação (Bringiotti et al, 2008)
Importa salientar que embora a estaca FDP se encontre a trabalhar à tração e o ensaio de carga
estática tenha sido executado à tração, decidiu-se pela modelação numérica de uma estaca à
compressão. Tal deveu-se ao facto de que o principal objetivo desta modelação é comparar o
comportamento de uma estaca FDP com as soluções tradicionais que em cerca de 90% dos casos
encontram-se a trabalhar à compressão, tratando-se da solução mais comum para estacas
carregadas axialmente.
Apenas foi possível efetuar a simulação do ensaio de carga estática à compressão, através de uma
pré-análise de uma estaca FDP à compressão e tração, concluiu-se que ambas têm o mesmo
comportamento, isto é para o nível de carregamento que lhes é imposto ambas resistem apenas por
atrito lateral (sendo a resistência na ponta nula), como é possível analisar-se na Figura 5.7. Para
além disso concluiu-se que os valores obtidos à compressão são semelhantes aos de tração, com a
nuance que os de tração são mais desfavoráveis, como seria espectável.
82
Figura 5.7 – Esforço axial da estaca FDP à compressão e tração
5.3. Caracterização geotécnica
Para a caracterização geotécnica do terreno recorre-se a testes laboratoriais e resultados de diversas
prospeções geotécnicas realizadas in situ. Esta prospeção geotécnica constituiu em testes CPTU e
instalação de piezómetros.
Concluiu-se então que o local de estudo é caracterizado, essencialmente, por sedimentos de aluviões
com alternância de areias sem coesão. De uma forma pormenorizada, sob a camada superficial de
solo, com espessura desprezável, tem-se até à cota 4,8 m areia siltosa média-fina uniforme. A partir
desta profundidade até 7,2 m contém argila siltosa não homogénea, posteriormente identificou-se
uma camada com 1,4 m de espessura composta por areia média-fina pouco siltosa, de seguida
desde dos 8,6 m até 11,2 m de profundidade é predominante um material com alguma coesão
denominada por argila siltosa. A penúltima camada possuiu uma espessura de 8 m e é constituída
por areia fina fracamente siltosa e finalmente a última camada que atinge os 35 m de profundidade é
formada por argila siltosa e sedimentos argilosos intercalados com camadas de areia.
O quadro que se segue resume as camadas que constituem o solo e correspondentes parâmetros
que as caracterizam.
Quadro 5.1 - Caracterização geotécnica (Bringiotti et al, 2008)
Camada Descrição Profundidade Ƴ
[kN/m3]
ϕ'
[⁰] c’
[kPa] Início Final
1 Areia siltosa média-
fina 0 5,0 18,50 36 0
2 Argila siltosa 5,0 7,0 19,0 28 5
3 Areia siltosa média-
fina 7,0 8,5 18,50 38 0
-30
-25
-20
-15
-10
-5
0 500 1000 1500 2000 2500 3000P
rofu
nd
idad
e (
m)
Esforço Axial (kN)
Estaca FDP - compressão
Estaca FDP - tracção (emmódulo)
Camada 3 Areia siltosa
Camada 4 Argila siltosa
Camada 5
Areia ligeiramente
siltosa
Camada 6
Argila siltosa com sedimentos
argilosos
/// \\\ // \\
83
Quadro 5.1- Caracterização geotécnica (Bringiotti et al, 2008) (continuação)
Camada Descrição Profundidade Ƴ
[kN/m3]
ϕ'
[⁰] c’
[kPa] Início Final
4 Argila siltosa 8,5 11,0 19,0 28 5
5 Areia ligeiramente
siltosa 11,0 19,0 19,0 39 0
6 Argila siltosa com
camadas de areia 19,0 35,0 20,0 32 10
5.4. Modelação numérica
5.4.1. Método de elementos finitos
O método de elementos finitos surgiu em meados do século XX como resposta a muitas limitações
que existiam na análise de meios contínuos, pois inicialmente esta era efetuada pela resolução de
equações de derivadas, tendo em conta as condições de fronteira. Como se tratava de uma prática
de elevada complexidade esse procedimento apenas era aplicado a meios contínuos homogéneos e
de geometria simples. Com intuito de simplificar esse método era constante a substituição de
derivadas exatas por derivadas aproximadas, surgindo assim o método de diferenças finitas. Com o
aparecimento dos computadores é possível encontrar uma solução para os procedimentos analíticos
utilizados anteriormente, surgindo o método de elementos finitos.
Este método, tal como o nome indica, consiste num modelo matemático dividido em elementos de
dimensão finita interligados por meio de um número de pontos, denominados por nodais. Os
elementos finitos podem ser classificados como:
i) Unidimensional – A dimensão longitudinal do elemento é dominante em relação às
restantes dimensões;
ii) Bidimensionais - Duas dimensões são influentes e a terceira não tem relevância;
iii) Tridimensionais – Todas a dimensões são importantes.
Dentro dos modelos bidimensionais tem-se o modelo que é utilizado quando se pretende a
modelação de uma estrutura simétrica com secção transversal circular e carregamentos uniformes
em torno do eixo vertical (eixo y), sendo o estado de tensão e deformação considerados idênticos em
qualquer direção radial. A Figura 5.8 apresenta um exemplo de um modelo axissimétrico.
84
Figura 5.8 – Exemplo de um problema axissimétrico (Brinkgreve et al, 2004 mencionado em Vieira, 2013)
Na elaboração da modelação tem que ser tida em consideração qual o tipo de análise e
aproximações que se assemelham ao modelo físico inicial. Após efetuadas essas escolhas, o
comportamento do modelo aproximar-se-á mais do modelo matemático quanto mais fina for a malha
de elementos finitos, quer isto dizer que quanto mais elementos finitos possuir o modelo, os
resultados obtidos serão mais próximos da realidade.
Atualmente, este é método mais utilizado em diversos softwares para obter aproximações de
situações reais em engenharia de estruturas. Tem como principal objetivo determinar o estado de
tensão e deformação de um sólido. Os resultados obtidos acomodam uma boa aproximação da
realidade se os parâmetros utilizados na caracterização do cenário geológico e geometria
corresponderem à situação real. (Azevedo, 2003).
5.4.2. Geometria e modelo de cálculo
Para dar início à modelação do caso em estudo, primeiramente escolheu-se a geometria da malha de
elementos finitos, que consiste em elementos triangulares de 15 nós. Ainda nesta primeira etapa,
decidiu-se qual modelo a utilizar, recorreu-se ao modelo axissimétrico, pois apesar de ser um modelo
bidimensional considera um sólido de revolução, tendo em conta deslocamentos perpendiculares ao
plano, aproximando-se do caso real.
Antes de iniciar a caracterização do modelo definiu-se as dimensões da janela a utilizar. Esta
continha uma largura e altura de 60 m, a necessidade de abrigar uma elevada altura deve-se ao facto
de, entre a ponta da estaca e a base da última camada de solo dispor de uma distância significativa,
pelo menos o comprimento da estaca, para que as condições de fronteira impostas no modelo não
interferirem com os deslocamentos ocorridos na base da fundação, representando uma maior
aproximidade das condições reais.
Antecedentemente a delimitação da geometria do modelo de cálculo é necessário referir que as
fundações foram executadas a uma cota de -8m, o que indica que ocorreu uma escavação à priori.
Nesta modelação não se irá modelar as diferentes fases da escavação efetuada, pois em primeiro
lugar não se possuiu os dados necessários para tal e além disso apesar de esta influenciar o estado
de tensão inicial do solo não tem uma relevante importância na simulação do ensaio de carga
85
estática. Assim sendo, a modelação terá início na camada 3, que contém 1,5 m de espessura e
encontra-se a uma cota de -7 m e apenas será representada a largura escavada, correspondendo a
32,5 m de largura, secção transversal do túnel “Caltrava”, que equivale à do troço de estrada que
antecede o mesmo.
Uma vez demarcada a janela e definidos os pressupostos a ter em conta, passou-se à caracterização
do cenário geológico. É de referir que, como se utilizou o modelo axissimétrico apenas serão
representadas metade da largura das camadas, sendo a restante parte simétrica tida em conta pelo
respetivo modelo. Com recurso ao comando Geometry Line definiu-se as 4 camadas de solo com
respetivas espessuras, como a fundação foi executada à cota -8 m foram representadas apenas as
camadas inferiores a esta cota tendo início na camada 3. Em §5.3 é possível encontrar-se a
descrição das diversas camadas de solo. Note-se que devido à problemática mencionada
anteriormente a última camada de solo contém uma espessura de 36 m, atingindo os 55m de
profundidade. Assim sendo o conjunto das camadas de solo constituiu uma largura de 16,25 m e 55
m de altura.
Representada a massa de solo, o passo seguinte consistiu em caracterizar as condições de fronteira
recorrendo ao comando Standard Fixities da janela de Input do software. Considerou-se apoios
móveis lateralmente, em que apenas são permitidos deslocamentos verticais e no que diz respeito à
base considerou-se apoios fixos que impedem deslocamentos em qualquer direção.
Em relação à materialização da estaca foi delimitada recorrendo ao comando Geometry Line. Esta
contém 0,620 m de diâmetro, sendo que apenas se representou metade (0,310 m), pela mesma
razão que se configurou apenas metade da largura das camadas de solo, e 20 m de comprimento
intercetando as 4 camadas de solo, 0,5 m da terceira camada de solo que consiste em areia siltosa
média-fina e restantes camadas. O procedimento descrito anteriormente corresponde ao utilizado
para a materialização da estaca moldada.
Em relação à estaca FDP, houve necessidade de simular a expansão da cavidade, que origina um
deslocamento horizontal ao longo do fuste da estaca, adensando o solo envolvente à mesma. A
estaca FDP foi materializada com 260 mm de raio, sendo aplicado ao longo do fuste da estaca um
deslocamento horizontal, materializado pelo comando Prescribed displacement, com um valor de
0,057 m. Este valor foi determinado sabendo que o adensamento ocorrido no solo envolvente à
estaca aumenta em cerca de 40% a área de aplicação da carga. Assim sendo os 0,057 m
corresponde ao acrescimento de raio de modo a obter-se 1,4 da área transversal da estaca. Note-se
que o Prescribed displacement possuiu o mesmo valor ao longo de todo fuste da estaca, exceto no
último 0,5 m em que este decresce para 0, uma vez que o utensílio da ferramenta de perfuração que
provoca o deslocamento horizontal não atinge a base da estaca. Assim sendo após a aplicação deste
deslocamento horizontal ocorre a expansão da cavidade em cerca de 0,05 m fazendo com que se
obtenha um raio de 0,310 m, correspondente ao raio da estaca.
De modo a haver uma separação de rigidez entre o solo e a estaca com base no comando Interface,
que se encontra no painel de input do Plaxis, aplicou-se ao longo de toda a estaca a interface que
86
separa a estaca do solo. Com intuito de obter-se uma interface do lado direito da estaca, isto é
positiva, esta foi desenhada da base da estaca para o topo. Foi materializada com o material da
estaca e o Virtual tickness fator utilizado corresponde ao standard, sugerido pelo software, 0,1.
A carga considerada na modelação foi tal de forma a equivaler à carga máxima atingida pelo ensaio
de carga estática efetuado em obra. De modo a simular o ensaio de carga estática aplicou-se uma
carga distribuída em toda a secção transversal no topo da estaca, com recurso ao comando
Distributed load – load system B, com valor de 9100 kPa, corresponde a 2750 kN (valor máximo
atingido no ensaio de carga estática real) dividindo pela área transversal da estaca.
A problemática desde caso de estudo surge apenas porque o nível freático encontra-se à superfície.
Por fim na caracterização do modelo de cálculo teve-se que ter em conta a presença do nível freático,
no entanto apenas é materializado em Initial conditions.
A Figura 5.9 consiste numa ilustração da modelação numérica efetuada para a estaca FDP,
representando todas as etapas descritas anteriormente.
Figura 5.9– Ilustração do modelo numérico de uma estaca FDP (software Plaxis 2D)
5.4.3. Caracterização dos materiais
Após definir a estrutura do modelo de cálculo resta caracterizar o solo e a estaca. Note-se a
resistência e rigidez dos materiais são definidos por metro linear, pois trata-se de uma análise
bidimensional.
87
CARACTERIZAÇÃO DO SOLO
Para caracterizar o solo é necessário, em primeiro lugar, definir qual o modelo a utilizar. Assim sendo,
optou-se pelo modelo Hardening Soil para as areias, 3ª e 5ª camada com intuito de simular as
deformações não lineares e o modelo de Mohr-Coulomb para 4ª e 6ª camada, isto é os solos
argilosos.
Apesar do modelo Hardening soil simular o comportamento de diversos, nomeadamente areia, argilas
e siltes e o de Mohr-Coulomb consistir num modelo utilizado para obter aproximações de “primeira
ordem” do comportamento do solo (Plaxis Manual, versão 8.2), decidiu-se pela comunhão dos dois
modelos, pois apenas desta forma conseguiu-se atingir o objetivo pretendido. Uma vez que utilizando
apenas o modelo de Mohr-Coulomb gerava uma reta linear, como seria esperado, pois trata-se de um
modelo elástico perfeitamente plástico e recorrendo apenas ao modelo de Hardening soil o
deslocamento horizontal imposto pelo Prescribed displacement não atingia o valor pretendido
Esta modelação trata-se de uma retroanálise em que o principal objetivo consiste em aproximar uma
curva de carga-assentamento numérica com a obtida no ensaio de carga estática. Após várias
iterações, em que se diferenciou diversos parâmetros decidiu-se pela utilização de dois modelos de
solo, como já mencionado, uma possível justificação para esta necessidade consiste na versão do
software que está a ser utilizada nesta modelação, ou seja a versão não é atual, contendo algumas
limitações, nomeadamente a impossibilidade de correr a modelação na totalidade quando se
pretende aplicar o modelo de Hardening soil em todas as camadas de solo.
O modelo de Hardening garante uma simulação do comportamento do solo muito próxima da
realidade, uma vez que considera o endurecimento do solo e principalmente no que diz respeito à
simulação de ciclos de carga e descarga impostos durante a fase de execução da estaca.
A definição deste modelo tem por base uma relação tensão-deformação não linear do tipo hiperbólico
tendo em consideração, através da teoria da plasticidade, que a tensão depende da rigidez, por isso
consegue representar o aumento da rigidez com o aumento da tensão efetiva. Por fim o modelo de
Hardening Soil não considera efeitos como o do deslocamento das estruturas em relação ao solo.
O modelo de Hardening Soil cinge-se a parâmetros de resistência e rigidez do solo, contudo este
modelo contém ainda parâmetros avançados que se encontram discriminados no Quadro 5.2.
Quadro 5.2 - Parâmetros que caracterizam o modelo de Hardening Soil (Plaxis Manual, versão 8)
Símbolo Descrição Unidade
Parâ
metr
os
de r
esis
tên
cia
ϕ' Ângulo de atrito interno graus
c' Coesão kPa
Ψ Ângulo de dilatação graus
88
Quadro 5.2 - Parâmetros que caracterizam o modelo de Hardening Soil (Plaxis Manual, versão 8) (continuação)
Símbolo Descrição Unidade
Parâ
metr
os
de r
igid
ez
𝐸50𝑟𝑒𝑓
Módulo de deformabilidade secante em
estado triaxial para uma tensão de
referência pref
kPa
𝐸𝑜𝑒𝑑𝑟𝑒𝑓
Módulo de deformabilidade endométrico
tangente para tensão vertical e tensão de
referência
kPa
m Potência que indica a dependência da
rigidez em relação ao estado de tensão adimensional
Parâ
metr
os
avan
çad
os
𝐸𝑢𝑟𝑟𝑒𝑓
Módulo de deformabilidade na
carga/descarga em estado triaxial para
uma tensão de referência
kPa
νur Coeficiente de poisson em descarga-
carga adimensional
p’ref Tensão de referência para a rigidez kPa
𝐾0𝑛𝑐 Coeficiente de impulso em repouso adimensional
Rf Quociente entre qf e qa adimensional
De acordo como o manual do software, são disponibilizadas algumas aproximações, já que nem
sempre é possível determinar os parâmetros de rigidez a partir de correlações. As aproximações são
as seguintes:
𝐸50𝑟𝑒𝑓
≈ 𝐸; (5.1)
𝐸𝑜𝑒𝑑𝑟𝑒𝑓
≈ 𝐸50𝑟𝑒𝑓
(5.2)
𝐸𝑢𝑟𝑟𝑒𝑓
≈ 3𝐸50𝑟𝑒𝑓
(5.3)
Em relação ao modelo de Mohr-Coulomb, utilizado nos solos argilosos, consiste num modelo elástico
perfeitamente plástico, trata-se de uma aproximação de “primeira ordem” do comportamento do solo.
É utilizado para estimar deformações, uma vez que para cada camada estima uma rigidez média
constante em cada camada.
Este modelo constitutivo é caracterizado pelo critério de rotura de Mohr-Coulomb, isto é o material
comporta-se como elástico linear até atingir o critério de rotura, definida pela superfície de rotura de
Mohr-Coulomb.
O modelo de Mohr-Coulomb requer cinco parâmetros de solo de entrada básica, como é possível
averiguar no quadro que se segue.
89
Quadro 5.3 – Parâmetros que caracterizam o modelo de Mohr-Coulomb (Plaxis Manual, versão 8)
Símbolo Descrição Unidade
E Módulo de deformabilidade kN/m2
ν Coeficiente de Poisson adimensional
ϕ' Ângulo de atrito interno graus
c' Coesão kN/m2
Ψ Ângulo de dilatação graus
Considerou-se o material como não drenado. Este tipo de material é atribuído em duas situações
distintas. A primeira refere-se quando se tem um solo com baixa permeabilidade, como é o caso dos
solos argilosos, e a segunda quando o carregamento é aplicado de forma muito rápida não havendo
tempo do acréscimo de pressão de água se dissipe. Neste caso em estudo tem-se presente as duas
situações, ou seja o perfil geotécnico contém camadas com solos argilosos e a simulação do ensaio
de carga estática representa a rápida aplicação de uma carga. A opção pelo comportamento não
drenado em todas as camadas de solo, mesmo as com elevada permeabilidade (camada 3 e 5 de
areia) corresponde ao facto de se pretender simular um ensaio de carga estática. Referir que se
efetuou uma análise não drenada em termos de tensões efetivas, isto é selecionou-se a opção “não
drenada” para o solo e introduziu-se os parâmetros de resistência efetiva (ϕ’ e c’).
A determinação do módulo de deformabilidade (E), que serve de aproximação para os restantes
parâmetros de rigidez no caso do modelo de Hardening soil, foi efetuada iterativamente, de modo a
aproximar a curva de carga-deslocamento conseguida na modelação com a obtida na execução do
ensaio de carga estática no caso de estudo.
O módulo de deformabilidade (E) trata-se de um parâmetro do solo muito difícil de estimar, pois a
relação carga assentamento não é linear. Como neste caso de estudo não se continha os valores de
E, a descrição do estado das camadas, nem nenhum parâmetro que permitisse a estimação deste
parâmetro, como por exemplo o número de pancadas NSPT, houve necessidade primeiramente de
encontrar uma gama de valores possíveis para o módulo de deformabilidade. O Quadro 5.4 contém
uma gama de valores do módulo de deformabilidade segundo Azizi (2000) citado em Vieira (2013)
Quadro 5.4 – Valores de módulo de deformabilidade (Azizi, 2000 citado em Vieira, 2013)
Consistência E (kPa) Consistência E (kPa)
Areia Argila
Muito solta <15000 Muito mole <3000
Solta 15000 – 30000 Mole 3000 – 6000
Medianamente densa
30000 – 100000 Média 6000 – 15000
Densa 100000 – 200000 Dura 15000 – 25000
Muito densa >200000 Muito dura 25000 – 40000
Rija >40000
90
Como já mencionado o valor de E para cada camada foi determinado iterativamente, tendo em conta
a gama de valores apresentado no quadro anterior. O principal objetivo foi alcançar um valor de E
que correspondesse a um assentamento na cabeça da estaca semelhante ao obtido no ensaio de
carga estática. Referir ainda que na camada 4 e 6 em que o modelo de solo utilizado foi o de Mohr-
Coulomb, para que se aproximasse da realidade, considerou-se um incremento do módulo de
deformabilidade e da coesão em profundidade, uma vez que este modelo considera um valor de E
constante em toda a camada.
Os parâmetros utilizados no modelo de cálculo, no que diz respeito ao ângulo de atrito interno (ϕ’) e
coesão (c’), encontram-se no Quadro 5.1, pois foram valores cedidos pelo projeto e determinados a
partir de uma campanha experimental efetuada in situ.
O ângulo de dilatação é determinado com recurso ao ângulo de atrito interno. Os solos argilosos
exibem um reduzido ângulo de dilatação (Ψ), sendo por isso para as camadas 4 e 6, representadas
no Quadro 5.1, este foi considerado nulo (Ψ=0). Em relação às camadas compostas por areias,
admite-se que para ϕ’ superiores a 30º o Ψ é dado por: Ψ= ϕ’-30º, assim sendo para ϕ’ inferiores a
30º o Ψ é considerado, aproximadamente, nulo. Então a camada 3 e 5 contém um Ψ de,
respetivamente, 8 e 9º. (Marangon, s.d.).
Por fim, o coeficiente de poisson (ν), utilizado no modelo de Mohr-Coulomb, foi admitido tendo em
conta a descrição do material que compõe a camada de solo. Sendo apenas necessário para a
camada 2 e 6 compostas por solos argilosos, inicialmente, considerou-se ν igual a 0,49. Este valor foi
definido com base no Quadro 5.5, que contém valores de ν determinados com recursos a
correlações.
Quadro 5.5 - Coeficientes de Poisson (adaptado Marangon, s.d.)
No entanto, o valor máximo admitido pelo Plaxis para o coeficiente de poisson é de 0,35, uma vez
que este tem em conta automaticamente a presença de água.
Note-se que embora o coeficiente de poisson não seja um parâmetro principal no modelo de
Hardening soil existe a possibilidade de caracterizá-lo nos parâmetros avançados. Com base no
91
Quadro 5.5 admitiu-se um valor de 0,3, considerando-se areia compacta devido aos elevados
módulos de deformabilidade obtidos.
O tipo de interface, considerada neste modelo de cálculo corresponde à rígida. Esta opção é utilizada
quando a interface não deve influenciar a resistência do solo circundante. Atribuindo à interface a
configuração de rígida indica que Rinter (rácio da resistência da interface com a da camada de solo) é
igual a 1,0, o que significa que a interface tem a mesma resistência que a camada. Trata-se de uma
aproximação, uma vez que na realidade a interface é mais fraca e flexível que a camada de solo,
sendo Rinter inferior a 1. Note-se que não é verdade, utilizar Rinter superior a 1, uma vez que a interface
nunca é mais resistente que a camada de solo.
O quadro que se segue resume todos os parâmetros utilizados na caracterização de cada camada.
Quadro 5.6 - Enumeração dos parâmetros utilizados na modelação e caracterização da interface
Camada
Parâmetros 3 4 5 6
E (MPa) 125 30 150 80
Einc(kPa/m) -- 75 -- 400
𝑬𝟓𝟎𝒓𝒆𝒇
(MPa) 125 -- 150 --
𝑬𝒐𝒆𝒅𝒓𝒆𝒇
(MPa) 125 -- 150 --
𝑬𝒖𝒓𝒓𝒆𝒇
(MPa) 375 -- 450 --
m 0,5
ν 0,30 0,35 0,30 0,35
φ (º) 38 28 39 32
c’(kPa) 0 5 0 10
c'inc (kPa/m) -- 1,5 -- 2,5
Ψ (º) 8 0 9 0
Tipo de modelo HS MC HS MC
Tipo de material Não drenado
Interface Rígida
HS – Hardening soil; MC – Mohr-Coulomb;
CARACTERIZAÇÃO DA ESTACA
A estaca foi caracterizada como sendo uma camada de solo. Esta foi analisada tendo como base o
modelo de cálculo elástico linear uma vez que, quando sujeito a uma força de tração, o betão tem um
comportamento elástico linear até atingir a tensão de rotura do betão à tração simples, a partir deste
valor surgem as fissuras no betão. Quanto ao tipo de material considerou-se como não-poroso; este
tipo de material é utilizado essencialmente para modelação de betão ou comportamento estrutural e é
frequentemente utilizado combinado com o modelo elástico linear.
92
O modelo de cálculo utilizado neste material, elástico linear, tem como base a lei de Hooke de
elasticidade linear isotrópica (F=k.∆l) e os parâmetros que tem em conta são: peso volúmico (γ),
módulo de deformabilidade (E) e coeficiente de poisson (ν) do betão. Considerou-se um betão de
classe C30/37, como tal os valores dos parâmetros utilizados correspondem a esta classe de betão.
O quadro seguinte apresenta os valores utilizados para a caracterização da estaca, obtidos a partidos
de Gomes (1997).
Quadro 5.7 -Caracterização da estaca
Modelo de cálculo Elástico linear
Tipo de material Não-poroso
γ (kN/m3) 25
E (GPa) 32
ν 0,2
5.4.4. Malha de elementos finitos e fase de cálculos
Com a geometria do modelo integralmente definida e as propriedades dos materiais atribuídas,
procedeu-se à geração da malha de elementos finitos com objetivo de se efetuar os cálculos, para tal
recorreu-se ao comando Generate Mesh. De modo a obter-se uma melhor aproximação da situação
real em Mesh Coarseness definiu-se que a malha gerada como fina, quer isto dizer que os elementos
triangulares que constituem a malha, com 15 nós cada, têm inferior dimensão comparando com os
elementos gerados por uma malha normal. A geração da malha considera a localização dos pontos e
linhas do modelo para ter em conta cada camada de terreno, cargas e outras estruturas (Plaxis
Manual, versão 8.2).
Figura 5.10 – Malha de elementos finitos (software Plaxis 2D)
93
Como mencionado anteriormente, o nível freático encontra-se à superfície, assim sendo, é necessário
representá-lo no modelo para que seja tido em conta na geração das tensões iniciais. Esta
representação é efetuada nas condições iniciais em que, com recurso ao comando Phreatic level,
delimitou-se o nível freático à superfície, como é possível averiguar na Figura 5.11 a). Ainda nas
condições iniciais, é possível gerar a pressão da água devido à presença do nível freático, como é
possível analisar na Figura 5.11 b). A pressão neutra assume um valor máximo de cerca de -470 kPa
ilustrando que não ocorre incrementos de pressões neutras, uma vez que este valor é semelhante à
pressão hidroestática, considerando que o modelo tem uma altura de 50 m.
a) b)
Figura 5.11 – Condições iniciais: a) posição do nível freático, b) pressões neutras para o modelo com FDP
(software Plaxis 2D)
Após a definição das condições iniciais, geração da malha de elementos finitos e posicionamento do
nível freático, seguiu-se para a fase de cálculos que considera as diversas fases do processo
construtivo. Esta etapa permite não apenas a simulação do faseamento construtivo como também a
monitorização de deslocamentos, que serão essenciais na simulação do ensaio de carga estática.
Seguidamente, antes de se proceder ao cálculo, evidenciou-se o ponto onde se pretendia obter os
deslocamentos. Deste modo com recurso ao comando Select Points for Curves demarcou-se o ponto
pretendido, localiza-se no topo da estaca, sensivelmente a meio, isto é, coincide com o eixo de
simetria. A figura seguinte ilustra o ponto em que se obteve os deslocamentos (ponta A).
94
Figura 5.12 - Ponto onde se obteve os deslocamentos (software Plaxis 2D)
De seguida, procedeu-se à definição das fases construtivas. Os quadros seguintes (Quadro 5.8 e
Quadro 5.9) apresentam as diferentes fases construtivas tanto da estaca FDP como da estaca
moldada.
Quadro 5.8 – Faseamento construtivo do modelo com estaca FDP
Faseamento construtivo do modelo de cálculo com estaca FDP
Fase 0 Fase inicial - Repouso
Fase 1 Escavação e aplicação do deslocamento horizontal
Fase 2 Betonagem
Fase 3 Aplicação do carregamento
Quadro 5.9 - Faseamento construtivo do modelo com estaca moldada
Faseamento construtivo do modelo de cálculo com estaca moldada
Fase 0 Fase inicial - Repouso
Fase 1 Escavação
Fase 2 Betonagem
Fase 3 Aplicação do carregamento
É de referir que o faseamento construtivo da estaca FDP e da estaca moldada apenas difere na Fase
1, pois a estaca FDP contém um deslocamento horizontal ao longo do fuste da estaca e a estaca
moldadas não o inclui. As restantes fases são idênticas.
A fase 0 consiste numa fase definida por defeito pelo software, corresponde à Initial Fase. Nesta,
ocorrem os deslocamentos devido ao peso próprio do solo, cargas aplicadas inicialmente (que neste
caso concreto são nulas) e às condições iniciais.
95
A fase 1, para o modelo com estaca FDP corresponde à escavação da estaca e consequente
aplicação do deslocamento horizontal exercido pela ferramenta de perfuração. A inserção desta
ferramenta no solo consiste num processo de extrema complexidade e difícil de reproduzir
numericamente. Contudo, o mais relevante desta fase construtiva consiste em recriar a cavidade para
que seja possível a aplicação do deslocamento radial. Assim procedeu-se à remoção do solo do
interior da cavidade, isto é escavação da estaca e ativação do Prescribed displacement
(deslocamento horizontal) que aumenta a tensão efetiva (x-x) em redor da estaca.
A fase 1 correspondente à estaca moldada representa apenas a escavação da mesma até à cota
pretendida.
A fase 2 é idêntica para ambas as estacas, tem como objetivo simular a remoção do trado e a
betonagem em simultâneo para que não ocorra o colapso das paredes do furo. Após a betonagem
introduz-se a armadura com recurso a vibração, é de referir que esta é significativamente reduzida
não provocando nenhuma interferência com a estaca recentemente betonada. Então, nesta fase
apenas se pretende a modelação da betonagem e ativação da interface estaca-solo.
A fase de cálculo final (fase 3), corresponde à simulação do ensaio de carga estática. Esta foi
conseguida através da ativação da tensão vertical aplicada no topo da estaca
Antes de dar inicio ao cálculo houve a necessidade de selecionar no painel Calc em Parameters a
opção Reset displacements to zero para a fase 2 e 3, porque esta modelação pretende simular um
ensaio de carga estática, então os deslocamentos que ocorrem nas fases anteriores são irrelevantes.
É importante cessar os deslocamentos das fases anteriores, pois a execução de uma estaca FDP
provoca elevadas deformações, principalmente devido ao deslocamento horizontal provocado pela
ferramenta de perfuração na fase 1. Em relação à estaca moldada, a sua execução não implica
elevadas deformações no solo sendo desnecessário a ativação desta opção. A Figura 5.13
representa a ativação da opção descrita acima.
Figura 5.13 – Activação de reset displacements to zero (software Plaxis 2D)
Importa ainda salientar que os restantes parâmetros de cálculo, como o erro associado, número de
passos de iteração foram utilizados os valores padrões do software.
96
Descriminadas todas as fases construtivas, foi possível efetuar o cálculo. Para tal recorreu-se à
função Calculate para conseguir obter-se os deslocamentos no topo da estaca. A figura seguinte
ilustra o processamento do modelo de cálculo para uma estaca FDP.
Figura 5.14 - Fase de cálculo do modelo com estaca FDP (software Plaxis 2D)
5.4.5. Resultados da modelação
Este subcapítulo resume os resultados obtidos na modelação realizada anteriormente. Apresentam-
se os deslocamentos ocorridos nas diversas fases construtivas bem como a curva de carga-
assentamento obtida na simulação do ensaio de carga estática. Por fim, apresentam-se as tensões
efetivas horizontais, verticais, tangencias, bem como a poro-pressão e o esforço axial ao longo do
fuste da estaca, determinado a partir da tensão efetiva tangencial (σ’xy), tanto para a estaca FDP
como para a estaca moldada.
5.4.5.1. Full displacement pile (FDP)
DESLOCAMENTOS
Durante a fase de execução da estaca FDP o primeiro deslocamento surge devido à aplicação do
Prescribed displacement, o que na realidade corresponde ao adensamento do solo circundante
durante a perfuração do solo (fase 1). As figuras seguintes (Figura 5.15, Figura 5.16 e Figura 5.17)
representam, respetivamente, a configuração deformada da malha de elementos finitos e a
configuração de deslocamentos horizontais e verticais após a aplicação deste deslocamento
horizontal.
97
Figura 5.15 – Configuração deformada da malha de elementos finitos após a perfuração do solo (ampliada 50
vezes)
Figura 5.16 – Deslocamento horizontal no final da perfuração do solo (fase 1) (deslocamento máximo 57 mm)
98
Figura 5.17 – Deslocamento vertical após a perfuração do solo (Fase 1) (deslocamento máximo 55 mm)
Analisando as figuras anteriores conclui-se que durante a escavação da estaca surgem perturbações
relevantes no solo. A Figura 5.16 ilustra o deslocamento horizontal ocorrido, cerca de 57 mm valor
idêntico ao imposto pelo Prescribed displacement, como seria expectável. Em relação aos
deslocamentos verticais (Figura 5.17), é notória a perturbação ocorrida no solo devido à aplicação do
deslocamento horizontal, pois no modelo de cálculo ocorre um empolamento do solo (cerca de 55
mm) na extremidade oposta à aplicação deste carregamento. É de referir ainda que ocorre um ligeiro
assentamento (aproximadamente 15mm) na base da estaca.
Os resultados obtidos confirmam a principal desvantagem desta técnica, que consiste na perturbação
desencadeada em estruturas vizinhas resultante do empolamento que surgiu, o que seria prejudicial
para qualquer estrutura existente na periferia da construção.
As figuras seguintes (Figura 5.18 e Figura 5.19) traduzem, respetivamente a configuração deformada
da malha de elementos finitos na simulação do ensaio de carga estática (fase 3), bem como a
configuração do deslocamento total.
99
Figura 5.18 – Configuração deformada da malha de elementos finitos após a execução do ensaio de carga
estática (ampliada 100 vezes)
Figura 5.19 - Deslocamento total na simulação do ensaio de carga estática (fase 3) (deslocamento máximo 26,51
mm)
100
Verifica-se que o valor máximo do deslocamento (-26,51 mm) ocorre na periferia da estaca,
dissipando-se à medida que se afasta do ponto de aplicação da carga (estaca). Importa referir que na
extremidade oposta à estaca os deslocamentos não são constantes. Para contornar este aspeto,
seria necessário aumentar a largura do modelo, garantindo que a interface não influenciasse a
aplicação de carga. Contudo os deslocamentos são reduzidos, podendo ser desprezados.
A priori é conhecido que nesta fase construtiva os deslocamentos horizontais são desprezáveis, por
serem praticamente nulos. Assim procedeu-se à análise dos mesmos na secção A-A*, corresponde à
secção lateral da estaca. O deslocamento horizontal ocorre na base da estaca e não tem interferência
no valor do deslocamento total, uma vez que é muito reduzido. Relativamente ao deslocamento
vertical, este é idêntico ao total contendo o valor de -26,51mm, não tendo influência por parte do
deslocamento horizontal.
Os diagramas de deslocamentos obtidos são apresentados na Figura 5.20
=
+
DeslocamentoTotal
(máximo -26,51 mm)
a)
Deslocamento vertical
(máximo -26,51 mm)
b)
Deslocamento horizontal
(máximo 0,00124 mm)
c)
Figura 5.20 - Deslocamentos da estaca (fase 3): a) deslocamento total; b) deslocamento vertical; c)
deslocamento horizontal.
ENSAIO DE CARGA ESTÁTICA
De seguida será apresentada a curva de carga-assentamento obtida pelo software Plaxis (versão 8.2)
na simulação do ensaio de carga estática. O deslocamento máximo vertical corresponde a -26,51 mm
para uma carga de 2750 kN.
101
Figura 5.21 – Curva de carga-assentamento para a estaca FDP
De modo a complementar o conhecimento adquirido pela análise dos deslocamentos e averiguar o
que sucede ao longo do fuste da estaca procedeu-se à análise da tensão efetiva horizontal, vertical,
tangencial, da poro pressão e finalmente determinou-se o esforço axial ao longo do fuste da estaca.
Como no modelo de cálculo a estaca foi simulada como sendo uma camada de solo, o software não
proporciona, automaticamente, esforços. Assim sendo houve necessidade de definir uma secção A-
A* com recurso ao comando section presente no output do software. Esta secção corresponde à
interface entre a estaca e o solo.
TENSÃO EFETIVA HORIZONTAL
A figura seguinte ilustra a tensão horizontal ao longo do fuste da estaca para as três fases
construtivas, sendo fase 1 – Perfuração do solo e aplicação do deslocamento horizontal, fase 2 –
betonagem da cavidade da estaca e fase 3 – simulação do ensaio de carga estática.
Figura 5.22 – Tensão efetiva horizontal ao longo do fuste da estaca FDP
Analisando a fase 1 e 2, estas têm um desenvolvimento idêntico ao longo do fuste da estaca. Este
comportamento já seria esperado, uma vez que devido à aplicação do deslocamento horizontal na
fase 1 tem-se um aumento da tensão efetiva horizontal, já que este deslocamento adensa o solo na
0,0
5,0
10,0
15,0
20,0
25,0
30,0
0 500 1000 1500 2000 2500 3000
Ass
en
tam
en
to (
mm
) Carga (kN)
Estaca FDP
-30
-25
-20
-15
-10
-5
-1500 -1250 -1000 -750 -500 -250 0
Pro
fun
did
ade
(m
)
Tensão Efetiva Horizontal (kPa)
Estaca FDP - Fase 1
Estaca FDP - Fase 2
Estaca FDP - Fase 3
Camada 3 Areia siltosa
Camada 4 Argila siltosa
Camada 5
Areia ligeiramente
siltosa
Camada 6
Argila siltosa com sedimentos
argilosos
/// \\\ // \\
102
envolvente à estaca. Contudo na fase 2, que corresponde à betonagem da estaca, não ocorreu um
aumento destas tensões, pois na modelação numérica não foi considerada a pressão exercida pelo
betão nas paredes do furo. Caso se tivesse tido em conta esta pressão seria provável que ocorresse
um aumento da tensão efetiva horizontal da fase 1 para a 2.
Referir que as tensões efetivas horizontais assumem valores negativos, pois o carregamento imposto
é de compressão. Contudo na análise efetuada ir-se-á considerar os valores em módulo.
Como seria espectável, na fase 3, que corresponde à simulação do ensaio de carga estática, tem-se
um aumento da tensão efetiva horizontal, devido à aplicação da carga. No entanto este aumento não
é verificado em todas as camadas, como é possível observar na Figura 5.22, uma vez que este
aumento acorre apenas nas camadas arenosas (camada 3 e 5). Este aspeto pode ser explicado pela
técnica utilizada, pois a técnica de estacas FDP é definida por melhorar as características do solo que
compõe o perfil geotécnico. No caso de solos arenosos esta técnica melhora o seu comportamento
agrupando as partículas do solo, contudo quando executado em solos argilosos pode agravar o seu
comportamento, uma vez que produz elevadas perturbações no solo podendo ocorrer o
desconfinamento do mesmo. Tendo em conta que a camada 6 encontra-se a uma elevada
profundidade e é composta por materiais argilosos, o processo descrito anteriormente caracteriza a
diminuição da tensão efetiva horizontal nesta camada.
De modo a analisar-se a tensão efetiva horizontal transversalmente à estaca, efetuaram-se dois
cortes, a meio da camada 5 e 6, de modo a obter-se o perfil correspondente à tensão efetiva
horizontal. Note-se que nos gráficos apresentados na Figura 5.23, o eixo horizontal encontra-se
normalizado pelo raio da estaca (310 mm).
Figura 5.23 – Tensão efetiva horizontal transversalmente à estaca FDP
-250
-200
-150
-100
-50
0
1 1,2 1,4 1,6 1,8 2
σ'x
x [k
Pa]
x/r
Corte B-B*- Fase 1
Corte B-B* - Fase 2
Corte B-B* - Fase 3
-300
-250
-200
-150
-100
-50
0
1 1,2 1,4 1,6 1,8 2
σ'x
x [k
Pa]
x/r
Corte C-C*- Fase 1
Corte C-C* - Fase 2
Corte C-C* - Fase 3
Camada 4
Camada 5
Camada 6
Camada 3
-15 m
-24 m
B B*
C C*
103
A figura anterior confirma os dados obtidos e analisados anteriormente no que diz respeito à tensão
efetiva horizontal, isto é na camada 5 (corte B-B*) tem-se um aumento desta tensão na fase 3,
enquanto as fases 1 e 2 são praticamente coincidentes. Para o corte C-C* (camada 6), tem-se uma
diminuição da tensão efetiva horizontal sendo que depois mantem-se constante à medida que se
afasta da estaca. Note-se que no gráfico correspondente ao corte B-B* tem-se uma variação da
tensão junto ao bordo do modelo de cálculo, devendo-se a erros na interpolação dos dados pelo
software utilizado.
TENSÃO EFETIVA VERTICAL
Os resultados obtidos para a tensão efetiva vertical ao longo do fuste da estaca encontram-se
esquematizados na figura seguinte.
Figura 5.24 – Tensão efetiva vertical ao longo do fuste da estaca FDP
Uma vez mais, os resultados ilustram um aumento da tensão efetiva vertical na fase 3, tal como
acontecia para a tensão efetiva horizontal. Tal deveu-se à aplicação da carga que origina um
aumento de tensões na envolvente à estaca. É possível concluir-se, através da análise da figura
anterior, que há um aumento da tensão efetiva vertical na camada 5 (analisando os valores em
módulo), quando comparada com a camada 6. Isto justifica-se essencialmente pelo facto da camada
5 ser constituída por um material arenoso com uma capacidade resistente superior à da camada 6,
composta por materiais argilosos.
PORO-PRESSÃO
O desenvolvimento da poro-pressão ao longo do fuste da estaca encontra-se apresentado na Figura
5.25. Importa referir que esta é apenas caracterizada até 26 m de profundidade, isto é aos de 18 m
do comprimento da estaca, pois os resultados obtidos nos últimos 2 m se tratavam de valores
irrealistas que devido a erros na interpolação dos dados pelo software de elementos finitos utilizado.
-30
-25
-20
-15
-10
-5
-800 -700 -600 -500 -400 -300 -200 -100 0
Pro
fun
did
ade
(m
)
Tensão efetiva vertical (kPa)
Estaca FDP - Fase 1
Estaca FDP - Fase 2
Estaca FDP - Fase 3
Camada 3 Areia siltosa
Camada 4 Argila siltosa
Camada 5
Areia ligeiramente
siltosa
Camada 6
Argila siltosa com sedimentos
argilosos
/// \\\ // \\
104
Figura 5.25 – Excesso de poro pressão ao longo do fuste da estaca FDP
Analisando o comportamento, concluiu-se que o excesso de poro-pressão tem um desenvolvimento
semelhante tanto para a fase 1 como para a fase 2, com a exceção da interface entre cada camada
que origina picos distintos. Estes picos de poro-pressão não são considerados na análise uma vez
que surgem devido à diferença de rigidezes existente entre cada camada.
Para além disso é notório que a poro-pressão é positiva nas camadas arenosas e negativa nas
argilosas. Este comportamento é justificado juntamente com os resultados obtidos para a tensão
efetiva vertical, pois quando a poro-pressão é negativa tem-se um aumento da tensão efetiva vertical
e quando esta é positiva a tensão efetiva vertical diminuiu (considerando que a tensão efetiva vertical
é negativa), como é possível observar na Figura 5.24. Assim sendo quando as camadas têm uma
maior capacidade resistente, têm uma menor tensão efetiva vertical que original um aumento da poro
pressão.
TENSÃO EFETIVA TANGENCIAL
Determinou-se a tensão efetiva tangencial ao longo do fuste da estaca, tanto para a fase 2 como para
a fase 3, e os resultados encontram-se apresentados na Figura 5.26. Analisando os resultados
obtidos concluiu-se, como seria esperado, que a tensão efetiva tangencial é positiva na fase de
aplicação da carga (fase 3) ilustrando o atrito lateral positivo. As camadas compostas por materiais
arenosos têm uma maior tensão efetiva tangencial, como seria previsto, uma vez que possuem uma
maior capacidade resistente. Referir ainda que a curva a azul apresenta o diagrama de tensão efetiva
tangencial ao longo do fuste da estaca correspondente à fase 2, isto é no final da betonagem da
estaca. A existência de tensão efetiva tangencial antes do ensaio de carga estática é justificada pelo
processo construtivo da estaca FDP que melhora o solo envolvente à estaca. Na camada 5, nesta
fase, obtém-se uma tensão efetiva negativa, que corresponde a atrito negativo. Trata-se de um
acontecimento não justificado pelo processo construtivo das estacas FDP, por isso concluiu-se que
consiste num erro numérico, uma vez que não são atingidos valores relevantes.
-30
-25
-20
-15
-10
-5
-1000 -750 -500 -250 0 250 500 750 1000 1250
Pro
fun
did
ade
(m
)
Excesso de poro pressão (kPa)
Estaca FDP - Fase 2
Estaca FDP - Fase 3
Camada 3 Areia siltosa
Camada 4 Argila siltosa
Camada 5
Areia ligeiramente
siltosa
Camada 6
Argila siltosa com
sedimentos argilosos
/// \\\
105
Figura 5.26 – Tensão efetiva tangencial ao longo do fuste da estaca FDP
ESFORÇO AXIAL
Uma vez que a execução da estaca FDP gera tensões efetivas tangenciais, para que seja possível
determinar o esforço axial é necessário subtrair o diagrama corresponde à fase 2 ao da fase 3. Ou
seja a tensão efetiva tangencial que origina o esforço axial, corresponde à área compreendida entre
as duas curvas. Na Figura 5.27 ilustra-se, à esquerda a área que define a tensão efetiva tangencial
utilizada para o cálculo do esforço axial e à direita a curva corresponde a esta área.
a) b)
Figura 5.27 – a) Delimitação da área entre as curvas de tensão efetiva tangencial correspondente à fase 2 e 3; b)
tensão efetiva tangencial total da estaca FDP
Com base nos valores da tensão efetiva tangencial foi possível determinar o esforço axial ao longo do
fuste da estaca. Primeiramente multiplica-se a área lateral, definida pela expressão (5.4), pela tensão
efetiva tangencial. O diagrama de esforço axial é obtido subtraindo o valor anterior à carga aplicada
-30
-25
-20
-15
-10
-5
-200 -100 0 100 200 300 400 500
Pro
fun
did
ade
(m
)
Tensão efetiva tangencial (kPa)
Estaca FDP - Fase 2
Estaca FDP - Fase 3
Camada 3 Areia siltosa
Camada 4 Argila siltosa
Camada 5
Areia ligeiramente
siltosa
Camada 6
Argila siltosa com
sedimentos argilosos
/// \\\ // \\
-30
-25
-20
-15
-10
-5
0 100 200 300 400 500 600
Pro
fun
did
ade
(m
)
Tensão efetiva tangencial (kPa)
Diferença entreFase 3 e 2
Camada 3 Areia siltosa
Camada 4 Argila siltosa
Camada 5
Areia ligeiramente
siltosa
Camada 6
Argila siltosa com
sedimentos argilosos
/// \\\
106
no topo da estaca (2750 kN). Note-se que foi necessário dividir a estaca em diversas seções de modo
a que seja possível calcular a área lateral da estaca.
No Quadro 5.10 encontram-se os cálculos efetuados.
A𝑠 = 2πrh (5.4)
Em que,
As - área lateral da estaca;
r – raio da estaca (310 mm);
h – altura;
Quadro 5.10 – Esforço axial ao longo do fuste da estaca FDP
Camada (σ'xy)méd
[kPa]
Altura
[m]
Área Lateral
[m2]
Esforço Axial
[kN]
3 209,5 0,5 0,97 2545,9
4 25,4 2,5 4,87 2422,53
5 135,5 4,0 7,79 1366,8
5 195,9 4,0 7,79 -159,34
6 117,5 4,0 7,79 -1075,1
6 134,0 5,0 9,74 -1745,1
Com recurso aos valores presentes no Quadro 5.10 determinou-se o diagrama de esforço axial
apresentado na Figura 5.28.
Figura 5.28 – Diagrama de esforço axial para a estaca FDP
-30
-25
-20
-15
-10
-5
0 500 1000 1500 2000 2500 3000
Pro
fun
did
ade
(m
)
Esforço Axial (kN)
Estaca FDP
Camada 3 Areia siltosa
Camada 4 Argila siltosa
Camada 5
Areia ligeiramente
siltosa
Camada 6
Argila siltosa com sedimentos
argilosos
/// \\\ // \\
107
A partir da análise da figura anterior é possível concluir-se que a cerca de metade da camada 5 o
esforço axial atingir o zero, numericamente equivale aos valores negativos obtidos, indicando que
apenas metade da estaca se encontra a resistir à carga que lhe é imposta. Deste modo o restante
comprimento da estaca é desprezável, uma vez que toda a carga já foi dissipada.
5.4.5.2. Estaca moldada
DESLOCAMENTOS
Durante a execução de uma estaca moldada não se prossupõe a existência de deslocamentos
horizontais durante a fase de perfuração. Por esta razão apenas os deslocamentos que ocorrem na
simulação do ensaio de carga (fase 3) são relevantes. Importa referir que esta estaca foi simulada
com parâmetros do solo e geométricos idênticos à estaca FDP, para que posteriormente seja
possível efetuar uma comparação direta entre ambas.
As figuras seguintes (Figura 5.29 e Figura 5.30) representam, respetivamente a configuração
deformada da malha de elementos finitos e a configuração de deslocamentos totais.
Figura 5.29 - Configuração deformada da malha de elementos finitos após a perfuração do solo (ampliada 50
vezes)
108
Figura 5.30 – Deslocamento total após simulação do ensaio de carga estática (deslocamento máximo 66,14 mm)
A partir das figuras anteriores é possível concluir que os deslocamentos máximos ocorrem no
contorno da estaca, ao longo de todo o fuste. Tal como acontecia com as estacas FDP o
deslocamento horizontal não tem um elevado ênfase para o deslocamento total, surgindo apenas na
base na estaca, como é possível observar-se na Figura 5.31.
=
+
DeslocamentoTotal
(máximo -66,14 mm)
a)
Deslocamento vertical
(máximo -66,14 mm)
b)
Deslocamento horizontal
(máximo 0,005 mm)
c)
Figura 5.31 - Deslocamentos da estaca: a) deslocamento total; b) deslocamento vertical; c) deslocamento
horizontal
109
ENSAIO DE CARGA ESTÁTICA
Após a simulação do ensaio de carga estática, registou-se a seguinte curva de carga assentamento
(Figura 5.32), com recurso ao software Plaxis (versão 8.2). Refira-se que para uma carga de 2750 kN
atingiu-se um deslocamento vertical máximo de -66,14 mm.
Figura 5.32 – Curva de carga-assentamento para o modelo de cálculo com estaca moldada
No que diz respeito à estaca moldada os parâmetros apresentados seguidamente apenas dizem
respeito à fase 3, simulação do ensaio de carga estática, uma vez que as fases iniciais não provocam
perturbações no solo, ao contrário do que acontecia com a estaca FDP:
TENSÃO EFETIVA HORIZONTAL
Os resultados obtidos relativamente à tensão efetiva horizontal para a estaca moldada encontram-se
apresentados na Figura 5.33.
Figura 5.33 – Tensão efetiva horizontal ao longo do fuste da estaca moldada
0
10
20
30
40
50
60
70
0 500 1000 1500 2000 2500 3000
Ass
en
tam
en
to (
mm
)
Carga (kN)
-30
-25
-20
-15
-10
-5
-1000 -750 -500 -250 0
Pro
fun
did
ade
(m
)
Tensão Efetiva Horizontal (kPa)
Estaca Moldada - Fase 1 e 2
Estaca Moldada - Fase 3
Camada 3 Areia siltosa
Camada 4 Argila siltosa
Camada 5
Areia ligeiramente
siltosa
Camada 6
Argila siltosa com sedimentos
argilosos
/// \\\ // \\
110
Como referido anteriormente apenas se tem tensão efetiva horizontal na fase 3. Analisando a curva
ao longo do fuste da estaca é notório que a tensão efetiva horizontal varia consoante a camada,
sendo superior nas camadas compostas por materiais arenosos (analisando os resultados em
módulo).
É esperado que o diagrama contenha valores de pico na interface de cada camada devido às
diferenças de rigidez. Contudo ao longo da camada 5 verificam-se diversos valores de picos, uma vez
que não há uma explicação para este acontecimento, é justificado por problemas na interpolação dos
dados pelo software.
Determinou-se, assim como para a estaca FDP, a tensão efetiva horizontal transversalmente à estaca
para dois cortes distintos, como é possível averiguar-se na Figura 5.34. Uma vez mais, o eixo das
abcissas dos gráficos apresentados na figura seguinte encontram-se normalizados pelo raio da
estaca (310 mm).
Figura 5.34 – Tensão efetiva horizontal transversalmente à estaca moldada
Através da análise da Figura 5.34 é possível concluir-se, que a tensão efetiva horizontal aumenta à
medida que se afasta da estaca, uma devido às perturbações que ocorrem na sua envolve. No corte
C-C* as tensões efetivas horizontais são superiores quando comparadas com o corte B-B*, uma vez
que o solo tem um maior confinamento.
TENSÃO EFETIVA VERTICAL
Para a tensão efetiva vertical ao longo do fuste da estaca moldada os resultados obtidos encontram-
se apresentados na Figura 5.35.
-300
-250
-200
-150
-100
-50
0
1 1,2 1,4 1,6 1,8 2
σ'x
x [k
Pa]
x/r
Corte B-B* - Fase 3
-200
-150
-100
-50
0
1 1,2 1,4 1,6 1,8 2
σ'x
x [k
Pa]
x/r
Corte C-C* - Fase 3
Camada 4
Camada 5
Camada 6
Camada 3
-15 m
-24 m
B B*
C C*
111
Figura 5.35 – Tensão efetiva vertical ao longo do fuste da estaca moldada
As fases 1 e 2 não se encontram representadas na figura anterior, uma vez que são nulas. Tal como
sucedido para a estaca FDP a tensão efetiva vertical é superior nas camadas de solos arenosos, pois
contêm uma capacidade resistente superior à das camadas argilosas (camada 4 e 6).
PORO-PRESSÃO
O diagrama de poro-pressão para a estaca moldada encontra-se representado na Figura 5.36.
Figura 5.36 – Diagrama de poro pressão ao longo do fuste da estaca moldada
O resultado obtido encontra-se em concordância com o atingido na tensão efetiva vertical, pois a poro
pressão máxima ocorre na camada 5 quando obtém-se tensão efetiva mínima (considerando que
esta atinge valores negativos), tal como registado na análise efetuada para a estaca FDP.
TENSÃO EFETIVA TANGENCIAL
-30
-25
-20
-15
-10
-5
-1000 -900 -800 -700 -600 -500 -400 -300 -200 -100 0P
rofu
nd
idad
e (
m)
Tensão Efetiva Vertical (kPa)
Estaca Moldada - Fase 3
Camada 3 Areia siltosa
Camada 4 Argila siltosa
Camada 5
Areia ligeiramente
siltosa
Camada 6
Argila siltosa com sedimentos
argilosos
/// \\\ // \\
-30
-25
-20
-15
-10
-5
-400 -200 0 200 400 600 800 1000 1200 1400
Pro
fun
did
ade
(m
)
Excesso de poro pressão (kPa)
Estaca Moldada - Fase 3
Camada 3 Areia siltosa
Camada 4 Argila siltosa
Camada 5
Areia ligeiramente
siltosa
Camada 6
Argila siltosa com sedimentos
argilosos
/// \\\ /// \\\
112
O diagrama de tensão efetiva tangencial encontra-se esquematizado na Figura 5.37.
Figura 5.37 – Diagrama de tensão efetiva tangencial ao longo do fuste da estaca moldada
Através da análise do diagrama presente na figura anterior é facilmente distinguível a interface entre
as camadas do solo e ilustra que as camadas compostas por areias contêm uma tensão efetiva
tangencial superior às constituídas por materiais argilosos.
ESFORÇO AXIAL
Ao contrário do que se sucede para a estaca FDP, não é necessário efetuar a subtração da curva
correspondente à fase 2 à da fase 3, uma vez que a tensão efetiva tangencial é nula na fase 2.
Tal como ocorrer no modelo com estaca FDP, efetuou-se o cálculo do diagrama de esforço axial a
partir das tensões efetivas tangenciais na secção A-A* (ao longo do fuste da estaca).
Os cálculos efetuados resumem-se no Quadro 5.11 e o diagrama de esforço axial é apresentado na
Figura 5.38.
Quadro 5.11 – Esforço axial ao longo do fuste da estaca moldada
Camada (σ'xy)méd
[kPa]
Altura [m]
Área Lateral [m
2]
Esforço Axial [kN]
3 105,5 0,5 0,95 2647,3
4 24,8 2,5 4,87 2526,3
5 100,3 4,0 7,80 1745,5
5 219,3 4,0 7,80 37,2
6 114,0 4,0 7,80 -850,7
6 133,4 5,0 9,74 -2149,5
-30
-25
-20
-15
-10
-5
0 100 200 300 400 500 600P
rofu
nd
idad
e (
m)
Tensão efetiva tangencial (kPa)
Estaca Moldada - Fase 3
Camada 3 Areia siltosa
Camada 4 Argila siltosa
Camada 5
Areia ligeiramente
siltosa
Camada 6
Argila siltosa com sedimentos
argilosos
/// \\\ // \\
113
Figura 5.38 – Diagrama de esforço normal para o modelo com estaca moldada
5.4.6. Análise de resultados
Neste subcapítulo serão discutidos e comparados todos os resultados apresentados em §5.4.5, tanto
para a estaca FDP como também para a estaca moldada.
DESLOCAMENTOS
Em termos de deslocamentos, as soluções encontram-se sujeitas a tipos de carregamento diferentes
o que implica campos de deslocamentos distintos. A primeira solução (modelo de cálculo com estaca
FDP) contém na sua fase inicial de construção (fase 1) a aplicação de um deslocamento horizontal
que tem como único objetivo agrupar lateralmente o solo adjacente, adensando-o. Da sua aplicação
advém vantagens e desvantagens. O benefício da sua execução consiste no facto de este melhorar
as características do solo envolvente à estaca, como já foi certificado em §3.5.2, limitando as
deformações que possam ocorrer e aumentando a capacidade de carga. Contudo este tem influência
não só em redor da estaca, como se estende lateralmente ao longo das camadas de solo, como é
possível averiguar na Figura 5.16 presente em §5.4.5.1, a sua propagação afeta o campo de
aplicação desta técnica, pois pode danificar estruturas vizinhas.
As fases 1 de ambas as soluções não podem ser comparáveis, uma vez que são distintas, pelo que
foi referido no parágrafo anterior. Na modelação da estaca moldada não ocorrem deslocamentos
horizontais relevantes no solo, pois o processo de perfuração não é invasivo.
No que diz respeito à fase 3, simulação do ensaio de carga estática, as duas soluções têm
comportamentos semelhantes, isto é, o campo de deslocamentos, tanto verticais como horizontais,
que ocorre é análogo como é possível averiguar em análise da Figura 5.20 e Figura 5.31 em
simultâneo. Conclui-se que os diagramas de deslocamentos verticais e horizontais no fuste da estaca
têm a mesma configuração, para as duas técnicas, contudo com grandezas distintas. O único fator
-30
-25
-20
-15
-10
-5
0 500 1000 1500 2000 2500 3000P
rofu
nd
idad
e (
m)
Esforço Axial (kN)
Estaca Moldada
Camada 3 Areia siltosa
Camada 4 Argila siltosa
Camada 5
Areia ligeiramente
siltosa
Camada 6
Argila siltosa com sedimentos
argilosos
/// \\\ // \\
114
que influencia a grandeza dos deslocamentos ocorridos surge pela aplicação no deslocamento
horizontal na fase 1 no modelo com estaca FDP.
Analisando o diagrama de deslocamentos verticais, para ambas as soluções (Figura 5.20 e Figura
5.31), conclui-se que este é praticamente constante em profundidade ocorrendo uma redução junto
da ponta da estaca, tal surge por a estaca se tratar de um corpo rígido que desloca igualmente em
todo o seu comprimento. A redução do deslocamento vertical na ponta da estaca é complementada
pelo aumento de deslocamento horizontal na mesma zona (que é praticamente nulo ao longo do
fuste), tal deve-se ao processo construtivo de cada solução. Para a estaca FDP não é possível
garantir um grau de adensamento, nos últimos 0,5 m, idêntico à realizada ao longo do comprimento
da estaca, devido à geometria da ferramenta de perfuração. Em relação à estaca moldada não é
exequível garantir que a base da estaca tenha a mesma secção transversal que o corpo da estaca,
pois não é possível assegurar que todo o solo da base tenha sido removido.
Por fim, importa analisar os deslocamentos ocorridos à direita do perfil geotécnico (lado oposto à
estaca), estes deveriam ser praticamente nulos e constantes para que a condição de fronteira não
tivesse influência no modelo de cálculo tal como acontece na base do modelo. Contudo, após a
modelação concluiu-se que tanto para o modelo com estaca FDP como para o modelo com estaca
moldada, surge um campo de deslocamento nesta zona. Como estes são muito reduzidos quando
comparados com os obtidos na simulação do ensaio de carga estática, considera-se que são
desprezáveis. Uma forma de conseguir homogeneização dos deslocamentos junto às condições de
fronteira seria aumentar a largura do modelo, no entanto decidiu-se manter-se a largura de projeto
(32,5 m), pois os deslocamentos ocorridos são diminutos.
ENSAIO DE CARGA ESTÁTICA
Na Figura 5.39 encontram-se representadas a curva de carga-assentamento obtida no ensaio de
carga estática efetuado em obra, a curva resultante da simulação do ensaio de carga estática para
uma estaca FDP e estaca moldada.
Figura 5.39 – Curvas de carga-assentamento das soluções numéricas e experimental
0,0
5,0
10,0
15,0
20,0
25,0
30,0
0 500 1000 1500 2000 2500 3000
Ass
en
tam
en
to (
mm
)
Carga (kN)
Ensaio de carga estática(Tração)Estaca FDP (Compressão)
Estaca Moldada(compressão)
115
O principal objetivo da modelação efetuada consistiu em aproximar a curva de carga-assentamento
numérica com a experimental para a estaca FDP. Para tal houve necessidade de determinar os
parâmetros do solo, especificamente o módulo de deformabilidade, que melhor ajuste a curva. A
aproximação obtida não é idêntica à experimental, como seria espectável, por diversas razões.
Primeiramente tem a ver com a versão do software utilizado, pois trata-se de uma versão não
atualizada podendo não conter todas as funcionalidade disponíveis e/ou atualizadas. Um dos aspetos
que influencia o ajustamento da curva deve-se ao facto do módulo de deformabilidade ter sido
determinado de forma iterativa, pois o caso de estudo não apresentava os valores dos mesmos. Em
comunhão com este aspeto tem-se o facto de se ter recorrido a dois modelos de solo distintos, em
alternativa à utilização de apenas o modelo de Hardening soil, o que se mais adequava às camadas
de solo presentes no perfil geotécnico. A eleição de utilização de dois modelos de solo deveu-se às
eventuais limitações da versão do software utilizado.
Em relação à curva numérica obtida para a estaca FDP e moldada, o resultado atingido já era
esperado, pois a priori era conhecido que a estaca moldada contém uma menor capacidade de carga
quando comparada com a estaca FDP, como ficou confirmado nas curvas conseguidas. Efetua-se
uma breve análise dos valores adquiridos tem-se que para uma carga de 2750 kN (carga última
atingida no ensaio de carga estática) se obteve um assentamento na cabeça da estaca de 26,51 mm
para a estaca FDP e 66,14 mm para a estaca moldada. O assentamento atingido na modelação da
estaca moldada é cerca de 2,5 vezes superior ao da estaca FDP. Comparando a capacidade de
carga, para a estaca moldada atingir um assentamento de aproximadamente 26 mm a carga máxima
que pode ser aplicada na cabeça da estaca é cerca de 1700 kN, confirmando a preposição inicial que
a estaca FDP tem maior capacidade de carga que a estaca moldada (a estaca FDP tem uma
capacidade de carga 1,5 superior à estaca moldada).
O Quadro 5.12 resume os resultados numéricos atingidos.
Quadro 5.12 – Resultados atingidos na modelação numérica para uma estaca com diâmetro de 0,620mm
Estaca FDP Estaca moldada
Carga [kN] 2750 2750 1700
Assentamento [mm]
26,51
66,14 26,10
Tensão [MPa]
9,1
9,1 5,6
TENSÃO EFETIVA HORIZONTAL E VERTICAL
A Figura 5.40 e Figura 5.41 ilustram, respetivamente, a tensão efetiva horizontal e vertical,
respetivamente, ao longo do fuste da estaca FDP e moldada durante a fase de simulação do ensaio
de carga estática (fase 3).
116
Figura 5.40 – Tensão efetiva horizontal da estaca FDP versus estaca moldada
Figura 5.41 – Tensão efetiva vertical da estaca FDP versus estaca moldada
Analisando as figuras anteriores verifica-se que o comportamento do diagrama de tensão efetiva
horizontal e vertical da estaca moldada é semelhante ao da estaca FDP. Este comportamento é
aceitável, porque apesar da estaca FDP provocar um deslocamento vertical 1,5 inferior ao da
moldada, ambas as modelações numéricas (estaca FDP e moldada), foram efetuadas para o mesmo
nível de carregamento. Contudo, desprezando os diversos picos que ocorrem na camada 5 para a
estaca moldada, é possível verificar-se que a tensão efetiva horizontal e vertical é inferior à da estaca
FDP, devido ao adensamento que ocorre na envolve à estaca durante a execução de uma estaca
deste tipo.
-30
-25
-20
-15
-10
-5
-1500 -1000 -500 0P
rofu
nd
idad
e (
m)
Tensão Efetiva Horizontal (kPa)
Estaca FDP - Fase 3
Estaca Moldada - Fase 3
Camada 3 Areia siltosa
Camada 4 Argila siltosa
Camada 5
Areia ligeiramente
siltosa
Camada 6
Argila siltosa com sedimentos
argilosos
/// \\\ // \\
-30
-25
-20
-15
-10
-5
-1000 -900 -800 -700 -600 -500 -400 -300 -200 -100 0
Pro
fun
did
ade
(m
)
Tensão efetiva vertical (kPa)
Estaca FDP - Fase 3
Estaca Moldada - Fase 3
Camada 3 Areia siltosa
Camada 4 Argila siltosa
Camada 5
Areia ligeiramente
siltosa
Camada 6
Argila siltosa com sedimentos
argilosos
/// \\\ // \\
117
TENSÃO EFETIVA TANGENCIAL
A Figura 5.42 representa a tensão efetiva tangencial ao longo do fuste da estaca FDP e moldada.
Figura 5.42 – Tensão efetiva tangencial ao longo do fuste da estaca FDP versus estaca moldada
Pela razão mencionada anteriormente a tensão efetiva tangencial ao longo do fuste da estaca
moldada tem um comportamento semelhante ao da estaca FDP. Note-se que na Figura 5.42 é
possível identificar a interface de cada camada, pois nesta transição ocorre um aumento ou
diminuição da tensão efetiva tangencial. Desprezando os picos de tensão que surgem na camada 5
para a estaca moldada obtém-se os seguintes diagramas.
Figura 5.43 – Tensão efetiva tangencial ao longo do fusta da estaca FDP e moldada corrigida
Tendo em conta a Figura 5.43, em que se corrigiram os valores obtidos para a estaca moldada na
camada 5, concluiu-se que a tensão efetiva tangencial é superior na estaca FDP, para a camada 5,
devido ao adensamento que ocorre na envolvente à estaca. Em relação às camadas 4 e 6,
constituídas por materiais argilosos, a tensão efetiva tangencial é praticamente idêntica, pois a
-30
-25
-20
-15
-10
-5
0 100 200 300 400 500 600
Pro
fun
did
ade
(m
)
Tensão efetiva tangencial (kPa)
Estaca FDP
Estaca Moldada
Camada 3 Areia siltosa
Camada 4 Argila siltosa
Camada 5
Areia ligeiramente
siltosa
Camada 6
Argila siltosa com sedimentos
argilosos
/// \\\ // \\
-30
-25
-20
-15
-10
-5
0 100 200 300 400 500 600
Pro
fun
did
ade
(m
)
Tensão efetiva tangencial (kPa)
Estaca FDP
Estaca Moldada
Camada 3 Areia siltosa
Camada 4 Argila siltosa
Camada 5
Areia ligeiramente
siltosa
Camada 6
Argila siltosa com sedimentos
argilosos
/// \\\ // \\
118
execução da estaca FDP não melhorou o comportamento das argilas, umas vez que se tratam de um
material com algum confinamento. Verifica-se ainda para ambos os casos que as camadas
constituídas com solos argilosos contêm uma tensão efetiva tangencial inferior quando comparado
com as camadas arenosas (camada 3 e 5), uma vez que estas contêm uma maior capacidade
resistente. Importa salientar que as camadas com maior tensão efetiva tangencial são compostas por
materiais arenosos com um elevado ângulo de atrito interno (na ordem dos 40º). Este parâmetro
influencia diretamente a tensão tangencial, isto é, à medida que este parâmetro aumenta os valores
de tensão tangencial também aumentam, daí obter-se um maior declive no diagrama de tensão
efetivas tangenciais nestas camadas.
ESFORÇO AXIAL
A figura que se segue reúne o diagrama de esforço axial obtidos para ambas as soluções, com a
estaca FDP e moldada.
Figura 5.44 – Diagrama de esforço axial para estaca FDP e estaca moldada
A tensão efetiva tangencial, tanto para a solução com estaca FDP e estaca moldada, atinge valores
elevados, tendo influência no esforço axial ao longo do fuste da estaca. O diagrama presente na
Figura 5.44 indica que para ambas as soluções, a carga aplicada na cabeça da estaca é dissipada
pelo solo presente em, praticamente, do metade do seu comprimento, sendo o restante da estaca
desprezável. Este sucedimento consiste num indicador de que a estaca se encontra demasiado
comprida, havendo a possibilidade de reduzir o seu comprimento.
De forma a comprovar o resultado obtido anteriormente, procedeu ao cálculo do diagrama de esforço
axial com base nos valores máximo de tensão vertical propostos por Bustamante e Gianeselli (1983)
presente em Santos (2008). Os valores máximos que apontam têm em conta o processo construtivo e
os cuidados a ter na sua construção, contudo não referencia as estacas FDP por se tratar de uma
técnica recente. Sendo esta uma fusão de estacas moldadas e cravadas, pertencente à categoria IA
e IIA, respetivamente, considerou-se o valor médio entre estas duas categorias. No Anexo B
encontra-se o quadro com todos os valores propostos por Bustamante e Gianeselli (1983).
-30
-25
-20
-15
-10
-5
0 500 1000 1500 2000 2500 3000
Pro
fun
did
ade
(m
)
Esforço Axial (kN)
Estaca FDP
Estaca Moldada
Camada 3
Camada 4 Argila siltosa
Camada 5
Areia ligeiramente
siltosa
Camada 6
Argila siltosa com sedimentos
argilosos
/// \\\ // \\
119
Quadro 5.13 – Esforço axial com recurso ao método de Bustamante e Gianeselli (1983) presente em Santos (2008)
Camada Descrição 𝒒𝒔
𝒊 [kPa] Área [m
2]
Esforço Axial [kN] IA IIA Média
3 Areia medianamente
compacta 120 150 135 0,97 2618,5
4 Argila medianamente
compacta 35 35 35 4,87 2448,1
5 Areia muito compacta 150 150 150 15,58 110,7
6 Argila compacta a rija 80 80 80 17,53 -1291,7
Com os dados do Quadro 5.13 foi possível determinar o diagrama de esforço axial com base no
método de Bustamante e Gianeselli (1983). As curvas teóricas para as estacas FDP e estacas
moldadas são praticamente idênticas, pois não há discrepâncias nos valores tensão efetiva
tangencial nas duas categorias utilizadas anteriormente (IA e IIA) (Figura 5.45)
Figura 5.45 – Diagramas de esforços axiais teóricos e numéricos
É espectável, devido ao adensamento que ocorre na periferia da estaca FDP durante a perfuração,
que o seu diagrama de esforço axial seja superior ao teórico e ao da estaca moldada. Pois como
ocorreu melhoramento das características do solo, advém uma maior resistência lateral. Analisando a
Figura 5.45, quantitativamente, dois metros da estaca FDP dissipa cerca de 350 kN de carga, pois a
carga inicial é de 2750 kN e a uma cota de -10m o diagrama atinge, aproximadamente, os 2400 kN.
No que diz respeito à estaca moldada à mesma profundidade o esforço axial é cerca de 2600 kN,
dissipando apenas 150 kN, ilustrando a maior capacidade de carga por parte da estaca FDP.
Referir que se existisse um método teórico para o cálculo do diagrama de esforço axial para estacas
FDP seria esperado a esta curva fosse inferior à obtida para a estaca FDP (por se tratar de um
método teórico que tem em conta os valores máximos admissíveis), contudo esta seria superior à
curva teórica adquirida para a estaca moldada, mostrando a maior capacidade de carga das estacas
-30
-25
-20
-15
-10
-5
0 500 1000 1500 2000 2500 3000
Pro
fun
did
ade
(m
)
Esforço Axial (kN)
Estaca FDP
Estaca Moldada
Bustamante eGianeselli (1983)
Camada 3 Areia siltosa
Camada 4 Argila siltosa
Camada 5
Areia ligeiramente
siltosa
Camada 6
Argila siltosa com
sedimentos argilosos
/// \\\ // \\
120
FDP. Isto é atualizando o método de Bustamante e Gianeselli (1983), ter-se-ia que considerar uma
nova categoria correspondente ao processo construtivo das estacas FDP, contendo valores de
resistência lateral unitária superiores às estacas moldadas e cravadas.
5.4.7. Otimização do comprimento da estaca
Com base nos diagramas de esforço axial obtidos em §5.4.5, foi possível concluir que a estaca
resiste, essencialmente por atrito lateral, e que esta contém um elevado comprimento dado ao nível
de carregamento aplicado. Assim sendo, neste subcapítulo pretende-se otimizar o comprimento da
estaca FDP, determinando qual a profundidade que deve atingir.
O diagrama de esforço axial correspondente à estaca FDP, bem como o teórico obtido pelo método
de Bustamante e Gianeselli (1983), comprova que a última camada que compõe o perfil geotécnico
(camada 6) não tem influência na resistência da estaca. Deste modo procedeu-se à modelação
numérica de uma estaca FDP, recorrendo ao software Plaxis 2D (versão 8.2), com o mesmo perfil e
características geotécnica, mas para três comprimentos de estaca distintos, 11 m (corresponde à
base da camada 5), 10 m e 9 m, em que nenhum destes intersecta a última camada de solo.
A redução do comprimento da estaca implica um aumento dos assentamentos que ocorrem na
cabeça da estaca na simulação do ensaio de carga estática. O Quadro 5.14 apresenta os
assentamentos obtidos em cada uma das modelações numéricas.
Quadro 5.14 – Assentamentos obtidos na otimização do comprimento da estaca
Comprimento Assentamento Tensão no betão
20 m 26,5 mm
9,1 MPa 11 m 51,6 mm
10 m 42,4 mm
9 m 47,0 mm
Analisando o quadro anterior é notório que os assentamentos aumentaram para praticamente o
dobro, uma vez que o deslocamento vertical obtido no caso de estudo para um comprimento de 20 m
foi de 26,51 mm. Salientar que para um comprimento de 11 m atinge-se um assentamento superior
ao obtido para 10 e 9 m. Os 11 m correspondem à base da camada 5 e topo da camada 6, tendo a
última camada piores características quando comparada com a camada 5 influencia os
deslocamentos que ocorrem na estaca. O campo de deslocamentos bem como a deformada atingida
na modelação numérica é semelhante para os três casos, por este motivo na Figura 5.46 apresenta-
se apenas as configurações obtidas para uma estaca FDP com 11 m de comprimento na fase 3
(simulação do ensaio de carga estática).
121
a) b) c) Figura 5.46 – a) Configuração deformada; b) Deslocamentos totais; c) Deslocamentos verticais
correspondentes a uma estaca FDP com 11 m de comprimento na simulação do ensaio de carga estática
O campo de deslocamentos adquiridos nesta simulação é análogo ao obtido na modelação da estaca
FDP com 20 m de comprimento. Após a análise dos deslocamentos passou-se à determinação do
diagrama de esforço axial para cada uma das modelações efetuadas, recorrendo ao procedimento
mencionado em §5.4.5.1. A Figura 5.47 apresenta os resultados atingidos.
Figura 5.47 – Diagrama de esforço axial para estaca FDP com 9, 10 e 11 m de comprimento
O comprimento ótimo da estaca corresponde a obter-se na base da mesma um esforço axial nulo ou
muito próximo deste, pois indica que a estaca se encontra no seu todo a resistir por atrito lateral. A
Figura 5.47 ilustra que à medida que se reduz o comprimento da estaca as curvas se aproximam do
zero, sem conter um troço constante ao longo do eixo vertical, alcançando o seu comprimento ideal.
-30
-25
-20
-15
-10
-5
0 500 1000 1500 2000 2500 3000
Pro
fun
did
ad
e (
m)
Esforço axial (kN)
L=9 m
L=10 m
L=11 m
Camada 4 Argila siltosa
Camada 5
Areia ligeiramente
siltosa
Camada 6
Argila siltosa com
sedimentos argilosos
Camada 3
// \\ /// \\\
122
Este deverá encontra-se próximo dos 9 m, atingindo uma profundidade de 17 m uma vez que a
execução da estaca FDP apenas se dá a uma cota de -8 m.
Importa referir que a redução do comprimento da estaca deve-se apenas à dissipação da carga
aplicada por atrito lateral e implica um aumento de assentamentos. Esta redução apenas tem
fundamento se os deslocamentos verticais mobilizados sejam admitidos pelos critérios máximos
apresentados em projeto.
Após a redução do comprimento da estaca importa averiguar que se devido a esta diminuição as
tensão tangenciais instaladas no fuste são superiores à máxima admitida pelo método de Bustamante
e Gianeselli (1983), de modo a controlar as deformações. A tensão tangencial da estaca é
determinada pela expressão (5.5).
𝜏𝑒𝑠𝑡𝑎𝑐𝑎 =𝐶
A𝑠
(5.5)
Sendo,
𝜏𝑒𝑠𝑡𝑎𝑐𝑎 – Tensão tangencial instalada no fuste da estaca;
C – Carga aplicada no topo da estaca (2750 kN).
Os resultados atingidos encontram-se representados no quadro seguinte.
Quadro 5.15 – Tensão tangencial aplicada na estaca.
Comprimento
da estaca [m]
𝝉𝒆𝒔𝒕𝒂𝒄𝒂
[MPa]
𝝉𝒕𝒆ó𝒓𝒊𝒄𝒐
[MPa]
11 0,128 0,123
10 0,141 0,121
9 0,157 0,117
Embora a redução do comprimento da estaca, a carga aplicada no topo da estaca manteve idêntica
sendo por este motivo que quanto menor o fuste da estaca maior será a tensão tangencial a que
estará sujeito. Comparando os valores teóricos, obtidos através da média ponderada com a altura de
cada camada com os valores máximos propostos por Bustamante e Gianeselli (1983), estes são
inferiores. Na modelação da estaca FDP e estaca moldada com 20m de comprimento as tensões
tangenciais eram superiores às admissíveis por este método teórico, desde modo seria esperado que
o mesmo ocorra com a redução do comprimento da estaca. Importa referir que apesar a tensão
tangencial na estaca aumentar com a redução do fuste (deixando-a mais esforçada) os valores
obtidos pelo método teórico diminuem, isto porque neste caso a redução é efetuada na camada 5,
que possuiu maior resistência tangencial devido à sua composição.
123
Capítulo 6. Conclusões
6.1. Considerações finais
Este capítulo tem como principal objetivo efetuar uma síntese dos resultados obtidos, tendo por base
os objetivos descritos em §1.2. Desde já, é possível constatar-se que os objetivos propostos
inicialmente foram alcançados e os resultados atingidos foram satisfatórios.
O primeiro objetivo enumerado consistiu na pesquisa alargada sobre o tema em causa de modo a
conhecer-se e definir-se o conceito de estacas FDP. O objetivo foi alcançado uma vez que no
Capítulo 3 se apresentou um vasto conjunto de informação sobre esta técnica, bem como o seu
processo construtivo e os principais parâmetros que influenciam a sua execução, desde de
características de solos ao domínio de aplicação desta tecnologia. Conclui-se que as estacas FDP
distinguem-se das estacas moldadas devido ao adensamento que ocorre no solo envolve à estaca
durante a perfuração, pois melhora as características do solo aumentando a capacidade de carga.
Demostra-se ainda que o comportamento da estaca depende, essencialmente, dos parâmetros do
trado, nomeadamente o valor de momento torsor e força vertical, bem como o grau de deslocamento
que ocorre durante a perfuração que por sua vez é influenciado pela velocidade de perfuração.
De seguida prosseguiu-se para uma sintetizada caracterização dos solos que constituem Portugal de
modo a averiguar a veracidade da aplicação desta técnica no país. Apesar de Portugal ser um país
muito heterogéneo no que diz respeito à sua geologia, recorrendo à carta geológica (escala 1:50 000)
foi possível determinar quais as principais cidades que se justifica a aplicação de estacas FDP. Com
recurso à carta geológica é possível destacar Faro, Olhão, Setúbal, Lisboa (zona ribeirinha), Vila
Franca de Xira, Leiria e Aveiro (cidades constituídas essencialmente por solos aluvionares por se
encontrarem no litoral ou na periferia de linhas de água). Importa referir que a análise efetuada se
tratou apenas de uma introdução aos solos existentes em Portugal, pois refere-se a um país muito
heterogéneo. Assim sendo, é necessário no início de cada construção proceder-se ao estudo do solo
para determinar-se o perfil geotécnico do local em causa e concluir-se sobre a possível aplicação
desta técnica.
Com a realização do Capítulo 4 foi possível concluir que a NP EN 1997 (2010), documento normativo
utilizado em Portugal para dimensionamento de obras geotécnica (fundações, contenções, etc.), não
incluiu, nem efetua nenhuma referência a este tipo de fundações profundas. Para além disso, a única
forma de dimensionar a capacidade resistente de uma estaca FDP consiste em recorrer ao método
que utiliza valores adquiridos no ensaio de carga estática. Para que este método seja aplicado com
sucesso é necessário executar um número razoável de ensaios, aproximadamente 3, para que a
capacidade resistente não seja verdadeiramente reduzida (devido ao fator de correção ξ). É
necessário ter em conta que para utilizar os valores adquiridos em ensaio de carga estática é preciso
que este atinja a rotura da estaca, tratando-se por isso de um processo raramente executado, por
motivos económicos e de segurança. Assim sendo, para determinar a capacidade resistente última da
124
estaca é necessário recorrer a métodos de extrapolação, que não contêm o mesmo grau de exatidão
quando comparados com o ensaio de carga estática, reduzindo assim a sua capacidade de carga.
A utilização dos métodos analíticos no cálculo da capacidade resistente não é praticável, uma vez
que todas as variáveis envolvidas neste cálculo apenas se encontram definidas para estacas
moldadas e cravadas. Determinou-se por isso a capacidade resistente para estas duas técnicas
anteriores, com base no método analítico, e concluiu-se que o resultado adquirido para estaca FDP é
superior comparativamente ao da estaca moldada e cravada, como seria espectável, tendo em conta
que em condições não drenadas os valores para as três técnicas são semelhantes. Por fim, com o
estudo efetuado depreendeu-se que para que seja possível um credível dimensionamento de uma
estaca FDP com recurso à NP EN 1997 (2010), mesmo utilizando apenas com método com base em
ensaios de carga estática, é necessário definir os coeficientes parciais de segurança associados a
esta técnica.
O último objetivo desta dissertação consistiu na simulação de um ensaio de carga estática para uma
estaca FDP como recurso a um software de elementos finitos (Plaxis Versão 8.2.), de modo a
aproximar a curva de carga-assentamento atingida numericamente com a obtida experimentalmente.
Referir que o ensaio de carga estática efetuado em obra foi realizado à tração e para que fosse
possível efetuar a modelação numérica da estaca FDP à compressão houve necessidade de
considerar que a resistência por atrito lateral à compressão é idêntica à de tração. Embora sabendo
que este proposto não corresponde à realidade, foi possível efetuar-se esta consideração, pois a
análise apresentada anteriormente ilustra que a estaca FDP tanto à compressão como à tração
funciona apenas por atrito lateral e os valores de resistência são semelhantes.
Referir que é muito difícil modelar uma estaca FDP, pois a sua execução trata-se de um fenómeno
muito complexo. A aproximação efetuada consistiu em impor um deslocamento horizontal ao longo de
todo o fuste, sabendo que na realidade este deslocamento é imposto gradualmente à medida que a
perfuração ocorre. Para além disso a modelação numérica realizada não tem em conta a
descompressão das paredes do furo após a passagem da ferramenta de perfuração.
O objetivo deste capítulo foi parcialmente cumprido, uma vez que a curva obtida pela simulação no
Plaxis não é idêntica à experimental. Isto deve-se à falta de dados do solo no presente caso de
estudo, às eventuais limitações do software utilizado e ao facto da curva experimental corresponder a
um ensaio à tração, enquanto que na modelação numérica o ensaio de carga estática foi executado à
compressão. O segundo ponto desta modelação consistiu em, com as mesmas características
geotécnicas e geométricas, modelar uma estaca moldada de modo a comprovar-se que a estaca FDP
tem maior capacidade de carga. Como tal o resultado atingido corresponde ao espectável, obteve-se
para um assentamento de cerca de 26,5 mm uma carga de 2750 kN para a estaca FDP e 1700 kN
para a estaca moldada, isto é a estaca FDP tem cerca de 1,5 vezes maior capacidade de carga que a
moldada. O que induz o aumento de carga na estaca FDP é o deslocamento horizontal que ocorre
durante a perfuração da estaca que melhora as propriedades do solo no seu contorno, dando-lhe
maior resistência.
125
Na análise efetuada com base nos diagramas de tensões efetivas horizontais, verticais e tangenciais
é notório o efeito do processo construtivo das estacas FDP no seu comportamento. Para uma estaca
moldada apenas se obtêm tensões na fase de simulação do ensaio de carga estática, sendo
praticamente nulas nas restantes fases, pois a execução deste tipo de estaca provoca reduzidas
perturbações no solo. No que diz respeito à estaca FDP tem-se um cenário distinto, uma vez que a
sua execução origina um deslocamento horizontal ao longo do fuste da estaca. Este deslocamento
faz que com ocorram tensões efetivas horizontais, verticais e tangenciais nesta fase do processo
construtivo (fase 1), enquanto que na fase 2, betonagem da estaca, este resultado não se altera, isto
é não ocorre um incremento de tensões.
A técnica de estacas FDP é indicada, essencialmente para areias soltas, uma vez que são
caracterizadas por adensar o solo envolvente à estaca, aumentando assim a sua capacidade de
carga. Quando esta técnica é utilizada em areias compactas ou materiais argilosos pode não ser
benéfica, uma vez que a perturbação que provoca no solo não melhora as suas características, como
prejudica, pois são solos com elevado grau de confinamento. Com base no estudo das tensões
efetivas horizontais, verticais e tangenciais que surgem nas fases 2 e 3 é possível identificar-se o
processo descrito neste parágrafo. A tensão efetiva horizontal para a estaca FDP aumenta (em
módulo) na camada 5 (composta por material arenoso) com a aplicação da carga, enquanto que
diminuiu na camada 6. Esta diminuição é justificada por durante a fase de execução da estaca FDP
existir um desconfinamento da camada 6, alterando as suas características. O mesmo ocorre para a
tensão efetiva tangencial que diminuiu, consideravelmente nas camadas compostas por materiais
argilosos, por ter uma capacidade resistente inferior à das camadas de areias.
Através da análise dos diagramas de esforço axial adquiridos para cada uma das modelações,
concluiu-se que a estaca tinha um elevado comprimento para o nível de carga que se encontrava
sujeita. Na expectativa de determinar o comprimento ótimo para a estaca FDP, modelou-se 3 estacas
com diferentes comprimentos, 11, 10 e 9m. Comprovou-se que o comprimento da estaca para o nível
de carregamento é cerca de 9 m, contudo esta redução de comprimento implica um aumento de
assentamentos para, aproximadamente, o dobro (47 mm). Assim sendo a diminuição da estaca
apenas é justificável dependendo do objetivo dos projetistas. Se o intuito é dissipar a carga sendo
que o deslocamento vertical obtido encontra-se incluído pelos limites impostos em projeto a redução
da estaca é fundamentada, caso contrário se se pretender controlar os assentamentos ocorridos,
obtendo o mínimo admissível, uma vez que o caso em estudo trata-se de uma autoestrada de modo a
evitar o fissuramento do pavimento, a redução do comprimento da estaca não será aconselhável.
É possível efetuar-se um paralelo entre os valores de capacidade resistente determinados
analiticamente com os atingidos na modelação numérica. Esta análise apenas é possível para a
estaca moldada, pois o valor da capacidade resistente de cálculo obtida para a estaca FDP retrata
uma estaca à tração. Através da análise numérica, em condições não drenadas, para a estaca
moldada concluiu-se que para um nível de carregamento de 2750 kN, a estaca se encontrava muito
comprida, havendo possibilidade de aumentar o carregamento. A capacidade resistente última obtida
com base na norma NP EN 1997-1 (2010) é cerca de 3016 kN (valor estimado com base na Teoria da
126
Plasticidade), enquanto a capacidade resistente de cálculo consiste em cerca de 1600 kN. Concluiu-
se então que os valores atingidos analiticamente são conservativos, uma vez que para este perfil
geotécnico a estaca moldada consegue suportar uma carga superior a 2750 kN, embora isso implique
um aumento considerável nos assentamentos obtidos.
6.2. Propostas de desenvolvimentos futuros
A elaboração da seguinte dissertação permitiu atingir um nível de conhecimento e informação que
outrora era escassa em Portugal, no que diz respeito a esta técnica de execução de fundações
profundas. Contudo o presente estudo pretende apenas efetuar uma reduzida abordagem que deverá
ser complementada com outros estudos. Seguidamente serão enumeradas algumas propostas de
desenvolvimentos futuros.
Como a estaca do caso de estudo encontra-se à tração e decidiu-se pela modelação
numérica de uma estaca FDP à compressão de modo a comparar-se com os casos mais comum em
que recorre aos métodos tradicionais. De modo a complementar a modelação efetuada seria
interessante efetuar a modelação da estaca FDP à tração efetuado diversos patamares de descarga
de forma a simular as variações do nível freático, e analisar o seu comportamento.
Para que seja possível a compreensão das alterações que a execução de estacas FDP
provoca no solo, seria interessante acompanhar um caso de estudo real e monitorizá-lo. Para se
conseguir compreender e ter perceção do grau de alteração que ocorre no solo, recorrer-se-ia a
inclinómetro e outros equipamentos de modo a quantificar os deslocamentos horizontais provocados
pela perfuração.
É conhecido que durante a execução de estacas FDP ocorre um deslocamento horizontal
devido à forma da ferramenta de perfuração. Para que seja possível a sua utilização em zonas
urbanizadas propõe-se uma análise de risco aquando da execução de estacas FDP em meios de
urbanos, de modo a determinar de que forma este deslocamento pode influenciar estruturas vizinhas;
Tendo em conta que existem softwares de elementos finitos em 3D, poder-se-ia, com base
num caso de estudo real, modelar a execução de uma estaca FDP, como apresentado em §3.5.2, e
realizar uma análise comparativa dos resultados obtidos na modelação com os medidos no caso em
estudo, de modo a determinar a relação entre ambos, isto é de que forma a modelação em 3D se
aproxima da realidade;
Como mencionado em §3.5.2, os parâmetros de perfuração são influenciados pela geometria
do equipamento de perfuração e pelas características do solo. De modo a otimizar a execução do
processo deviam ser efetuados estudos com objetivo de determinar qual o melhor conjunto de
parâmetros a utilizar;
Como concluído no Capítulo 4, a norma NP EN 1997 (2010) não especifica nem referencia
um método capaz de determinar a capacidade resistente de uma estaca FDP. Por esta razão, seria
127
conveniente proceder a um estudo, de modo a determinar como a NP EN 1997 (2010) pode ter em
conta o cálculo da capacidade resistente de uma estaca FDP, isto é, que é necessário introduzir os
parâmetros nesta norma para atestar a veracidade dos métodos analíticos com os numéricos e quais
os coeficientes de segurança apropriados nesta abordagem;
Nesta dissertação não é feita nenhuma referência ao comportamento destas estacas
aquando da ocorrência de um sismo. Em trabalhos futuros, recomenda-se efetuar uma análise
sísmica a este tipo de fundações e perceber se o solo adensado no contorno da estaca tem alguma
influência no seu comportamento. Sendo Portugal, nomeadamente Lisboa, uma zona de algum risco
sísmico este aspeto seria de extrema relevância.
128
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133
Anexos
Anexo A. Faseamentos construtivos associados ao caso de estudo
Anexo A.1. Faseamento construtivo do túnel Vetrego
Anexo A.2. Faseamento construtivo do túnel Caltana
Anexo A.3. Faseamento construtivo do troço de estrada entre Vetrego e Caltana
Anexo B. Método de Bustamante e Gianeselli (1983)
134
A
Anexo A. Faseamentos construtivos associados ao caso de estudo
Anexo A.1. Faseamento construtivo do túnel Vetrego
Escavação prévia até à cota pretendida com execução dos taludes laterais;
Construção da laje de fundo;
Execução das vigas pré-esforçadas;
Realização das paredes e pilares;
Concretização da laje de topo, pavimentos e acabamentos;
Fonte: Bringiotti et al, 2008
B
Anexo A.2. Faseamento construtivo do túnel Caltana
Execução da estaca moldada na laje interior e betonagem até à
superfície, colocação do sistema de contenção (estacas-prancha);
Escavação do solo até à cota pretendida (-8m) e em simultâneo retirar-se
a água que afluiu para o interior da escavação;
Escavação parcial do túnel;
Execução da estrutura superior do túnel;
Execução do pavimento e acabamentos;
Fonte: Bringiotti et al, 2008
C
Anexo A.3. Faseamento construtivo do troço de estrada entre Vetrego e Caltana
Execução da estaca moldada e betonagem da mesma até à cota a escavar;
Escavação do solo até à cota pretendida (-8m) simultaneamente retirar-se a
água que afluiu para o interior da escavação e execução das micro-estacas
na solução de fixação do pavimento;
Introdução da estrutura de contenção (estacas-prancha) e sua fixação
(ancoragens), por fim rebaixamento do nível freático;
Desativação das ancoragens, execução do pavimento e acabamentos;
Fonte: Bringiotti et al, 2008
D
E
Anexo B. Bustamante e Gianeselli (1983)
Natureza do solo qc
(105 Pa)
Coeficiente αB Valor máximo de qsi (10
5 Pa)
Categoria Categoria
IA IB IIA IIB IA IB IIA IIB IIIA IIIB
Argila mole e siltes <10 30 30 30 30 0,15 0,15 0,15 0,35 0,35 --
Argila mediamente
compacta 10 a 50 40 80 40 80
(0,8)
0,35
(0,8)
0,35
(0,8)
0,35 0,35 0,8 ≥1,2
Lodo e areia solta ≤ 50 60 150 60 120 0,35 0,35 0,35 0,35 0,8 --
Argila compacta a rija e lodo
compacto >50 60 120 60 120
(0,8)
0,35
(0,8)
0,35
(0,8)
0,35 0,35 0,8 ≥2,0
Cré mole ≤ 50 100 120 100 120 0,35 0,35 0,35 0,35 0,8 --
Areia e cascalho
mediamente compacto 50 a 120 100 200 100 200
(1,2)
0,8
(1,2)
0,8
(1,5)
1,2 0,8 1,2 ≥2,0
Cré alterado a fragmentado >50 60 80 60 80 (1,5)
1,2
(1,2)
0,8
(1,5)
1,2 1,2 1,5 ≥2,0
Areia e cascalho compacto a
muito compacto >120 150 300 150 200
(1,5)
1,2
(1,2)
0,8
(1,5)
1,2 1,2 1,5 ≥2,0
Fonte: adaptado de Santos (2008)
F
CLASSIFICAÇÃO DOS PROCESSOS CONSTRUTIVOS\
Categoria Processo construtivo
IA
Estaca moldada sem sustimento provisório;
Estaca moldada com recurso a lamas bentoníticas;
Estaca de trado oco;
Micro-estacas do tipo I (sem injeção);
Pegões
Barretas
IB Estaca moldada com recurso a tubo moldador recuperável;
Estaca moldada com recurso a tudo moldador obturado na ponta
IIA
Estaca pré-fabricada cravada;
Estaca tubular pré-esforçada cravada;
Estaca de betão cravada através de macacos hidráulicos;
IIB Estaca metálica cravada;
Estaca metálica cravada através de macacos hidráulicos;
IIIA Esta com apiloamento de betão na ponta;
IIIB Estaca com injeção de alta pressão e diâmetro superior a 250 mm;
Micro-estaca do tipo II (com injeção)
Fonte: adaptado de Santos (2008)
![– Como conceber transformações? [Privado]](https://static.fdocumentos.com/doc/165x107/587cf6241a28ab564b8b7171/-como-conceber-transformacoes-privado.jpg)
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