REZISTENA LA FORFECAREAcest capitol se refer la rezistena pmntului la cedare la forfecare, elemente necesare n analiza de stabilitate a maselor de pmnt. Dac ntr-un punct de pe oricare plan ntr-o mas de pmnt tensiunea de forfecare devine egal cu rezistena la forfecare a pmntului, atunci cedarea se va produce n acel moment. Iniial, nainte de definirea principiului eforturilor efective, rezistena la forfecare (f) a unui pmnt ntr-un punct de pe un anumit plan a fost exprimat de Coulomb ca o funcie liniar a tensiunilor normale la rupere () pe plan n acel punct:f = tg + cunde c i sunt parametrii rezistenei la forfecare denumii coeziune i respectiv unghiul de frecare intern. Cu toate acestea, n conformitate cu principiul c tensiunea de forfecare ntr-un pmnt poate fi reprezentat numai de rezistena scheletului de particule solide, rezistena la forfecare trebuie s fie exprimat funcie de solicitrile normale efective la rupere ('), parametrii rezistenei la forfecare vor fi notai c' i ':f = ' tg ' + c'Cedarea va avea loc, astfel, n orice punct din pmnt n care apare o combinaie critic a tensiunii de forfecare i efortului normal efectiv. Trebuie apreciat faptul c c' i ' sunt pur i simplu constante matematice care definesc o relaie liniar ntre rezistena la forfecare i efortul normal efectiv. Rezistena la forfecare este dezvoltat de ctre forele de legtur dintre particule, de aceea, n cazul n care solicitrile normale efective sunt zero, atunci rezistena la forfecare trebuie s fie zero (dac nu exist cimentare ntre particule) i valoarea c' este zero. Acest lucru este crucial pentru interpretarea parametrilor rezistenei la forfecare. O stare de efort poate fi reprezentat fie de un punct cu coordonatele i ', sau de un cerc al lui Mohr definit de eforturile principale efective '1 i '3. Puncte de efort i cercurile lui Mohr reprezentnd strile de efort la cedare sunt prezentate n figurile 4.1 (a) i (b). Linia care trece prin punctele de efort sau linia tangent la cercurile lui Mohr poate fi dreapt sau usor curbat i este menionat ca dreapta de cedare. Exist dou metode de a prezenta parametrii rezistenei de forfecare. (1) Anvelopa este reprezentat de linia dreapt definit de ecuaia f = ' tg ' + c', din care se pot obine parametrii c' i '. Acetea sunt denumii parametrii tangentei i sunt valabili numai pentru un interval limitat de efort. Aceasta a fost abordarea tradiional reprezentnd rezistena la forfecare. Dac linia dreapt trece prin origine, ca n figura 4.1 (b), atunci, desigur, c' este zero. Dac anvelopa eec este uor curbat parametrii sunt obinui dintr-o linie dreapt care aproximeaz curba n intervalul de efort care ne intereseaz, de exemplu, ntre A i B din figura 4.1 (a). Trebuie apreciat faptul c utilizarea unor parametri ai tangentei nu presupune c rezistena la forfecare este c' este zero pentru un efort normal efectiv zero.(2) O linie dreapt este trasat ntre un anumit punct de efort i origine, ca n figura 4.1 (a), sau o linie este trasat prin origine tangent la un anumit cerc al lui Mohr. Parametrul c' este zero, iar panta liniei da ', ecuaia rezistenei la forfecare va fi f = ' tg '. Unghiul ' determinat n acest fel, este menionat ca un parametru secant i este valabil numai pentru o stare de efort special. n general, valoarea secant ' utilizat n practic, este cea corespunztoare pentru cea mai mare valoare ateptat a efortului normal efectiv.

Figura ..... Condiii de rupereDin relaia dintre parametrii rezistenei la forfecare i efortul principal efectiv, poate fi dedus un anumit punct de rupere. Cazul general cu c' > 0 este reprezentat n figura 4.2, efortul de compresiune fiind considerat ca fiind pozitiv. Coordonatele punctului de tangena sunt f i ' . Unde:

Figura .... Criteriul de rupere Mohr Coulomb

i este unghiul dintre planul teoretic principal i planul de cedare. Este evident c: + 45 + /2Acum:

Prin urmare:

Sau:

Ultimile ecuaii fac referire la criteriul de rupere Mohr Coulomb.Pentru o anumit stare de efort, este evident c datorit faptului c '1 = 1 u i '3 = 3 u, cercurile lui Mohr pentru eforturi totale i efective au acelai diametru, dar centrele lor sunt separate de presiunea corespunztoare a apei din pori u. n mod similar, puncte de efort efectiv maxim i cele de efort total maxim sunt separate de valoarea lui u.Starea de efort, reprezentat n figura 4.2 ar putea fi, de asemenea, definit prin coordonatele punctului P. Coordonatele punctului P sunt 1/2 '1 - '3) i 1/2 '1 + '3), de asemenea, notat cu t' i s', respectiv, tensiunea maxim de forfecare i valoarea efortului principal. Starea de tensiune poate fi exprimat n termeni de efort total. Trebuie remarcat faptul c:

ncercri pentru determinarea rezistenei la forfecareParametrii rezistenei la forfecare pentru un anumit pmnt pot fi determinai prin ncercri de laborator pe probe reprezentative recoltate din pmnt i in situ.Trebuie acordat o atenie deosebit operaiilor de extragere a eantioanelor i celor de stocare i manipulare a probelor nainte de ncercare. Obiectivul este de a pstra structura pmntului existent in-situ i umiditatea natural a pmntului. n cazul argilelor, probele pot fi obinute din eantioane recoltate cu tuuri sau monolii. Se va produce o umflare a a eantioanelor de argil ca urmare a eliberrii sarcinii geologice existente in-situ la cota de la care sunt recoltate.

1. Forfecarea directProba este introdus ntr-o cutie metalic (cunoscut sub numele de caset de forfecare), cu seciunea ptrat sau circular, mprit pe orizontal la jumtatea nlimii. Sunt dispuse plci poroase la partea inferioar i superioar a probei, dac acesta este saturat total sau parial pentru a permite drenajul liber: dac proba este uscat, se pot utiliza plci de metal solid. Caracteristicile eseniale ale aparatului sunt prezentate schematic n figura 4.3. O incrcare vertical (N) este aplicat pe prob prin intermediul unui piston i proba este supunere la un efort de forfecare care este aplicat treptat pe un plan orizontal impus ntre cele dou jumti ale casetei de forfecare. Cele dou pri ale casetei se deplaseaz una fa de alta, fora tietoare (T) fiind msurat odat cu deplasarea de forfecare corespunztoare (l).n mod normal, variaia grosimii (h) a probei este, de asemenea, msurat. Dac grosimea iniial a probei este h0 atunci tensiunea de forfecare poate fi reprezentat de l /h0 i deformaia volumic (v) de h /h0. Sunt ncercate mai multe probe de pmnt, fiecare sub o for vertical diferit, iar valoarea tensiunii de forfecare la rupere este reprezentat n funcie de tensiunea normal pentru fiecare ncercare. Parametrii rezistenei la forfecare se obin dup trasarea dreptei lui Coulomb.

Figura .... Prezentarea schematic a ncercrii de forfecare direct

ncercarea de forfecare direct prezint mai multe dezavantaje, principalul fiind faptul c condiiile de drenare nu pot fi controlate. Cum presiunea apei din pori nu poate fi msurat, poate fi determinat numai efortul total normal, cu toate c acesta este egal cu efortul efectiv normal dac presiunea apei din pori este zero. Doar o aproximare a strii de forfecare pur este produs n prob i tensiunea de forfecare pe planul de rupere nu este uniform, cedarea apare progresiv de la marginile spre mijlocul probei. Aria probei supus efortului de forfecare i celui vertical nu rmne constant pe tot parcursul ncercrii. Avantajele determinrii sunt simplitatea sa i, n cazul nisipurilor, uurina pregtirii probei.

2. ncercarea de compresiune triaxialAceasta este cea mai folosit ncercare pentru determinarea rezistenei la forfecare i este potrivit pentru toate tipurile de pmnt. ncercarea are avantajul c pot fi controlate condiiile de drenaj, care s permit, dac este necesar, consolidarea pmnturilor saturate de permeabilitate redus, ca parte a procedurii de testare precum i msurarea presiunii apei din pori. O prob cilindric, avnd n general un raport lungime / diametru egal cu 2, este utilizat n ncercare i este ncrcat n condiii de simetrie axial n modul prezentat n figura 4.4. Diametre tipice ale probelor folosite sunt de 38 i 100 mm. Principalele caracteristici ale aparatului sunt prezentate n figura 4.5.

Figura . ncrcarea probei n triaxial

Figura . Celula aparatului triaxialBaza circular a aparatului are un postament central pe care este aezat proba, existnd un acces prin piedestalul de drenaj pentru msurarea presiunii apei din pori. Un cilindru de plexiglas, etanat ntre un inel superior i la partea superioar de o celul circular, care formeaz corpul celulei. n partea superioar celula dispune de o buc central prin care trece tija pistonului de ncrcare. Proba este plasat fie pe o piatr poroas fie pe un disc metalic aflat pe piedestalul aparatului. Un piston de ncrcare este dispus la partea superioar a probei care este introdus ntr-o membran de cauciuc. n cazul ncercrii nisipurilor, proba trebuie pregtit n interiorul unei membran de cauciuc rigid care se dispune n jurul piedestalului. O presiune negativ redus este aplicat n apa din pori pentru a menine stabilitatea probei presiune care este ndeprtat nainte de aplicarea presiunii radiale. Proba este supus unei presiuni pe toate direciile prin intermediul lichidului din celul, i , dac este necesar, este permis s aib loc consolidarea dup care sarcina axial de compresiune este crescut treptat prin intermediul pistonului pn pn la ruperea probei care are loc, de obicei, de obicei, dup un plan nclinat. Sarcina este msurat cu ajutorul unui inel dinamometric sau de un traductor de presiune montat n interiorul sau n exteriorul celulei. Sistemul de aplicare a presiunii pe pacursul ncercrii trebuie s fie capabil s compenseze schimbrile de presiune cauzate de pierderile de lichid din celul sau cauzate de schimbarea de volum a probei. n ncercarea triaxial, consolidarea are loc n trepte egale de efort total normal. n aceste condiii deformaia lateral a probei nu este egal cu zero n timpul consolidrii. Disiparea excesului de presiune a apei din pori are loc din cauza drenajului prin discul poros aflat la partea inferioar (sau superioar) a probei. Apa drenat este dirijat spre exterior, permind msurarea volumului de ap drenat din prob. Presiunea radial este considerat a fi efortul principal minim i suma presiunilor pe tot parcursul aplicarii efortului axial, ca efort principal maxim, acceptnd faptul c nu exist eforturi de forfecare la suprafaa probei. Efortul axial aplicat este astfel denumit diferena principal de efort (de asemenea, cunoscut sub numele de efort deviator). Efortul intermediar principal este egal cu efortul principal minim, de aceea, condiiile de efort la rupere pot fi reprezentate de cercul lui Mohr. Dac mai multe probe sunt ncercate, fiecare sub o valoare diferit a presiunii radiale, anvelopa cedrii poate fi trasat i parametrii rezistenei la forfecare pentru pmnt pot fi determinai. n calculul diferenei de efort principal, trebuie luat n considerare faptul c suprafaa seciunii transversale medie (A) a probei nu rmne constant pe tot parcursul ncercrii. Dac seciunea transversal iniial a probei este A0 i volumul iniial este V0, dac volumul probei scade n timpul ncercrii,

unde v este deformaia volumic (V/V0) i o este deformaia axial (l/l0).n cazul pmnturilor saturate schimbarea de volum V este, de obicei, determinat prin msurarea volumului de ap din pori ce dreneaz din prob. Modificarea lungimii axiale l corespunde cu deplasarea pistonului de ncrcare, care poate fi msurat cu un microcomparator.Interpretarea de mai sus a condiiilor de efort n ncercarea triaxial este aproximativ. Eforturile principale ntr-o prob cilindric sunt, de fapt, axiale, radiale i eforturi circumfereniale, z, r i respectiv , , aa cum se prezint n figura 4.6, iar starea de efort de-a lungul modelului este static nedeterminat.

Figura .... Efortul axial, radial i circumferenialDac se presupune c r = nedeterminarea este depit i r devine constant, egal cu efortul radial la marginea probei. n plus, condiiile de solicitare din prob nu sunt uniforme din cauza frecrii produse cu pistonul de ncrcare i piedestal, acest lucru conduce la apariia de zone moarte la fiecare capt al probei. Deformarea neuniform a probei poate fi eliminat n mare msur prin ungerea suprafeelor de capt. S-a artat, totui, c deformarea neuniform nu are nici un efect semnificativ asupra rezistenei msurate a pmntului, cu condiia ca raportul lungime / diametru al epruvetei s nu fie mai mic de 2.

Msurarea presiunii apei din poriPresiunea apei din pori ntr-o prob triaxial poate fi msurat astfel nct s se permit ca rezultatele s fie exprimate n termeni de efort efectiv. Presiunea apei din pori este msurat n mod normal, prin intermediul unui traductor de presiune electronic. O schimbare a presiunii produce o mic deviere a diafragmei traductorului. Conexiunea dintre prob i traductor trebuie s fie umplut cu iar sistemul trebuie s suporte o modificare de volum neglijabil sub presiune.

Tipuri de determinriSunt posibile numeroase variante ale procedurii de ncercare cu aparatul triaxial dar cele trei tipuri principale de testare sunt urmtoarele:1. Neconsolidat-nedrenat. Proba este supus unei presiuni radiale dup care se aplic imediat efortul deviator, fr a permite drenajul n nici o etap a ncercrii.2. Consolidat - nedrenat. Drenajul probei este permis sub o anumit presiune radial pe tot parcursul ncercrii pn ce consolidarea este complet, diferena de efort principal este apoi aplicat fr a mai permite drenajul. Msurarea presiunii apei din pori poate fi fcut n timpul etapei nedrenate a ncercrii.3. Consolidat - drenat. Drenajul probei este permis sub o anumit presiune radial pn la consolidarea complet se aplic efortul deviator cu o vitez suficient de mic , cu drenaj nc permis, pentru a se asigura c excesul de presiune a apei din pori se menine la zero.Parametrii rezistenei la forfecare determinai cu ajutorul procedurilor de ncercare prezentate mai sus sunt relevani numai n situaiile n care condiiile de drenaj in situ corespund condiiilor de ncercare. Rezistena la forfecare a unui pmnt n condiii nedrenate este diferit de cea n condiii drenate. Rezultatele ncercrii nedrenate pot fi exprimate n termeni de efort total n cazul pmnturilor complet saturate cu permeabilitate sczut, parametrii rezistenei la forfecare fiind notai cu cu si U. Rezistena la forfecare drenat este exprimat n termeni de efort efectiv ca fiind c' i '. Cel mai important parametru n practic este viteza la care se realizeaz modificrile efortului total (ca urmare a operaiunilor de execuie a construciei) n ceea ce privete viteza de disipare a excesului presiunii apei din pori, care la rndul su este legat de permeabilitatea pmntului. Condiiile nedrenate se aplic n cazul n care nu s-a produs o scdere semnificativ a efortului total, fenomenul poate avea loc n cazul n pmnturilor cu permeabilitate redus, cum ar fi argilele, imediat dup finalizarea construciei. Condiiile drenate se aplic n situaiile n care excesul de presiune a apei din pori este zero, acest situaie este ntlnit n cazul n pmnturilor cu permeabilitate redus dup consolidarea complet i ar reprezenta situaia existent dup o lung perioad de timp, poate chiar mai muli ani, de la finalizarea construciei. Situaia drenat va fi, de asemenea, relevant n cazul n care viteza de disipare a presiunii apei din pori a fost n concordan cu viteza de schimbare a efortului total, acest lucru se ntlnete n cazul pmnturilor cu permeabilitate ridicat, cum ar fi nisipurile. Prin urmare, situaia drenat este relevant pentru nisipuri att imediat dup execuia construciei ct i pe termen lung. Numai dac au existat schimbri extrem de rapide n starea de efort total (de exemplu, ca urmare a unei explozii sau a unui cutremur), este relevant pentru un nisip starea nedrenat. n anumite situaii, condiia de parial drenat poate exista la terminarea unei construcii, probabil din cauza unei perioade de execuie foarte lung sau pmntul n cauz prezint o permeabilitate intermediar. In astfel de cazuri presiunea n exces a apei din pori trebuie estimat dup care se calculeaz rezistena la forfecare funcie de eforturile efective. ncercarea de forfecare cu aparatul cu palete (vane shear test)Acest ncercare este folosit pentru determinarea in situ a rezistenei la forfecare nedrenate pe argile intacte, complet saturate, ncercarea nu este indicat pentru alte tipuri de pmnturi. Aceast ncercare este foarte indicat, n special, pentru argilele moi, rezistena la forfecare a acestora n laborator putnd fi modificat n mod semnificativ de procesul de recoltare a eantioanelor i de manipularea ulterioar. n general, acest ncercare este folosit pentru argile cu rezistena la forfecare nedrenat mai mic de 100 KPa. Acest determinare poate da rezultate eronate n cazul n care n stratul de argila exist microstraturi de nisip sau praf.Instalaia const dintr-o palet din oel inoxidabil (figura 4.7) cu patru lamele subiri dreptunghiulare, dispus la captul unei tije din oel de nalt rezisten. Lungimea paletei este egal cu de dou ori limea sa total, dimensiunile tipice fiind 150mm x 75mm i 100mm x 50mm. De preferin diametrul tijei nu trebuie s depeasc 12,5 mm.

Figura . Aparatul de forfecare cu palete

Paleta i tija sunt introduse n pmnt sub partea inferioar a unei guri de foraj la o adncime de cel puin trei ori diametrul gurii de foraj, fiind necesar introducerea paletelor n teren s se fac fr perturbri apreciabile ale pmntului. DEterminrile pot fi de asemenea efectuate n argile moi, fr a se realiza un foraj, ci prin penetrarea direct a paletei n teren pn la adncimea necesar. Se aplic un moment de torsiune treptat la captul superior al tijei cu ajutorul unui echipament adecvat pn n momentul forfecrii pmntului datorit rotaiei paletei. Forfecarea are loc pe suprafaa i marginile unui cilindru avnd un diametru egal cu limea paletei. Viteza de rotire a paletei trebuie s fie n intervalul de 6-12 pe minut. Rezistena la forfecare se calculeaz din expresia:

unde T este valoarea cuplului de forfecare, d limea total a paletelor i h lungimea paletelor.Totui, rezistena la forfecare pe suprafaa vertical cilindric poate fi diferit de cea n lungul celor dou suprafee de capt orizontale, ca urmare a anizotropiei. Dac, dup ncercarea iniial, paleta este rotit cu vitez mare executnd mai multe rotaii pmntul va deveni remodelat i poate fi determinat rezistena la forfecare n aceast stare, dac este necesar.

Rezistena la forfecare a nisipurilor

Caracteristicile de rezisten la forfecare ale unui nisip pot fi determinate din rezultatele ncercrilor de forfecare, fie forfecare directe fie ncercri triaxiale drenate. Numai rezistena la forfecare drenat a unui nisip este n mod normal relevant n practic. Caracteristicile nisipurilor uscate i saturate sunt n general aceleai, cu condiia ca presiunea n exces a apei din pori s fie zero, n cazul nisipurilor saturate. Curbele tipice legate de efortul i deformaia de forfecare pentru probe de nisip iniial dense sau afnate rezultate din ncercri de forfecare direct sunt prezentate n figura 4.8 (a). Curbele similare sunt obinute n urma ncercrilor de compresiune triaxial drenat. ntr-un nisip dens exist un grad considerabil de apropiere ntre particule. n general, gradul de apropiere este mai mare n cazul de nisipuri foarte dense, constnd din particule unghiulare. Curba caracteristic efort deformaie pentru un nisip iniial dens prezint un efort maxim la o presiune relativ sczut i, ulterior, funcie de ndesare acesta este depit progresiv, efortul scade pe msur ce presiunea crete. Reducerea gradului de ndesare produce o cretere a volumului probei n timpul forfecrii caracterizat prin relaia, prezentat n figura 4.8 (c), ntre deformaia volumic i deformaia de forfecare n ncercarea de forfecare direct. n ncercarea triaxial drenat s-ar obine o relaie similar ntre deformaia volumic i deformaia axial.Schimbarea de volum este de asemenea evideniat n ceea ce privete variaia indicelui porilor (e) Figura 4.8 (d). n final proba ar deveni suficient de afnat pentru a permite particulelor s se deplaseze n jurul particulelor nvecinate, fr nici o alt schimbare de volum i tensiunea de forfecare ajunge la o valoare final.Dilatana este un termen folosit pentru a descrie creterea volumului unui nisip dens n timpul forfecrii iar viteza de dilatare poate fi reprezentat de gradientul dV / d, viteza maxim corespunztoare efortului de vrf. Unghiul de dilatan () este tan-1 (dV / d).Conceptul de dilatan poate fi ilustrat n contextul forfecrii directe. n timpul forfecrii unui nisip dens planul de forfecare este orizontal, dar alunecarea dintre particulele individuale are loc n numeroase plane microscopice nclinate la diferite unghiuri fa de orizontal, deoarece particulele se deplaseaz n sus fa de particulele nvecinate.

Figura .. Caracteristicile rezistenei la forfecare a nisipurilor

Unghiul de dilatare reprezint o valoare medie a acestui unghi pentru proba n ansamblu. Placa de ncrcare a aparatului este astfel mpins n sus. Pentru un nisip dens unghiul maxim de rezistent la forfecare ('max) determinat de tensiunile de vrf (figura 4.8 (b)) este semnificativ mai mare dect unghiul de frecare real () dintre suprafeele particulelor individuale, diferena reprezentnd efortul necesar pentru a depi ndesarea i pentru rearanjarea particulelor.n cazul nisipului iniial afnat nu exist o concentrare semnificativ a particulelor care trebuiedepit i efortul de forfecare crete treptat pn la o valoare final, fr a exista n prealabil un vrf, nsoit de o scdere a volumului. Valorile finale ale efortului i indicile porilor pentru probele dense i afnate, la aceleai valori ale efortului normal la ncercarea la forfecare direct sunt, n esen egale dup cum este prezentat n figurile 4.8 (a) i (d). Astfel, la final forfecarea are loc la volum constant, unghiul corespunztor de rezisten la forfecare a fi notat 'cv (sau 'crit). n practic parametrul ' max, care este o valoare tranzitorie, trebuie folosit numai pentru situaiile n care se poate presupune c deformaia va rmne semnificativ mai mic dect cea corespunztoare efortului de vrf. n cazul n care, cu toate acestea, deformaia probabil depete deformaia corespunztoare efortului de vrf atunci ar trebui s fie utilizat 'cv.O metod alternativ de reprezentare a rezultatelor ncercrii de forfecare direct este de a prezenta raportul eforturilor / ' funcie de deformaia de forfecare. Reprezentarea a trei ncercri pe trei probe de nisip, avnd acelai indice al porilor iniial, sunt prezentate n figura 4.8 (e), valorile eforturilor normale efective (') fiind diferite pentru fiecare ncercare. Probele au fost etichetate A, B i C, efortul efectiv obiinut fiind cel mai mic n cazul ncercrii A i cel mai mare n cazul ncercrii C. Variaia indecelui porilor raportat la deformaia de forfecare sunt prezentate n figura 4.8 (f).n practic, ncercarea de laborator pe nisipuri nu este fezabil, datorit problemelor legate de recoltarea probelor netulburate i de meninere a acestora netulburate, n aparatul de ncercare. Dac este necesar, determinrile pot fi efectuate pe probe reconstituite n aparatul de forfecare la densiti adecvate, dar structura in-situ este puin probabil s fie reprodus. ndrumri cu privire la valorile corespunztoare ale parametrilor ' max si ' CV sunt date n anumite coduri de proiectare. n cazul nisipurilor dense sa demonstrat c valoarea ' max n condiii de tensiune plan poate fi cu 4 sau 5 mai mari dect valoarea corespunztoare obinut prin ncercri triaxiale convenionale. Creterea, n cazul nisipurilor afnate este neglijabil.

Rezistena la forfecare a argilelor saturateConsolidare izotrop

Dac o prob argil saturat este lsat s se consolideze n aparatul triaxial un an sub o presiune radial, fiind permis un timp suficient ntre treptele succesive de ncrcare pentru a asigura o consolidare complet, poate fi obinut relaia dintre indicile porilor (e) i efortul efectiv ( '3 ). Relaia dintre indicile porilor i efortul efectiv depinde de istoricul ncrcrii probei de argil. n cazul n care efortul efectiv existent este maximul la care argila a fost vreodat supus, argila este considerat a fi normal consolidat. Dac, ns, efortul efectiv la un moment dat n trecut a fost mai mare dect valoarea actual, argila este considerat a fi supraconsolidat. Valoarea maxim a efortului efectiv din trecut mprit la valoarea curent este definit ca fiind raportul de supraconsolidare (OCR). O argil normal consolidat prezint, astfel, un raport supraconsolidare egal cu unu, o argil supraconsolidat, are un raport supraconsolidare mai mare dect unu. Supraconsolidarea este de obicei rezultatul unor factori geologici, de exemplu, suprancrcarea din eroziune, topirea calotelor glaciare dup glaciaie i creterea permanent a pnzei freatice. Relaia caracteristic dintre e i '3 este prezentat n figura 4.9. AB este curba pentru o argil n starea normal consolidat. n cazul n care, dup consolidare n punctul B efortul efectiv este mic, argila se va umfla sau extinde i relaia va fi reprezentat de curba BC. n timpul consolidrii de la A la B, vor avea loc continuu modificri n structura pmntului, dar argila nu revine la structura sa iniial n timpul umflrii. O argil existente ntr-o stare reprezentat de punctul C este n prezent supraconsolidat, raportul de supraconsolidare fiind efortul efectiv n punctul B, mprit la cel din punctul C.

Figura .. Consolidarea izotrop

n cazul n care efortul efectiv este din nou crescut curba de consolidare este CD, cunoscut sub numele de curb de recompresie, n cele din urm devenind continuarea curbei de consolidare normal AB. Un stat reprezentat de un punct situat la dreapta a curbei de consolidare normal este imposibil.

Rezistena nedrenatn principiu, ncercarea triaxial neconsolidat-nedrenat permite a fi stabilit rezistena nedrenat a argilei n starea netulburat. Atunci cnd o prob de argil saturat este plasat pe piedestalul celulei triaxiale presiunea iniial a apei din pori este negativ din cauza tensiunii capilare. Dup aplicarea unei presiuni radiale tensiunile din prob rmn neschimbate, deoarece, pentru un pmnt complet saturat n condiii nedrenate, orice cretere a rezultatelor de presiune radial se transform ntr-o cretere egal a presiunii apei din pori. Presupunnd c mai multe probe cu acelai porozitate i compoziie, sunt supuse la ncercri neconsolidate-nedrenate, fiecare la o valoare diferit a presiunii radiale, trebuie s rezulte, prin urmare, n valori egale ale efortului principal de rupere.Rezultatele sunt exprimate n termeni de efort total aa cum se arat n figura 4.10, dreapta intrinsec fiind orizontal, adic u = 0, iar rezistena la forfecare este dat de cu f = cu

Figura . ncercarea triaxial neconsolidat nedrenat pentru argile saturate

n cazul n care tangenta comun la cercurile lui Mohr obinut din mai multe determinri nu este orizontal, atunci concluzia este c a existat o reducere indicelui porilor n timpul ncercrilor, datorit prezenei aerului n goluri, adic proba nu a fost complet saturat de la nceputul ncercrii. O alt cauz ar putea fi existena unei cantiti de aer ntre prob i membrana care mbrac proba.Pentru argilele normal consolidate rezistena nedrenat crete liniar odat cu creterea efortului vertical efectiv 'v (de exemplu, odat adncimea dac nivelul apei este de la suprafa); aceasta este comparabil cu variaia lui cu cu '3 (Figura 4.11) n ncercrile triaxiale consolidate-nedrenate.

Figura .... ncercarea triaxial consolidatnedrenat : variaia rezistenei cu presiunea de consolidare Urmtoarele corelaia dintre cu / 'v i indicele de plasticitate (IP) pentru argile normal consolidate, a fost propus de Skempton:

ncercarea neconsolidat-nedrenat i partea neconsolidat a ncercrii consolidate-nedrenate poate fi realizat rapid (cu condiia msurrii presiunii apei din pori), ncercarea fiind realizat n mod normal ntr-o perioad de 10-15 min. De remarcat faptul c argilele in situ au fost consolidate n condiii de deformaie lateral zero, eforturile efective verticale i orizontale fiind inegale, adic argila a fost consolidat anizotrop.Rezistena nedrenat a argilelor moi i tari netulburate poate fi msurat in situ cu ajutorul ncercrii cu palete. Cu toate acestea, Bjerrum [5] a prezentat dovezi c rezistena nedrenat msurat prin ncercarea cu palete este n general mai mare dect rezistena medie mobilizat de-a lungul unei suprafee de cedare ntr-o situaie dat. Discrepana sa dovedit a fi mai mare, cu ct indicele de plasticitate al argilei este mai mare. Cedarea n aparatul de forfecare cu palete are loc n decurs de cteva minute, n timp ce ntr-o situaie normal de solicitri ncrcrcrile sunt aplicate de obicei pe o perioad de cteva sptmni sau luni. Un factor secundar poate fi considerat i anizotropia. Bjerrum a prezentat un factor de corecie () funcie de indicele de plasticitate, aa cum se arat n figura 4.12, rezistena la forfecare obinut cu aparatul de forfecare cu palete este nmulit cu un factor funcie de eforturile in situ.

Figura ... Factor de corecie pentru rezistena la forfecare nedrenat msurat cu aparatul de forfecare cu palete. (Dup Bjerrum [5].)

Argila poate fi clasificat n funcie de rezistena la forfecare nedrenat ca n tabelul 4.1.

Tabelul ...... Clasificarea argilelor funcie de rezistena nedrenatConsistenaValoarea rezistenei nedrenate (KPa)

Tare> 300

Foarte rigid150 - 300

Rigid75 - 150

Ferm40 - 75

Moale20 - 40

Foarte moale< 20

Sensibilitatea argilelorUnele argile sunt foarte sensibile la remodelare, suferind pierderi considerabile de rezisten dac structura lor natural a fost deranjat sau distrus. Sensibilitatea unui argile se definete ca raportul dintre rezistena nedrenat n stare netulburat i rezistena nedrenat, la aceiai umiditate, n stare remodelat. Remodelarea n scopul testrii este n mod normal impus de procesul de frmntare. Sensibilitatea majoritii argilelor este cuprins ntre 1 i 4. Argilele cu sensibiliti cuprinse ntre 4 i 8 sunt menionate ca sensibile i cele cu sensibiliti cuprinse ntre 8 i 16 ca foarte sensibile. Sensibilitatea unor argile poate fi de ordinul 100.

Exemplul 1Urmtoarele rezultate au fost obinute din ncercarea de forfecare direct pe probe de nisip compactat la densitatea in situ. S se determine valoarea parametrului rezistenei la forfecare '.

Efort normal (kN/m2 50 100 200 300Rezistena la forfecare (kN/m2) 36 80 154 235

ntr-o mas de acest nisip cedarea ar avea loc ntr-un plan n cazul n care tensiunea de forfecare este 122kN/m2 i efortul normal efectiv ar fi 246 kN/m2 ?

Dreapta intrinsec

Valorile eforturilor de forfecare la rupere sunt reprezentate grafic fa de valorile corespunztoare ale eforturilor normale, aa cum se prezint n figur. Dreapta intrinsec este indicat pentru a reprezenta punctele grafic, n acest caz, o linie dreapt ce trece prin origine. Valoarea ' poate fi msurat direct i este de 38.Starea de efort = 122kN/m2, ' = 246 kN/m2 se situeaz sub dreapta de cedare, i, prin urmare, nu ar produce cedarea.

Exemplul 2Rezultatele prezentate n Tabelul 2 au fost obinute la forfecare ntr-o serie de ncercri triaxiale pe probe de argil saturat cu diametrul iniial de 38mm i lungimea de 76mm. S-au determinat valorile parametrilor rezistenei la forfecare, cu privire la (a) efortul total i (b) efortul efectiv.Diferena principal a efortului de forfecare n fiecare incercare se obine prin mprirea forei axiale la suprafaa seciunii transversale a epruvetei la rupere (Tabelul 4.3). Aria seciunii transversale corectate se calculeaz din ecuaia: . Valorile iniiale ale lungimii, suprafeei i volumului pentru fiecare prob sunt: l0 = 76mm; A0 = 1135mm2; V0 =86 x 103 mm3

Cercurile lui Mohr de cedare i dreptele intrinseci corespunztoare pentru ambele serii de determinri sunt prezentate n figura 4.18. n ambele cazuri dreapta intrinsec este linia cea mai apropiat de o tangent comun a cercurilor lui Mohr. n total parametrii de efort, care reprezint rezistena nedrenat a argilei, sunt:Cu = 85 Kpa; u = 0

Tabel ..... Tipul ncercriiPresiunea radial (KP a)ncrcarea axial (N)Deformaia axial mmVariaia volumului

aNedrenat2002229,83-

40021510,06-

60022610,28-

bDrenat20040310,816.6

40084812,268,2

600126514,179,5

Tabel ....3(KPa)l/l0V/V0Ariamm21 - 3KPa1KPa

a2000,1291304170370

4000,1321309164564

6000,1351312172772

b2000,1420.0771222330530

4000,1610,09512256911091

6000,1860,110124010201620

Figura .......Parametrii efortului efectiv, care reprezint rezistena drenat a argilei, sunt:c' = 0; ' = 27

Rezistena rezidualn ncercarea triaxial drenat, majoritatea argilelor ar prezenta n final o scdere a rezistenei la forfecare odat cu creterea incrcrii dup ce rezistena maxim a fost atins. Cu toate acestea, n testul triaxial exist o limit a ncrcrii care poate fi aplicat pe prob. Metoda cea mai satisfctoare de investigare a rezistenei la forfecare a argilelor la sarcini mari este prin intermediul aparatului de forfecare inelar [3, 8], un aparat de forfecare direct inelar. Proba inelar (Figura 4.24 (a)) este forfecat, sub un efort normal, dup un plan orizontal prin rotirea unei jumti din aparat n raport cu cellalt jumtate; ne existnd nici o restricie cu privire la mrimea deplasrii prin forfecare ntre cele dou jumti ale probei.

Figura .... (a) testul cu inelul de forfecare; (b) rezistena rezidual

Viteza de rotaie trebuie s fie suficient de mic pentru a se asigura c proba rmne ntr-o stare drenat. Eforturi de forfecare, care se calculeaz din aplicarea unui cuplu de fore, este reprezentat grafic n raport cu deplasarea prin forfecare aa cum se arat n figura 4.24 (b). Rezistena la forfecare este mai mic dect valoarea de vrf i argila ntr-o zon ngust adiacent cu planul de cedare se va nmuia i va ajunge la starea critic. Cu toate acestea, din cauza ncrcrii neuniforme n prob, punctul exact pe curba corespunztoare strii critice este incert. Prin continuarea deplasrii prin forfecare rezistena la forfecare continu s scad, sub valoarea critic, i n cele din urm ajunge la o valoare rezidual cu o deplasare relativ mare.Structura original a pmntului n zona de forfecare este distrus, ca urmare a reorientrii particulelor. Prin urmare poate fi utilizat n aparatul de forfecare inelar o prob remodelat, dac este necesar determinarea numai a rezistenei reziduale (i nu rezistena de vrf).Rezultatele mai multor determinri, n cadrul unui interval de valori de efort normal, permit s fie obinute att rezistena de vrf ct i de rezisten rezidual, parametrii rezistenei reziduale n termeni de efort efectiv fiind notai c'r i 'r. Rezistena rezidual poate fi exprimat ca:r = 'f tan 'r Capacitatea portant a terenuluiProiectarea fundaiilor

Fundaia este acea parte dintr-o structur care transmite sarcinile direct la pmntul pe care reazem. Dac un strat de pmnt de suprafa este capabil de a prelua n mod adecvat sarcinile structurale este posibil s se utilizeze fundaii de suprafa, acestea fiind denumite, n general i fundaii de mic adncime. Pentru proiectarea fundaiilor exist dou abordri posibile, dup cum urmeaz:(1) Metoda efortului admisibil care folosete un factor unic de siguran pentru a ne asigura c presiunea transmis de o fundaie este semnificativ mai mic dect valoarea care ar provoca cedarea prin forfecare a terenului care o susine. Un factor relativ mare de 2 pn la 3 este acceptat pentru a nu exista incertitudinicu privire la condiiile de teren i pentru a exista sigurana c tasrile nu vor fi excesive. Capacitatea portant admis (qa) este definit ca presiunea maxim care poate fi aplicat pe pmnt, astfel nct este asigurat un factor de siguran corespunztor n cazul cedrii prin forfecare i c tasrile (n special tasarea diferenial) nu cauzeaz daune inacceptabile pentru sigurana n exploatare a structurii. (2) Metoda strilor limit, pe care se bazeaz Eurocod 7 (EC7), care are ca scop asigurarea c toate cerinele de performan relevante sunt ndeplinite n toate circumstanele imaginabile. Strile limit ultime sunt concepute pentru evitarea colapsului sau producerea de pagube majore. Strile limit de serviciu au ca scop evitarea tasrilor inacceptabile, care ar putea da natere la pagube minore n acest scop, proiectarea se bazeaz pe factori pariali de siguran care sunt aplicai n permanent sarcinilor caracteristice i sarcinilor variabile, denumite n continuare parametrii aciuni, i ale terenului, denumite n continuare proprietile terenului. Fiecare aciune se nmulete cu un factor parial adecvat i fiecare proprietate a terenului este mprit cu un factor corespunztor. Marja de siguran provine astfel din dou surse. Urmtoarele stri limit trebuie s fie luate n considerare, dup caz. Trebuie s fie ndeplinite att strile limit ultime ct i starea limit de serviciu.Stri limit ultime:(EQU); pierderea echilibrului structurii sau terenului, considerat ca un corp solid, n care rezistenele materialelor structurii i ale terenului nu aduc o contribuie important la asigurarea rezistentei (STR); cedarea intern sau deformaia excesiv a structurii sau elementelor de structur, cum sunt de exemplu tlpile de fundaie, piloii sau pereii de subsol, n care rezistena materialelor structurii contribuie semnificativ la asigurarea rezistenei (GEO); cedarea sau deformaia excesiv a terenului, n care rezistena pmnturilor sau a rocilor contribuie n mod semnificativ la asigurarea rezistenei (UPL); pierderea echilibrului structurii sau terenului provocat de subpresiunea apei (presiunea arhimedic), sau de alte aciuni verticale (HYD); cedarea hidraulic a terenului, eroziunea intern i eroziunea regresiv n teren, sub efectul gradienilor hidraulici

Starea limit de exploatare normal Verificarea pentru strile limit de exploatare normal. n teren sau ntr-o seciune, element sau mbinare a structurii, trebuie fie s urmreasc ndeplinirea condiiei:Ea < Cd, n mod normal este indicat s se dea valoarea 1.0 coeficienilor pariali pentru strile limit ale exploatrii normale.Trebuie luate n considerare deplasrile produse de aciuni aspra fundaiei.Calculele tasrilor trebuie s se refere att la tasarea imediat ct i la tasarea pe termen lung. La calculul tasrilor n pmnturi saturate parial sau total, este indicat s se considere trei componente ale tasrii dup cum urmeaz:s0: tasarea imediat; pentru pmnturile saturate, datorit deformaiei de lunecare sub volum constant i pentru pmnturile parial saturate datorit att deformaiilor de lunecare ct i reducerii de volum; s1: tasarea datorat consolidrii; s2: tasarea datorat curgerii lente.In cazul fundaiilor rigide, se poate admite o distribuie liniar a presiunii de contact. Se poate utiliza un calcul mai detaliat al interaciunii teren-structur, pentru a justifica o proiectare mai economic.

Trei cazuri de proiectare sunt descrise n EC7. Cazul A se refer la situaii n care stabilitatea este reglementat de greutatea structurii, cu proprietile de baz, cum ar fi forfecarea fiind relativ nesemnificative. Un exemplu este ridicarea unei fundaii din cauza presiunii hidrostatice. n acest caz, greutatea este o aciune favorabil permanent la care se aplic un factor parial de 0,95 n timp ce fora hidraulic este o aciune variabil nefavorabil la care se aplic un factor parial de 1,50. Un alt exemplu este rsturnarea unui zid de sprijin. Cazul B se refer la situaii de incertitudine n ceia ce privete aciunile permanente i variabile nefavorabile n care factorii pariali au valori de 1,35 i respectiv 1,50 n timp ce proprietile de baz sunt neafectate. Acest caz este relevant n mod normal pentru proiectarea structural de fundatiilor si peretilor de sprijin. Cazul C Se ocup de cu situaiile n care valorile proprietilor terenului sunt incerte, prin urmare, factorii pariali supraunitari se aplic la parametrii relevani ai pmntului. Pentru parametrii c' i tan' factorii de siguran pariali au valori de 1,60 i respectiv 1,25. n acest caz, un factor unitar este aplicat la ambele aciuni permanente favorabile i nefavorabile i un factor de 1.30 la aciuni variabile. n toate cazurile, aciunile favorabile variabile nu sunt luate n considerare i anume factorul parial este zero. Cazul C este n mod normal critic n determinarea dimensiunilor fundaiilor, n cazul pereilor de sprijin i n analiza stabilitii pantelor. Pentru calculele de tasare toi factori parial sunt egali cu 1.00. Rezistenele materialelor care sunt utilizate n proiectarea la stri limit sunt n concordan cu rezistenele materialelor folosite n construcii. Depirea rezistenei la forfecare (i alte stri ultime) trebuie verificat att n Cazul B ct i n cazul C. Ambele condiii nedrenate i drenate se verific n cazul argilelor, cu toate c starea nedrenat este de obicei critic.

Pericolul tasrilorDegradrile cauzate de tasri pot fi clasificate ca arhitecturale, funcionale sau structurale. n cazul structurilor pe cadre, daunele din tasare sunt de obicei limitate la placaje i finisaje (de exemplu, daune arhitecturale). In unele cazuri, structurile pot fi proiectate i executate astfel nct un anumit grad de micare poate fi acceptat fr a se produce deteriorri. In alte cazuri, un anumit grad de fisurare poate fi inevitabil. Distorsiunea unghiular (cunoscut sub numele de rotaie relativ) ntre dou puncte din cadrul unei structuri este egal cu tasarea diferenial ntre puncte mprit la distana dintre ele. Nici un prejudiciu s-a observat n cazul n care distorsiunea unghiular a fost mai mic de 1/300: pentru fundaii izolate, aceast valoare corespunde aproximativ la o tasare maxim de 50mm pentru nisipuri i de 75mm pentru argile. Se recomand ca limita de siguran pentru a evita apariia de crpturi n panourile pereilor structuri trebuie s fie de 1/500. n cazul pereilor portani zidrie de criteriile recomandate depind de raportul lungime-nlime al cldirii. Abordarea de mai sus pentru limitarea tasrilor este empiric i este destinat pentru structurile simple. Un criteriu mai fundamentat este cel legat de limitarea eforturilor de ntindere la care fisuri vizibile apar ntr-un anumit material. n mod ideal conceptul de limitare al eforturilor de ntindere trebuie utilizat n asociere cu o analiz a eforturilor n elastic cu ajutorul unui model simplu idealizt al structurii, inclusiv a fundaiilor.

Categorii geotehniceProblemele legate de fundaii i problemele geotehnice n general, pot fi mprite n trei categorii legate de dezvoltarea cercetrii terenului de fundare i procedura de proiectare n funcie de categoria n cauz. Categoria geotehnic 1 se refer de obicei la structurile relativ mici i simple (de exemplu cu 1-2 etaje), pentru care sunt cunoscute condiiile de teren (confirmate prin proceduri simple, cum ar fi gropi de ncercare), din experien sau nu exist straturi afnate sau compresibile i nu exist probleme semnificative legate de ap subteran. Proiectarea se bazeaz n mod normal pe experien iar calculele de stabilitate i de tasare nu sunt de obicei necesare.Categoria geotehnic 2 cuprinde fundaiile de suprafa sau de adncime pentru structurile convenionale, poduri, ziduri de sprijin i diguri pentru care exist un risc mare privind condiiile de ncrcare neobinuite i condiiile de teren dificile. Detaliile cu privire la condiiile de teren sunt determinate de procedurile de investigaie de rutin, cum ar fi puuri, plus ncercri de teren si de laborator. Condiii dificile privind apa subteran nu ar trebui s apar n timpul sau dup execuie. Proiectarea implic n mod normal calcule de stabilitate i de tasare de rutin.Categoria geotehnic 3 cuprinde fundaii de suprafa i de adncime pentru structuri relativ mari sau neobinuite, spturi adnci i diguri care implic un risc anormal i / sau condiii de teren extrem de dificile (inclusiv condiiile subterane). Este necesar extinderea investigaiilor de teren completate de ncercri pe teren i de laborator i necesit n unele cazuri utilizarea unor tehnici avansate. Proiectarea necesit, de obicei, calcule extinse de stabilitate i de tasare, care implic de multe ori utilizarea metodei elementului finit.

Capacitatea portant ultimCapacitatea portant ultim este definit ca presiunea care ar provoca depirea rezistenei la forfecare a terenului de sub fundaie sau adiacent fundaiei.Au fost identificate trei moduri distincte de cedare i acestea sunt ilustrate n Figura 8.1 n caz de cedare prin forfecare general, suprafee de cedare continue se dezvolt la marginile fundaiei i suprafaa pmntului arat ca n figura 8.1. Pe msur ce presiunea crete fa de valoarea QF starea de echilibru plastic este atins iniial n pmnt n jurul marginilor fundaiei, apoi se extinde treptat n jos i spre exterior. n cele din urm starea de echilibru plastic se dezvolt de-a lungul terenului deasupra suprafeelor de cedare. Ridicarea suprafeei terenului are loc pe ambele pri ale fundaiei n mod egal, dei micarea final de alunecare va avea loc doar pe o parte, nsoit de nclinarea fundaiei. Acest mod de cedare este tipic a pmnturilor cu compresibilitate sczut (adic pmnturilor dense sau rigide) i curba de presiune-tasare este de forma general prezentat n figura 8.1, capacitatea portant final fiind bine definit. n modul de cedare prin forfecare local exist o comprimare semnificativ a terenului sub fundaie i doar dezvoltarea parial a strii de echilibru plastic. Suprafeele de cedare, prin urmare, nu ajung la suprafaa terenului i are loc doar o uoar umflare a terenului din jurul fundaiei.

Figura . Modele de rupere: (a) cedarea general la forfecare, (b) cedarea local(c) cedarea prin puansonare.

Cedarea prin forfecare local este asociat cu pmnturile de compresibilitate ridicat i, dup cum se indic n figura 8.1, se caracterizeaz prin apariia de tasri relativ mari (ceea ce ar fi inacceptabile n practic) i faptul c capacitatea portant final nu este clar definit. Starea de cedare prin forfecare apare atunci cnd exist tasri relativ mari ale terenului de sub fundaie, nsoite de forfecarea pe direcia vertical n jurul marginilor fundaiei. n acest caz nu exist nici o ridicare a suprafeei terenului situat lateral fundaiei i nici a nclinare a fundaiei. Tasrile relativ mari sunt, de asemenea, o caracteristic a acestui mod de cedare i capacitatea portant final nu este bine definit. n cazul cedrii prin puansonare forfecare va avea loc ntr-un pmnt de compresibilitate redus n cazul n care fundaia este situat la adncime considerabil. Problema capacitii portante poate fi considerate din punct de vedere teoretic plasticitate. Teoremele legate inferioar i superioar (Seciunea 6.1) pot fi aplicate pentru a oferi soluii pentru capacitatea portanta final al unui sol. n anumite cazuri, soluii exacte pot fi obinute corespunztor egalitatea de jos i soluii legate de sus. Cu toate acestea, astfel de soluii se bazeaz pe ipoteza c solul poate fi reprezentat printr-o relaie perfect plastic tensiune-deformaie, aa cum se arat n figura 6.1. Aceast aproximare este realist doar pentru solurile de comprimare sczut, adic soluri corespunztoare modul de forfecare general de eec. Cu toate acestea, pentru alte moduri, soluionarea i nu eec forfecare este n mod normal, criteriul de limitare. Un mecanism de cedare potrivit pentru o fundaie continu este prezentat n figura 8.2. Fundaia, de lungime infinit i lime B i, transmite o presiune uniform q pe suprafaa unei pmnt omogen, izotrop. Parametrii rezistenei de forfecare pentru pmnt sunt notai cu simbolurile generale C i . Ca o presupunere simplificarea greutate unitar a pmntului este neglijat (adic = 0). Atunci cnd presiunea devine egal cu capacitatea portant final qf fundaia va fi comprimat n jos n masa de pmnt, producnd o stare de echilibru plastic, sub forma unei zone activ Rankine, sub fundaie, unghiurile ABC i BAC fiind 45 + / 2. Micarea descendent a penei de pmnt ABC preseaz pmntul adiacent lateral, spre exterior, producnd o for lateral pe ambele pri ale penei. Prin urmare, zonele pasive Rankine ADE i BGF se dezvolt pe ambele pri ale penei ABC, unghiurile DEA si GFB fiind 45 - / 2. Tranziia ntre micarea descendent a penei ABC i micarea lateral a penelor ADE i BGF are loc prin zonele de forfecare radiale (de asemenea, cunoscute sub numele de planuri de alunecare) ACD i BCG, suprafeele CD i CG fiind spirale logaritmice (sau arce circulare n cazul n care = 0) la care BC i ED, sau AC i FG, sunt tangente. O stare de echilibru plastic exist astfel deasupra suprafeei EDCGF, restul masei de pmnt fiind ntr-o stare de echilibru elastic.

Figura Cedarea n cazul unei fundaii continui

Urmtoarea soluie exact poate fi obinut, folosind teoria de plasticizare, pentru capacitatea portant final al unei fundaii continui de suprafaa, pe baza mecanismul descris mai sus pentru a realiza starea nedrenat (u = 0) n care rezisten la forfecare este dat de cu:

Pentru cazul general n care parametrii rezistenei la forfecare sunt c i este necesar s se ia n considerare o suprasarcin qo care acioneaz pe suprafaa terenului aa cum se arat n figura 8.2, n caz contrar, dac c = 0 capacitatea portant a unui pmnt pentru care greutatea volumic este neglijat ar fi zero.Fundaiile nu se reazem n mod normal la suprafaa unei mase de pmnt, aa cum se presupune n soluiile de mai sus, ci la o adncime D sub suprafaa aa cum se arat n figura 8.3. n aplicarea acestor soluii n practic, se presupune c rezistena la forfecare a pmntului ntre suprafa i adncimea D este neglijat, acest pmnt fiind considerat doar ca o suprasarcin sub forma unei presiuni uniforme q0 = D pe planul orizontal la nivel tlpii fundaiei. Aceasta este o presupunere rezonabil pentru o fundaie de mic adncime (interpretat ca o fundaie pentru care adncimea D nu este mai mare dect limea B). Pmntul de deasupra nivelului de fundaiei este n mod normal mai slab dect pmntul aflat la adncime mai mare, mai ales n cazul n care este umplutur. Capacitatea portant final a pmntului sub o fundaie continu de mic adncime poate fi exprimat prin urmtoarea ecuaie:

Fundaie cu talpa la adncimea D fa de suprafa.

unde Nc, Nq i N se numesc factori de capacitate portant funcie doar de valoarea lui . Primul termen din ecuatie este contribuia la capacitate portant datorit componentei rezistenei la forfecare reprezentat prin parametrul c, al doilea termen este contribuia datorit suprasarcinii i al treilea termen se datoreaz greutii pmntului de sub nivelul de fundare. Valorile Nq i Nc implicit trebuie utilizate n calculul capacitii portante astfel:

n EC7 se propune urmtoarea relaie pentru calculul lui N:

Capacitile portante ale unor fundaii izolate ptrate, dreptunghiulare sau circulare sunt determinate cu ajutorul unor factori de form semi-empirici aplicai soluiei pentru o fundaie continu. Factorii de capacitate portant Nc, Nq i N trebue nmulii cu respectivii factori de form sc, sq si s. Expresii detaliate sunt oferite, de asemenea, n EC7. Factori de influien funcie de adncimea de fundare dc, dq i d au fost indicai funcie de raportul D / B, dar acetea trebuie utilizai numai n cazul n care exist sigurana c rezistena la forfecare a terenului existent deasupra nivelului tlpii fundaiei este, i va rmne, constant (sau aproximativ constant).Efectul unei ncrcri nclinate cu un anumit unghi fa de vertical asupra capacitii portante poate fi luat n considerare cu ajutorul factorilor de nclinare. Dac unghiul de nclinare a sarcinii rezultante fa de vertical este coeficienii Nc, Nq i N ar trebui multiplicai, respectiv, cu urmtorii factori:

unde V i H sunt componentele verticale i orizontale ale sarcinii rezultante.Relaia pentru determinarea capacitii portante poate fi scris ntr-o form general, inclusiv funce de forma fundaiei i factorii de nclinare (plus factori de adncime dac este cazul) astfel:

Fundaiile pot fi solicitate excentric i de fore nclinate fa de vertical nclinat avnd ca rezultat o reducere a capacitii poarte. Dac e este excentricitatea sarcinii rezultante pe talpa unei fundaii de lime B, o suprafa de latime B ' trebuie utilizat n relaia de calcul a capacitii portante, undeB ' = B 2eAstfel ncrcarea rezultant se presupune c este uniform distribuit pe limea efectiv B'. Dac sarcina rezultant este excentric i dup direcia lungimii bazei unei fundaii dreptunghiulare, este utilizat o expresie similar pentru lungimea L'.Este foarte important ca valorile corespunztoare greutii volumice sunt utilizate n relaia capacitii portante. ntr-o analiz corect de efort trebui s fie luate n considerare trei situaii diferite . ( 1 ) n cazul n care nivelul apei este mult sub nivelul de fundare , greutatea volumic ( ) este utilizat n al doilea i al treilea termen al relaiei capacitii portante. ( 2 ) Dac nivelul apei este la acelai nivel cu talpa fundaiei ,se va utiliza valoarea greutii volumice n stare submersat (') n al treilea termen (care reprezint rezistena datorit greutii pmntului sub nivelul de fundaie), greutatea volumic n stare natural fiind folosit n al doilea termen al relaiei ( reprezentnd rezistena datorat suprasarcinii situate mai sus de nivelul tlpii fundaiei ) . ( 3 ) n cazul n care nivelul apei este la suprafa , trebuie utilizat n calcule greutatea volumic submersat att n al doilea ct i n al treilea termen . n cazul unui nisip ( c' = 0 ) primul termen al relaiei este , bineneles , zero. ntr-o analiz de efort total pentru o fundaie pe zgura complet saturat greutatea volumic n stare saturat (sat) va fi folosit n al doilea termen , al treilea termen fiind zero ( N = 0 pentru u = 0 ) . Trebuie calculat[ capacitatea portant pentruproiectare cu ajutorul parametrilor rezistenei de vrf corespunztori nivelulului de efort corespunztor. Trebuie recunoscut, totui, c rezultatele calculelor de capacitate portant sunt foarte sensibile la valorile asumate ale parametrilor rezistenei la forfecare, n special la valorile cele mai mari ale lui '. Prin urmare, trebuie acordat atenia cuvenit gradului probabil de precizie a parametrilor.

Capacitatea portant admisibil a argilelorCapacitatea portant admisibil a argilelor, argilelor prfoase i prafurilor poate fi limitat fie prin introducerea unui factor corespunztor de siguran mpotriva cedrii prin forfecare sau pe considerente de tasare. Factorului de siguran al rezistenei la forfecare va crete de fiecare dat cnd are loc consolidarea. Pentru argilele omogene cu permeabilitatea redus, factorul de siguran trebuie verificat pentru starea de imediat dup execuie, folosind parametrii nedrenai ai rezistenei la forfecare. Cu toate acestea, n cazul argilelor prezint macro-tesaturii modificarea semnificativ a caracteristicilor de permeabilitate n mas poate fi relativ mare, iar starea nedrenat poate fi foarte conservativ la finalul execuiei. Pentru cele mai multe cazuri, n practic, sunt adecvate calculele de tasare simple, cu condiia ca valorile parametrilor pmntului au fost determinate in situ. Trebuie apreciat c precizia prediciilor de tasare este mult mai mult influenat de inexactitile existente n valorile parametrilor pmntului dect de deficienele din metodele de calcul. Tulburarea eantioanelor la prelevare poate avea un efect major asupra valorilor parametrilor determinai n laborator. n cazul argilelor supraconsolidate tasarea depinde de depirea presiuneii de preconsolidare i de gradul de depire al acesteia.

Capacitatii portante admisibil a nisipurilorTermenul de "nisip" include nisipuri, pietriuri, nisipuri prfoase i aluviuni ne-plastice. Cele mai multe depozite de nisip sunt non-omogene i capacitatea portant admis a fundaiilor de mic adncime este limitat. Tasarea nisipurilor este rapid i are loc aproape n ntregime n timpul execuiei sub ncrcarea iniial. Tasarea diferenial ntre fundaii este reglementat n principal de variaiile existente n omogenitatea nisipului cu adncimea i n mai mic msur de variaiile de presiune pe fundaii. S-a constatat c tasarea diferenial ntre fundaii de dimensiuni aproximativ egale care transmit aceeai presiune la teren este puin probabil s depeasc 50% din tasarea maxim. n cazul n care fundaiile sunt de dimensiuni diferite tasarea diferenial va fi mai mare. Pentru fundaii care transmit aceeai presiune maxim, tasarea crete odat cu creterea dimensiunii fundaiilor. La o presiune dat i aceiai mrime a fundaiei, tasarea scade uor cu creterea adncimii de fundare, datorit presiunii laterale mai mari. Distribuia tasrilor sub un radier este diferit de cea pentru o serie de fundaii. Tasarea fundaiilor este reglementat de caracteristicile terenului relativ apropiat de suprafa. Tasarea radierelor, pe de alt parte, este guvernat de caracteristicile terenului pe o adncime mult mai mare. Capacitatea portant admis pentru un nisip depinde n primul rnd pe indicele porilor, istoria ncrcrii, poziia pnzei freatice funcie de cota de fundare i de mrimea fundaiei. Mrimea tasrii nisipurilor este de asemenea influenat de istoria ncrcrii n timp a depozitului, adic dac nisipul este normal consolidat sau supraconsolidat. Dac dou nisipuri avnd aceeai clasificare ar avea acelai grad de ndesare, dar unul este normal consolidat i unul supraconsolidat, tasarea ar fi mai mare n cazul nisipului normal consolidat pentru ncrcri identice. Poziia nivelului apei freatice afecteaz att tasrile ct i capacitatea portant final. n cazul n care nisipul aflat la oadncime mare este submersat greutatea volumic n stare natural este de aproximativ njumtit, rezultnd o reducere a presiunii laterale i o cretere corespunztoare a tasrii, reducerea greutii volumice va conduce, de asemenea, la obinerea unei valori mai mici ale capacitii portante finale. Tasri imprevizibile pot fi cauzate i de reducera gradului de ndesare al nisipului datorit tulburrii strii acestuia n timpul execuiei. Tasarea poate fi cauzat i ca urmare a unei reduceri a presiunii lateral, de exemplu, din cauza excavaiilor adiaci. n cazul n care un depozit de nisip este afnat, vibraiile pot conduce la scderea volumului acestuia, cauznd tasri apreciabile. Nisipurile aflate n straturi de grosime mare trebuie compactate nainte de execuia fundaiilor, de exemplu, prin utilizarea tehnicii de vibro-compactare. Datorit dificultii foarte mari legate de recoltarea de probe de nisip netulburate pentru ncercri de laborator i datorit eterogenitii inerente a depozitelor de nisip, capacitatea portant admisibil este n mod normal estimat prin intermediul corelaiilor pe baza rezultatelor ncercrilor in-situ. ncercrile in situ folosite frecvent sunt penetrrile dinamice sau statice.

ncercarea cu placan acest ncercare nisipul este ncrcat prin intermediul unei plci de oel cu suprafaa de cel puin 300 mm2, fiind obinute citiri pentru ncrcare i tasare pn la rupere sau pn la valori de cel puin 1,5 ori mai mari dect capacitatea portant admis estimat. Fiecare treapt de ncrcare trebui s fie egal cu aproximativ o cincime din capacitatea portant admis estimat.Placa de incercare este amplasat, n general, la nivelul adncimii de fundare ntr-o groap ptrat cu latura de cel puin 1,5 m. ncercarea este de ncredere numai n cazul n care nisipul este suficient de uniform sub adncimea fundare. Zonele minore locale slabe situate aproape de suprafa vor influena rezultatele ncercrii n timp ce aceeai situaie nu va mai avea nici un efect semnificativ asupra fundaiei la scar larg. Pe de alt parte, un strat slab situat la o adncime relativ mare sub adncimea plcii de ncercare, dar n zona activ a fundaiei fundaiei, aa cum se arat n figura 8.7, nu ar avea nici o influen asupra rezultatelor ncercrilor cu placa dar ar avea un efect important asupra performanelor fundaiei.

Fig. ..... Influiena unui strat slab

Tasrile ntr-un nisip cresc pe msur ce dimensiunea plcii sau a fundaiei i a zonei ncrcate crete i principala problem privitoare la utilizarea ncercrilor cu placa este extrapolarea tasrilor unei plci de incercare la o fundaie. Corelaia necesar depind de gradul de ndesare, de compoziia granulometric i de istoricul ncrcrii nisipului i n prezent nu exist o metod sigur de extrapolare.

ncercarea de penetrare standardAceast ncercare de penetrare dinamic este utilizat pentru a evalua gradul de ndesare a unui depozit de nisip. ncercarea este efectuat cu ajutorul unui prelevator de probe (figura 10.5 (c)), cu diametrul exterior de 50mm, diametru interior de 35mm i o lungime de aproximativ 650 mm, conectat la captul unor tije. Prelevarea se realizeaz n nisip de la partea inferioar a unei guri de foraj tubat cu ajutorul unui ciocan 65 kg n cdere liber de la o nlime de 760mm. Numrul de lovituri necesare pentru a introduce prelevatorul 300mm n teren este nregistrat: acest numr se numete rezistena la penetrare etalon (N). Numrul de lovituri necesare pentru fiecare 75mm de penetrare trebuie nregistrat separat. Dac sunt atinse 50 de lovituri nainte de a se realiza o penetrare de 300 mm, nu mai trebuie aplicate alte lovituri dar penetrarea efectiv trebuie s fie nregistrat. La ncheierea unei ncercri prelevatorul este extras cu nisipul din interior. Testele sunt n mod normal efectuate la intervale cuprinse ntre 0,75 i 1,50 m la adncimi situate sub cota de fundaie, cel puin egal cu limea (B) a fundaiei. La ncercrile efectuate sub nivelul apei, trebuie avut grij pentru a se evita intrarea apei prin partea inferioar a gurii de foraj, deoarece aceasta ar avea tendina de a slbi nisipul din cauza presiunii infiltraiilor. Trebuie s fie adugat ap pentru a menine constant nivelul apei n gaura de foraj (sau la nivelul necesar pentru a echilibra orice presiune a apei din pori n exces). Atunci cnd testul se efectueaz n nisip fin sau nisip argilos mai jos de nivelul apei valoarea N msurat, dac este mai mare de 15, trebuie s fie corectat deoarece rezistena a crescut ca urmare a excesului presiunii negative a apei din pori aprut n timpul introducerii prelevatorului i aflat n imposibilitatea de a se disipa imediat, valoarea corectat este dat de relaia:

Valorile N msurate trebuie corectate, pentru diferite metode de eliberare a ciocanului i lungimea total a tijelor. Pentru mecanismul de cltorie , modul de asamblare i nicoval folosit, n general, n Marea Britanie, procentul de energie pentru lungimi ale tijei de peste 10m este de 60%. Acesta a fost recomandat ca un raport standard de 60% energie tija ce trebuie adoptat i toate valorile N msurate trebui corectate, valorile corectate fiind notate N60. Dac lungimea tijelor este mic(