Dünya Yönetmenlerinin Uyarlama Kavramına Bakışları

Um método teórico pode ser definido como aquele que se origina exclusivamente do intelecto humano quando se propõe a investigar um fenômeno observado e avaliar quais as variáveis a serem consideradas na sua explicação (NIELSEN NETO, 1991). No caso de uma estaca, raciocina-se que o equilíbrio de forças que a estabilizam quando submetida a uma carga axial (P) se estabelece pela ação do atrito desenvolvido entre o fuste e o solo (PL), adicionada da reação de apoio oferecida

pelo solo da ponta (PP), sendo o comportamento de cada uma destas parcelas

bastante distinto. Assim, a carga de ruptura física (PR) se dá quando atingida a

máxima capacidade portante do solo da ponta (RP), após ter-se alcançado o máximo

atrito estático entre fuste e solo (RL). Essas duas parcelas podem ser definidas como

tensões atuantes nas respectivas superfícies, ficando a expressão matemática da capacidade de carga da estaca definida pela soma do produto das tensões máximas de atrito (qL) e ponta (qp) pelas respectivas áreas superficiais do fuste (AL) e da

ponta (AP):

PR = RL + RP = qL . AL + qP . AP (1)

O modelo de ruptura geralmente adotado para o solo do fuste é o de Mohr-Coulomb, representado na Figura 2, no qual a tensão de atrito máxima (qL) no contato entre

fuste e solo depende do ângulo de atrito fuste-solo (φa), da adesão inicial entre fuste

e solo (ca) e da tensão horizontal (ou normal) aplicada pelo solo no fuste (σh), a qual

Sendo a tensão vertical efetiva variável ao longo da profundidade devido ao peso próprio do solo, o atrito lateral também deve acompanhar tal variação. Em solos sedimentares homogêneos essa variação pode ser linearmente crescente, contudo, em solos residuais, outros efeitos podem modificar essa condição. Kézdi (1964) discute a influência da instalação da estaca e do coeficiente Ks nessa variação. Em

areias, por exemplo, Aoki e Cintra (1999) citam Moretto (1972) para o qual, por efeito de arqueamento, o atrito máximo atinge um valor limite a uma profundidade média de 15 diâmetros, mantendo-se constante no restante do comprimento da estaca. Desta forma, dependendo das características do solo, alguns autores tratam o problema em termos de tensões efetivas (o chamado método β: β=qL/σv) ou em

função da coesão (método α: α = qL/c).

Figura 2 – Modelo (ou critério) de Mohr-Coulomb para ruptura do solo do fuste por atrito lateral (adaptado de KÉZDI, 1964)

É interessante observar na Figura 2 que o solo apresenta uma condição de ruptura própria, ocasionada por efeito de cisalhamento no contato entre suas partículas (ângulo de atrito φ e coesão c), que na figura é representada como sendo maior do que a do contato fuste-solo, o que nem sempre ocorre. Fleming et al. (1992) apontam que dada a rugosidade do fuste de estacas escavadas é mais coerente assumir-se que a ruptura se dê no solo ao redor da estaca do que na sua interface. Discute-se, portanto, que embora o termo “ruptura por atrito lateral” esteja consagrado no meio técnico, não se deve entender o fenômeno de ruptura do solo do fuste simplesmente como o deslizamento entre estaca e solo (ruptura física por

qL ; τs σv ; σh σh σv φa φ Contato solo-solo: τs = c + σh . tan(φ) Contato fuste-solo: qL = ca + σh . tan(φa) qLmax c ca

atrito). Isso pode ocorrer junto ao topo de estacas cravadas, em solos não-coesivos para um nível de deslocamento (recalque) elevado, raramente alcançado em ensaios de prova de carga, mas não necessariamente nos demais casos correntes. Diante disso, sugere-se aqui o uso do termo “cisalhamento lateral” (genericamente aplicado ao cisalhamento do solo ao redor da estaca ou no contato fuste-solo), em substituição ao termo “atrito lateral”, quando ele se referir à ruptura do solo do fuste, mantendo-se o termo “atrito lateral” quando for relativo à forma de transferência de carga da estaca para o solo ao longo do fuste. Atende-se, dessa maneira, à tradição da engenharia de fundações usando o significado da palavra adequado ao fenômeno observado.

Para a ponta, a ruptura (plastificação) se dá no solo abaixo dela, que, excessivamente comprimido, desloca-se em direção à superfície. Esse modelo da Teoria da Plasticidade foi aplicado por Prandtl (1920) na punção de metais e adaptado por Terzaghi (1943) para o caso de fundações apoiadas no solo (apud VELLOSO e LOPES, 2004). A tensão de ponta na ruptura (qp) é então expressa por:

γ

γ

+

σ

+

=c.N

.N

0,5.

.D.N

q

σVP : tensão vertical do solo ao nível da ponta;

γ : massa específica do solo; Nc , Nq , Nγ : fatores de capacidade de carga;

D : diâmetro ou menor dimensão da ponta da estaca.

Valores de Nc, Nq e Nγ e outras contribuições ao estudo de capacidade de carga da

ponta foram propostos por diversos autores entre os quais se pode citar entre outros Meyerhof (1951, 1956, 1976), Berezantzev et al.(1961), Vésic (1972), conforme apresentado na Figura 3. Os parâmetros do solo (c, δ e γ ) a serem empregados devem observar sempre o tipo de solo (argilas ou areias) e suas condições, drenada ou não-drenada, devendo, preferencialmente, ser obtidos por ensaios de laboratório. Portanto a expressão teórica completa da capacidade de carga de estacas pode ser escrita como apresentam Poulos e Davis (1980):

W ) N . D . . 5 , 0 N . N . c .( A dz ). tan . . K c ( . U P P _{C VP} q L 0 a V S a R= + σ φ + +σ + γ γ − (3) sendo: U : perímetro da estaca; L : comprimento da estaca; W : peso próprio da estaca.

Ao se desconsiderar a sobrepressão ao nível da ponta em análises não-drenadas, pode-se também desprezar o peso próprio (W) da estaca no cálculo da carga de ruptura (apud POULOS e DAVIS, 1980, e COYLE e REESE, 1966).

Figura 3 - Variação do fator de capacidade de carga Nq conforme as considerações dos diversos autores (apud Vésic, 1967, citado por CINTRA e AOKI, 1999) .

Essa formulação teórica ainda hoje é objeto de análise de pesquisadores (FLEMING et al., 1992) que buscam melhorar a forma de estimativa do ângulo de atrito a ser utilizado. Pode-se exemplificar (sem mais detalhes, visto não ser escopo desta

pesquisa) com os trabalhos de Nguyen e Hanna (2003), Yang e Mu (2008) e O’Kelly e Gavin (2007), que podem ser obtidas junto ao “Journal of American Society of Civil Engineers” (ASCE) e à Revista Geothecnique.

Décourt (1996a) critica esse método teórico baseado na Teoria da Plasticidade, exemplificando que, para uma variação de 30° para 35° no ângulo de atrito, a capacidade de carga pode aumentar em 100%, além de o fator Nq apresentar uma

variação de 5 a 10 vezes para o seu valor máximo, como se observa na Figura 3. Devido à necessidade de ensaios de laboratório e às dificuldades de se trabalhar com as incertezas dessas formulações, no Brasil adotou-se o uso de correlações empíricas com ensaios de campo — sondagens SPT (principalmente) e CPT (complementarmente) — como meio mais prático de se estimar as resistências de cisalhamento lateral e de ponta. Ainda assim, tais formulações teóricas influenciaram as metodologias semiempíricas, como se discutirá mais adiante.