1er Congreso - Seminario Internacional de Fundaciones Profundas - Santa Cruz, Bolivia - 2013

1. Luciano Décourt
Eng. Civil – Professor Universitário
1er. Congreso - Seminario Internacional de
Fundaciones Profundas
Bolivia. Del 23 al 26 de abril de 2013.

2. Tema:
Previsión de la capacidad de carga de
pilotes de todos los tipos, en base al
ensayo SPT
Interpretación de ensayos de carga

3. Common Procedures for
Foundation Settlement Analysis
–
Are They Adequate ?
H. G. POULOS (1999)

4. THE PIVOTAL ROLE OF
PARAMETER ASSESMENT
It is axiomatic that an essential ingredient
for successful settlement prediction is the
selection of appropriate geotechnical
parameters. It is the author´s experience
that settlement predictions are far more
sensitive to the technical parameters and
site chacacterization than to the method of
analysis (e.g. Poulos, 1989).

5. O CONCEITO DE N-EQUIVALENTE
(Neq) NA PRÁTICA DA ENGENHARIA.
AINDA UM POSTULADO OU JÁ UMA
REALIDADE COMPROVADA ?

6. Fundações Rasas
Sapata de 2,50m x 2,50m. Brooklin. São Paulo. SP.
Essa prova de carga foi executada pelo IPT e analisada em Décourt (1999).
O solo local era uma areia siltosa, cinza e amarela (saprolito de migmatito).
Ao redor da sapata, foram executadas pelo Engesolos três sondagens tipo
SPT-T. As distâncias dessas sondagens ao eixo da sapata, assim como entre sí,
eram de menos de 2,0m. Ainda assim, seus resultados diferiram de valores
nada desprezíveis. Os valores de NSPT e de T das três sondagens, assim como
os valores médios para cada profundidade, são apresentados na figura 6.

8. Observa-se que aproximadamente à profundidade z=2,80m, o
valor medido médio de T das três sondagens T=14,33 superou o
valor mínimo T=7,7 em 86% enquanto que o valor máximo T =
20,6 superou o médio em 44%. Já a relação entre o valor
máximo e o mínimo a essa profundidade foi de 2,68 vezes, ou
seja, 168%.
O valor médio utilizado nas previsões decorreu de uma análise
estística da média dos valores de Neq e T com a profundidade,
considerando-se a profundidade característica de 2,85m (o,7B
abaixo da cota da sapata), obtendo-se: (Neq) = T/1,2 = (9,08 +
1,25 x 2,85)/1,2 = 10,53. O resultado da prova de carga é
apresentado à figura 7.

11. FELLENIUS, B.H. (1999)
Bearing Capacity of Footings and Piles – Does it Really Exist ?
Symposium on Southern Ontario Glacial Soils
It is suggested that the behavior of a small or large diameter footing
as well as a pile toe is governed by compression of the soil bellow
the footing or pile toe and not by “bearing capacity”.
Fig. 3 shows relations between the Nq-bearing capacity factor as a
function of phi, as proposed by different authors. The scatter of
values is substantial for any phi-value. Considering that phi is
difficult to know within a degree or two, it is amazing that the
arbitrary nature of the calculated N-factors has not long ago sent the
formula to the place where it belongs – the museum of old
paradigms whose time has passed. However, the bearing capacity is
so well entrenched that stating that it is wrong and should not be
used would seem to border or committing heresy. When I now say
so, should I fear being burned at the stake, or is the practice ready to
accept new views ?

12. DÉCOURT, L. (1999)
Behavior of Foundations Under Working Load Conditions
XI PAMCSMGE
What has been done in the past 60 years was adequate, but, only for that time. On
the threshold of the 21st century, however, it is mandatory that we clear our minds
of some concepts that helped for a while but, now prevent any further development
of the art of designing foundations.
One must recognize that, for all foundations, other than displacement piles, bearing
capacity is a myth. In engineering practice it is an exception rather than a rule.
One must also recognize that the linear elastic behavior of foundations, except for
pre-stressed soils, is another myth. As a matter of fact the foundation stiffness is
highly stress/strain dependant.
It is being proposed that design approaches based on these concepts be abandoned.
But, what matters most is that there are no reasons to complain about the
abandonment of these concepts, so deeply rooted in our minds.
Procedures exist, like the one here presented, that allow foundations to be designed
in a very simple, realistic and reliable way.
Emphasis has to be given to settlements. All foundation designs in the 21st century,
other than for displacement piles, should rely exclusively on settlement
computations, leaving the ghosts of bearing capacity theories and failures to the
past, duly exorcised and buried, to show up never more.

14. Pilote hincado
d=500,0mm l=15,0m
Meyerhof Décourt
Ei = 48% Ei = 72%
=9 (M) ou 6 (D) {ad(tf/m2) = 1,8 (M) ou 3(D)
= 18 (M) ou 12 (D)
Qs = π x 0,5 x 15 x 1,8= 42,42 (M)
Qs = π x 0,5 x 15 x 3= 70,69tf (D)
Qp = 0,1963 x 40 x 18= 141,34tf (M)
Qp = 0,1963 x 40 x 12= 94,2tf (D)
Qu = 42,42 + 141,34= 183,76tf (M)
Qu = 70,69 + 94,2 = 164,89 (D)

22. Tabela 8.8 – Valores do Coeficiente β em
função do tipo de estaca e do tipo de solo.

23. Tabela – Valores do Coeficiente K para sapatas
e bases de estacas escavadas e do tipo de solo.
Tipo de solo K (kg/cm²) K (tf/m²) K (kN/m²)
Argilas saturadas 0,8 8,0 80,0
Solos intermediários 1,0 10 ,0 100,0
Areias 1,2 12,0 120,0
* Ruptura definida como Quc para s = 0,1 Beq

24. Aplicação do Método
D&C na Bolívia

25. Designação Local Tipo de Estaca (Qs)PC / (Qs)DQ
Bolívia 1 Sonesta Escavada com E.B. 1,115
Bolívia 2 Toscana Escavada Comum 0,426
Bolívia 3 Guabirá Escavada Comum 0,991
Bolívia 4 D. Júlia Escavada Comum 1,455
Bolívia 5 Av. Banzen Escavada com E.B. 1,699
Bolívia 6 Puente Bocco Escavada Comum 0,48
Bolívia 7 Edifício Azul Escavada Comum 0,77
Tabela X
Valores de ruptura convencional por atrito lateral, Qs
PC / DQ

26. Fator de correção médio
- Escavada comum
βc= 0,82
- Expander Body
βEB = 1,41
- Relação
βEB/ βc= 1,72

27. Tabela Y
Valores de ruptura convencional por ponta, Qp
PC / DQ
Designação Local Tipo de Estaca (Qp)PC / (Qp)DQ
Bolívia 1 Sonesta Escavada com E.B. 1,13
Bolívia 2 Toscana Escavada Comum Não definido
Bolívia 3 Guabirá Escavada Comum 0,66
Bolívia 4 D. Júlia Escavada Comum 0,68
Bolívia 5 Av. Banzen Escavada com E.B. 0,936
Bolívia 6 Puente Bocco Escavada Comum Não desenvolveu ponta
Bolívia 7 Edifício Azul Escavada Comum 0,56

28. Fator de correção médio
- Escavada comum
𝛼 = 0,63
- Expander Body
𝛼 = 1,13 (único caso)
- Relação
𝛼EB/ 𝛼 c= 1,13 / 0,63 = 1,79

29. Segundo Terceros (2013) “En ensayos de carga realizados en Santa Cruz se constata que
este coeficiente varía entre 2 y 2,818 para deformaciones máximas admisibles de 15mm”.
Considerando que o valor médio de relação (Qs)PC / (Qs)DQ é de 0,82, variando entre um
mínimo de 0,426 e um máximo de 1,455, conclui-se que:
Para um coeficiente de segurança aparente, CS, de 2,0, os coeficientes de segurança reais
seriam de;
(CS)médio = 1,64
(CS)mínimo = 0,85
(CS)máximo = 2,91
Para um coeficiente de segurança aparente, CS, de 2,8, os coeficientes de segurança reais
seriam de;
(CS)médio = 2,3
(CS)mínimo = 1,2
(CS)máximo = 4,07
Para o coeficiente de segurança aparente de 2,8, teremos: CS (real) = 2,6 ± 1,4.
Essas considerações confirmam que o valor maior de coeficiente de segurança proposto
por Terceros (CS = 2,8) é adequado no caso da utilização da fórmula Décourt & Quaresma
de forma direta, isto é, sem nenhuma correção para as diferenças entre os valores de
NSPT, da Bolivia e do Brasil, assim como para o fato de as estacas serem escavadas sob
bentonita e não estacas de deslocamento (pilotes hincados).

30. Provas de Carga
- Bolívia -