Evaluating earth lateral pressure Anexa B Red II 1.06.2009

Normativ privind proiectarea geotehnic a lucrrilor de susinere Redactarea a II-a

125

ANEXA B

ASPECTE SPECIFICE PROIECTARII GEOTEHNICE PRIN CALCUL A PEREILOR DE SUSTINERE

(informativ)

B.1 Avantaje i limitri ale diferitelor tipuri de perei de susinere

n Tabelul B-1 sunt sintetizate tipurile de perei de susinere cu evidenierea

unor avantaje i limitri ale fiecrui tip. Tabelul B-1 Tipuri de perei de susineri

Tipul peretelui Avantaje Limitri Sprijiniri simple i de tip mixt

rapiditate i uurin n execuie soluie economic pentru un

perete de susinere

numai pentru lucrri temporare nu sigur condiii de etanare n anumite soluii poate fi

aplicate doar n pmnturi coezive (ex: sistemul berlinez)

Perei de susinere din palplane

palplane metalice

rapiditate i uurin n execuie stabilitate i rezistene ridicate asigur condiii de etanare pot atinge adncimi ridicate utilizate n toate tipurile de teren,

chiar dure faa peretelui poate rmne

aparent pot fi introduse i prin presare

pentru a se evita efectele neplcute cauzate de batere sau vibrare

formeaz perei flexibili care pot suferii deformaii importante

palplane din beton armat

stabilitate i rezistene ridicate asigur condiii de etanare faa peretelui poate rmne

aparent

lungimi limitate datorit greutii (circa 20 m)

manipulare i punere n oper dificile

palplane din lemn

rapiditate i uurin n execuie soluie economic

numai pentru lucrri temporare nu pot fi utilizate n pmnturi

tari asigur condiii de etanare

limitate Perei de susinere din panouri

stabilitate i rezistene ridicate asigur condiii de etanare pot atinge adncimi ridicate utilizai n toate tipurile de teren mai puine mbinri dect la pereii

din piloi n anumite circumstane faa

peretelui poate rmne aparent dac se cur i se ndeprteaz eventualele protuberane

continuitatea orizontal ntre panouri este dificil de asigurat

utilajele i instalaiile tehnologice, bazinele de noroi bentonitic i carcasele de armtur necesit spaii largi

nu poate urmri trasee complicate


126

Perei de susinere din piloi

cu interdistane

reprezint cea mai economic soluie de perei din piloi

rapiditate n execuie nu asigur condiii de etanare utilizare doar n pmnturi

coezive datorit distanelor ntre piloi nu

reprezint o soluie permanent n nici un tip de teren dect dac ntre piloi se dispun elemente structurale

tangeni stabilitate i rezisten ridicate

utilizare n toate tipurile de pmnt nu asigur condiii de etanare

secani: piloi armai / piloi din noroi autontritor

perei etani cu caracter temporar forarea piloilor secundari (armai)

este mai uoar

nu ofer o soluie permanent de etanare

adncimi limitate de tolerana pe vertical (pentru asigurarea zonei de intersecie a piloilor secani)

secani: piloi armai / piloi din beton simplu

perei etani cu caracter permanent

stabilitate i rezisten bune

adncimi limitate de tolerana pe vertical (pentru asigurarea zonei de intersecie a piloilor secani)

secani: piloi armai / piloi armai

perei etani cu caracter permanent

stabilitate i rezisten ridicate forarea piloilor secundari

necesit instalaii puternice adncimi limitate de tolerana

pe vertical (de asigurare a zonei de intersecie a piloilor secani)

Perei de susinere n consol

nu presupune sisteme de rezemare temporare ale peretelui (praiuri, ancoraje)

spaiu de lucru liber n incinta excavat, fr restricii impuse de lucrri de rezemare ale peretelui

poate deveni neeconomic pentru excavaii adnci

deplasrile peretelui datorate lucrrilor de excavare pot fi inacceptabile

adncimea de nfigere a peretelui (fia) i caracteristicile secionale (grosime, material, armare) pot deveni considerabile pentru a asigura stabilitatea

Perei de susinere rezemai cu praiuri sau ancoraje

deplasrile peretelui ngropat sunt controlate prin amplasarea reazemelor temporare

rigiditatea acestora, adncimea de nfigere i rezistena pot fi diminuate comparativ cu pereii n consol

n cazul utilizrii ancorajelor se asigur un spaiu de lucru liber n incinta excavat

comparativ cu pereii n consol pot fi mai scumpi i presupun o tehnologie mai complex (realizarea reazemelor temporare)

n cazul utilizrii praiurilor, spaiul de lucru n incinta excavat se aglomereaz i apar dificulti la continuarea excavrii i realizrii structurii ngropate

Perei de susinere rezemai n cazul utilizrii procedeului de sus in jos

partea suprateran a construciei poate fi realizat concomitent cu structura subteran

reazemele temporare sunt nlocuite cu planeele structurii subterane

lucrrile de excavare i de realizare a structurii subterane sunt dificile i mai scumpe datorit spaiului redus de lucru

trebuie lsate goluri n planee pentru accesul oamenilor i


127

asigur o rezemare rigid a peretelui cu o minimizare a deplasrilor acestuia

utilajelor n vederea excavrii i execuiei structurii subterane

la deschideri mari este necesar asigurarea rezemrii verticale a planeelor infrastructurii

B.2 Metode de calcul utilizate n proiectarea pereilor de susinere

B.2.1 Metode care consider echilibrul limit

Metodele de echilibru limit sunt bazate pe condiiile corespunztoare momentului cedrii, cnd ntreaga rezisten de forfecare a pmntului este mobilizat uniform n jurul peretelui ngropat. Calculele la starea de echilibru limit sunt bazate pe considerarea unei distribuii simple, liniare, a eforturilor laterale. Metoda este utilizat pe scar mai larg i ofer rezultate acceptabile i poate fi utilizat pentru anumite forme structurale (de exemplu, pereii n consol), dar este mai puin indicat pentru alte forme structurale, de exemplu perei rezemai pe mai multe niveluri.

Datorit faptului c metodele la starea de echilibru limit sunt bazate pe rezistena la forfecare a terenului, acestea nu ofer indicaii n cea ce privete deplasrile peretelui. De asemenea, aplicarea de coeficieni de siguran la valorile presiunilor terenului, poate conduce la supradimensionarea structurii. La proiectarea pereilor ngropai se va da prioritate unor metode care pot lua n considerare interaciunea dintre perete i teren.

B.2.2 Metode care iau n considerare interaciunea teren structur

B.2.2.1 Ipoteza comportrii elastice a terenului. Mediul elastic discret i mediul continuu

ntr-o analiz simpl de interaciune teren structur, peretele ngropat este

modelat printr-o grind iar terenul printr-un mediu elastic discret, alctuit dintr-o serie de resorturi orizontale (metoda coeficientului de reaciune), sau printr-un mediu elastic continuu. Rigiditatea terenului este caracterizat prin rigiditile resorturilor (coeficieni de reaciune) sau prin rigiditatea mediului elastic continuu. Rigiditii resorturilor i se poate asocia o lege de cretere cu adncimea sau se pot impune limitri inferioare sau superioare are forelor n resorturi care s corespund atingerii valorilor de mpingere activ sau rezisten pasiv ale terenului.

Metodele bazate pe ambele modele (mediul elastic discret sau mediul continuu) pot fi utilizate pentru calculul deplasrilor peretelui, al momentelor ncovoietoare n perete i al forelor n reazemele peretelui (ancoraje sau praiuri), dar nu pot furniza deplasrile terenului n jurul peretelui.

praiurile i ancorajele sunt modelate, n general, prin resorturi sau fore, aprnd dificulti n estimarea condiiilor reale de rezemare.


128

B.2.2.2 Metoda elementelor finite i a diferenelor finite

Calcule mult mai complexe de interaciune teren structur sunt cele care permit modelarea peretelui, a terenului, precum i a etapelor de execuie prin metoda elementelor finite (MEF) sau metoda diferenelor finite (MDF). Prin aceste metode este posibil modelarea unor factori precum:

comportamentul complex al terenului; etapele de execuie a lucrrii de susinere; detaliile de rezemare a peretelui; efectele date de consolidarea terenului; efectele date de prezena apei subterane etc. Se pot face estimri privind deplasrile terenului i ale peretelui, mrimea

eforturilor n perete i forelor n reazemele peretelui. Pentru a obine, ns, rezultate apropiate de realitate este necesar n prealabil o calibrare a modelului utilizat prin compararea rezultatelor calculului cu msurtori realizate pe structuri de susinere asemntoare.

Metoda elementelor finite (MEF) i metoda diferenelor finite (MDF) sunt considerate c ofer soluii teoretic complete. Aplicarea acestor metode impune ca proiectantul s aib experien att n utilizarea unui anumit program de calcul care se bazeaz pe una din aceste metode ct i n modelarea unor astfel de lucrri.

B.2.2.3 Alegerea metodei de calcul

Metoda de calcul aleas pentru a fi utilizat depinde de complexitatea structurii, de procesul de construire, de informaiile necesare a se obine prin calcule, de datele de intrare avute la dispoziie i de beneficiul din punct de vedere economic care rezult n urma rafinrii calculelor. De exemplu, dac peretele ngropat trebuie s satisfac doar condiii de impermeabilitate, calculele prea complexe ofer beneficii reduse. De asemenea, nu sunt indicate calcule complexe pentru cazuri n care interaciunea teren structur este puin relevant (de exemplu la pereii n consol).

n Tabelul B-2 sunt sintetizate avantajele i limitrile principalelor metode de calcul al pereilor ngropai. Unele dintre acestea ofer o cantitate larg de informaii, dar acurateea rezultatelor depinde de calitatea datelor introduse n calcule. Tehnicile numerice avansate (MEF sau MDF) necesit timp pentru calarea modelelor i date de intrare complexe, precum i un operator cunosctor al programului de calcul i cu experien n domeniu. Aceste metode nu sunt, deci, de indicat n proiectarea unor structuri simple, cnd sunt de preferat metode de calcul mai puin complexe.

n principiu, este mai bine s fie utilizat o metod de calcul simpl, cu parametri ai terenului corect estimai, dect o metod de calcul mult mai complex, dar cu valori nesigure ale parametrilor terenului.


129

Tabelul B-2. Avantaje i limitri ale metodelor de calcul a pereilor ngropai

Metoda de calcul

Avantaje Limitri

Echilibru limit

necesit numai parametrii de forfecare ai terenului

simpl i clar

nu modeleaz interaciunea teren structur, rigiditatea peretelui i etapele de construire

nu permite calculul deformaiilor nu se aplic unor sisteme static

nedeterminate (perei rezemai pe mai multe nivele)

poate modela numai condiii drenate (eforturi efective) sau nedrenate (eforturi totale)

numai probleme bidimensionale nu ia n considerare efectul strii

iniiale de eforturi n teren Coeficient de reaciune

posibil modelarea interaciunii teren structur, a etapelor de execuie etc.

modelarea terenului prin resorturi elastice

deplasarea peretelui poate fi estimat

utilizare relativ simpl se poate ine cont de starea

iniial de eforturi

modelare simplist a terenului estimare dificil a coeficienilor

de reaciune numai probleme bidimensionale anumite conectri structurale

sunt dificil de modelat deplasrile terenului n jurul peretelui

nu pot fi calculate

Model elastic continuu


modelarea terenului printr-un mediu elastic continuu (matricea de rigiditate poate fi determinat cu un program de elemente finite)


utilizare relativ simpl se poate ine cont de starea

iniial de eforturi

comportare elastic a terenului, cu limite corespunztoare atingerii strii active sau pasive

modelare simplist a influenei apei din pori

numai probleme bidimensionale anumite conectri structurale

sunt dificil de modelat deplasrile terenului n jurul

peretelui nu sunt calculate

MEF / MDF


modele complexe pentru teren care pot lua n considerare variaia rigiditii cu starea de eforturi sau anizotropia

modelarea unor structuri complexe cu includerea unor detalii structurale i de rezemare


bun reprezentare a efectului apei din pori

modelarea consolidrii terenului i a trecerii de la condiii nedrenate la condiii drenate

probleme bi i tridimensionale se poate ine cont de starea

iniial de eforturi deplasarea terenului n jurul

peretelui poate fi estimat

pot necesita un timp relativ mare de calcul

dificil modelarea anumitor aspecte (de exemplu, execuia peretelui)

necesit date de calcul complexe modele simple pentru teren (elastic

liniare) pot conduce la deplasri eronate ale terenului

necesit experien n utilizare necesit programe de calcul

verificate printr-o practic ndelungat


130

B.2.3 Parametrii geotehnici necesari diferitelor metode de calcul

n Tabelul B-3 sunt prezentai, spre exemplificare, parametrii geotehnici necesari n calculele de proiectare, n funcie de cteva din metodele utilizate.

Tabelul B-3 Parametrii geotehnici necesari n proiectarea unui perete ngropat

Parametrii terenului rezistena la forfecare a terenului

Metoda de calcul

utilizat n proiectarea

peretelui ngropat

greutatea volumic,

coeficientul presiunii n

stare de repaus,

Ko

eforturi totale,

su

eforturi efective,

c,

rigiditatea terenului

Metode care consider echilibrul limit

* - * * -

Metoda coeficientului de reaciune

* * * * *

Metoda elementelor finite i a diferenelor finite

cu utilizarea criteriului elasto-plastic, Mohr - Coulomb

* * * * *

cu utilizarea unor modele neliniare

* * (1) (1) (1)

(1) parametri specifici n funcie de modelul utilizat.

n cazul utilizrii unor modele complexe privind comportarea terenului sunt necesari parametri specifici, n funcie de modelul utilizat, ca de exemplu: coeficientul presiunii n stare de repaus, k0, modulii de elasticitate de ncrcare descrcare rencrcare, coeficientul lui Poisson, , parametrii de ecruisaj etc. Determinarea acestor parametri se face prin ncercri speciale de laborator.

B.3 Metode de modelare a contrabanchetei de pmnt n calculul pereilor ngropai folosind metoda echilibrului limit sau metodele

care iau n considerare interaciunea teren structur modelnd un rspuns elastic al terenului (mediu elastic continuu sau discret) este necesar asumarea unor ipoteze privind eforturile laterale introduse de contrabancheta de pmnt adiacent peretelui.

n continuare sunt prezentate trei posibiliti de modelare a contrabanchetelor de pmnt n calculul pereilor ngropai.

B.3.1 Modelarea contrabanchetei printr-o suprasarcin echivalent

n Figura B-1 este prezentat modelarea unei contrabanchete de pmnt printr-o suprasarcin echivalent.


131

Figura B-1.Modelarea contrabanchetei printr-o suprasarcin echivalent

Reprezentarea contrabanchetei printr-o suprasarcin echivalent presupune calculul greutii contrabanchetei i echivalarea acesteia cu suprasarcina q*. Aceast suprasarcin se extinde pn la intersecia planului nclinat cu unghiul (45-`/2) care pornete din piciorul peretelui cu fundul excavaiei (Figura B-1). Presiunea lateral exercitat de contrabanchet este neglijat.

Aceast metod de modelare a contrabanchetei este foarte acoperitoare, mai ales dac adncimea de nfigere a peretelui este mare.

B.3.2 Modelarea contrabanchetei prin ridicarea nivelului excavaiei

n Figura B-2 este prezentat modelarea efectului unei contrabanchete prin ridicarea nivelului excavaiei. Aceast modelare presupune c nivelul excavaiei este ridicat prin prezena contrabanchetei de pmnt. Profilul original al contrabanchetei este redus la un profil de proiectare cu o pant de 1:3, dar baza (limea) este considerat neschimbat, b. nlimea contrabanchetei proiectate devine b/3 iar ridicarea nivelului excavaiei este considerat egal cu jumtate din nlimea contrabanchetei proiectate, adic b/6. Poriunea haurat a contrabanchetei din Figura B-2 va fi modelat printr-o suprasarcin aplicat nivelului ridicat al excavaiei conform metodei prezentat anterior (A).


132

Figura B-2. Modelarea contrabanchetei prin ridicarea nivelului excavaiei

Aceast modelare ia n considerare o parte din presiunea lateral exercitat

de contrabanchet i este o metod acoperitoare.

B.3.3 Modelarea contrabanchetei prin metoda penelor de pmnt de tip Coulomb

Aceast metod este aplicabil numai pentru terenuri argiloase n condiii

nedrenate. Etapele care trebuie urmate ntr-o astfel de modelare sunt (Figura B-3):

(1) divizarea peretelui n tronsoane de aproximativ 1 m (considerarea de noduri n fiecare capt de tronson). Se presupune un punct de rotire la adncimea h+zp fa de suprafaa terenului (97.5% din nlimea total a peretelui h+d sub nivelul terenului poate reprezenta un punct iniial);

(2) analiza echilibrului penelor de pmnt de tip Coulomb care se formeaz din fiecare nod. n i deasupra punctului de rotire se determin suprafeele de cedare din fiecare nod corespunztoare strii pasive a terenului. n i sub punctului de rotire se determin suprafeele de cedare din fiecare nod corespunztoare strii active a terenului;

(3) Calculul unei presiuni a terenului asupra peretelui (n faa acestuia) echivalent pe baza analizei echilibrului penelor de pmnt.

n spatele peretelui se consider diagramele de presiune ale pmntului

standard, conform metodei de echilibru limit (stare activ deasupra punctului de rotire i pasiv sub punctul de rotire).

Pentru o geometrie a contrabanchetei de pmnt dat, nlime a excavaiei h i o adncime de nfigere a peretelui d cunoscute, necunoscutele problemei sunt rezistena la forfecare n condiii nedrenate mobilizat su mob i adncimea zp.


133

Acestea pot fi deduse prin exprimarea condiiilor de echilibru n ceea ce privete forele orizontale i momentele ncovoietoare din perete.

Figura B-3. Metoda penelor de pmnt de tip Coulomb

n principiu o astfel de analiz poate fi realizat i pentru terenuri n condiii

drenate (eforturi efective). Totui, acest lucru nu este nc validat i metoda poate fi neacoperitoare datorit faptului c suprafeele de alunecare nu sunt plane.

B.3.4 Modelarea contrabanchetei n element finit

n element finit contrabancheta de pmnt poate fi modelat direct, fr asumarea unor ipoteze simplificatoare a efectului acestuia, dup cum s-a artat n metodele anterioare. O atenie deosebit trebuie, ns, acordat stabilitii interne a contrabanchetei. De exemplu, ntr-o analiz n eforturi efective n care panta contrabanchetei este mai mare dect unghiul de frecare intern al terenului poate fi necesar a se specifica i menine presiunea negativ a apei din pori n interiorul


134

contrabanchetei pe durata analizei. Dac stabilitatea contrabanchetei depinde de meninerea acestor presiuni negative, n practic, se poate recurge la acoperirea contrabanchetei cu beton sau cu o membran impermeabil.

B.4 Analiza stabilitii traneei excavate sub protecie de noroi bentonitic

B.4.1 Metoda suprafeei cilindrice de alunecare

Pentru determinarea stabilitii unui masiv de pmnt limitat de o suprafa vertical, se presupune c alunecarea se produce dup o suprafa cilindric. Pentru volumul de pmnt situat deasupra acestei suprafee coeficientul de stabilitate este definit prin raportul:

r

ss M

MF = (Ec. B-1)

unde Ms este momentul de stabilitate, iar Mr este momentul de rsturnare, calculate fa de centrul cercului director al suprafeei de alunecare. De fapt este vorba de raportul ntre eforturile efective mobilizate n lungul suprafeei de alunecare i eforturile necesare pentru asigurarea stabilitii.

Momentul de stabilitate este generat de eforturile tangeniale de contact mobilizate n lungul suprafeei de alunecare:

+= tgc (Ec B-2) iar coeficientul de stabilitate Fs devine n consecin:

necnec

efefs tgc

tgcF +

+= (Ec. B-3)

Evident c exist o multitudine de valori care rezolv starea de echilibru limit. Dac co este coeziunea corespunztoare lui = 0, iar o este unghiul de frecare intern corespunztor lui c = 0, m este presiunea normal pentru care rezistenele la forfecare n cele dou cazuri extreme sunt egale:

omo tgc = (Ec. B-4) Raportnd ntr-un sistem de axe perechile de valori necesare pentru ca Fs =

1, curba rezultat (locul geometric al punctelor pentru echilibru limit) delimiteaz semispaiul valorilor de stabilitate, orice punct situat n afara curbei reprezentnd un punct de stabilitate, respectiv orice punct situat n interiorul curbei reprezentnd un punct de instabilitate(Figura B-4a). Factorul de stabilitate este definit n acest caz astfel:

OM`/OMFs = (Ec. B-5)


135

Aplicarea concret la verificarea stabilitii taluzului vertical al unei tranei umplute cu noroi bentonitic presupune rezolvarea problemei prezentat n Figura B-4b.

n acest caz, Ms este dat de presiunea hidrostatic a noroiului (cu rezultanta P) i de rezistena la forfecare a terenului dezvoltat n lungul suprafeei de alunecare, iar Mr este dat de greutatea prii din masivul de pmnt care alunec, G, la care se adaug eventualele suprasarcini aplicate la suprafaa terenului.

M`(ci, tgi)M

c

tgtg

co

O

H

nHmH

P

G

a b Figura B-4. Calculul stabilitii n ipoteza suprafeei de alunecare cilindrice

n practic, determinarea adncimii critice a traneei se realizeaz prin

utilizarea unor abace de calcul n funcie de trei variabile: nH diferena ntre cota superioar a traneei i nivelul noroiului bentonitic; mH - diferena ntre cota superioar a traneei i nivelul apei freatice; n densitatea noroiului bentonitic.

n Figura B-5 sunt prezentate astfel de abace care corespund unui nivel al

noroiului n tranee egal cu cota superioar a acesteia (n = 0). Pe baza acestor abace se pot determina nivelul i densitatea noroiului din

tranee necesare pentru evitarea adncimii critice care duce la pierderea stabilitii.


136

0.00

0.05

0.10

0.15

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7tg f

c / g

Hm = 0

m = 0.2m = 0.5

r n = 1.05 g/cm3

n = 0

0.00

0.05

0.10

0.15

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7tg f

c / g

H

m = 0

m = 0.2m = 0.5

r n = 1.10 g/cm3

n = 0

0.00

0.05

0.10

0.15

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7tg f

c / g

H

m = 0

m = 0.2

m = 0.5

r n = 1.15 g/cm3

n = 0


137

0.00

0.05

0.10

0.15

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7tg f

c / g

H

m = 0

m = 0.2m = 0.5

r n = 1.20 g/cm3

n = 0

Figura B-5. Abace de calcul al stabilitii traneei n ipoteza suprafeelor de

cedare cilindrice Not: Problema de stabilitate general a taluzului vertical al unei tranee umplute cu

noroi se poate rezolva n mod asemntor i n ipoteza unei suprafee plane de alunecare (ipoteza Coulomb).

B.4.2 Stabilitatea traneei cu lungime infinit n semispaiul infinit, eforturile normale sunt eforturi principale, determinarea

lor fiind posibil prin cunoaterea greutii volumice a materialului, : z = Kz (Ec. B-6)

unde K este coeficientul de mpingere al terenului, iar z este adncimea punctului de calcul. Coeficientul K este ia valori ntre Ko (coeficientul de mpingere a pmntului n stare de repaus) i Ka (coeficientul de mpingere activ a pmntului).

n cazul excavrii unei tranei n care se introduce noroi bentonitic, stabilitatea peretelui traneii este asigurat prin presiunea dat de noroi, pn, care echilibreaz presiunile terenului. Starea de echilibru depinde astfel de greutatea volumic a noroiului bentonitic introdus n tranee, n (Figura B-6a).

Deoarece teoretic aceast metod de calcul este suficient de exact, ea se utilizeaz frecvent la verificarea stabilitii pereilor traneei. Distribuia eforturilor orizontale pe suprafaa de contact este prezentat n Figura B-6b.


138

zn KzZ

O X

K a

hn

ha

z

p < kn a z

p - p > k `n w a z

p - p < k `n w a z

1

2

3a

b

0

4

Figura B-6. Stabilitatea traneei cu lungime infinit

n zonele 0 1 i 3 4, presiunea noroiului este mai mic dect valoarea

necesar pentru atingerea strii limit a terenului, n timp ce n zonele 1 2 i 2 3 presiunea este mai mare. Deoarece pe nlimea 0 1 presiunea orizontal a terenului este preluat de grinzile de ghidaj, calculul stabilitii se face conform teoriei clasice a mpingerii pmntului pe un perete rigid. Punctele 1 i 3 reprezint limite ale zonelor plastice n timp ce punctul 2 corespunde unei stri de rezisten pasiv. Poriunea 3 4 este o zon plastic.

Pentru asigurarea stabilitii ntr-un punct pe verticala spturii trebuie asigurat un coeficient de siguran supraunitar:

za

wns K

ppF

= (Ec. B-7)

Verificarea stabilitii prin aceast metod conduce la greuti volumice ale noroiului mai mari dect n cazul unei singure suprafee de alunecare.

B.4.3 Calculul stabilitii traneei pe baza echilibrului volumelor de pmnt

Aceast metod se bazeaz pe exprimarea echilibrului unui prism de pmnt

delimitat la partea superioar de suprafaa terenului, lateral de planul spturii i la partea inferioar de planul de cedare. Traneea se consider de lungime infinit iar pmntul omogen i lipsit de coeziune pe ntreaga adncime a acesteia. ncrcrile care acioneaz asupra prismului sunt: greutatea proprie G, rezultanta presiunii noroiului bentonitic P, rezultanta presiunii hidrostatice datorate pnzei freatice U, reaciunea pe planul de cedare Q, (Figura B-7a). Din echilibrul poligonului forelor rezult:


139

( ) ( ) ( ) ( )

( ) ( )[ ] ( ) ( ) wwww

www

hhtgctg`hhh

hhtg`ctghhctghhctghP

++=

=+

+

=

222

2222

21

21

2222 (Ec. B-8)

Pe de alt parte: ( ) nnhhP = 221 (Ec. B-9)

atunci:

( ) ( )[ ] ( ) ( )( )2

222

n

wwwn

hh

hhtgctg`hhh

++= (Ec. B-10)

G

h

hw

hn

h ctg

wc = 0

P

U

Q

(h-h )w wO

A`

A

n

tga b

Figura B-7. Calculul stabilitii pe baza echilibrului volumelor de pmnt

Din condiia de minim dP/d = 0 se determin unghiul limit pentru pierderea stabilitii. Pentru acest unghi se determin apoi greutatea volumic necesar pentru noroiul bentonitic, n.

Valoarea greutii volumice se recalculeaz pentru diferite unghiuri de frecare intern . Graficul care delimiteaz starea de echilibru limit al peretelui traneii, n coordonate (ni, tgi) este prezentat n Figura B-7b. Cunoscnd unghiul de frecare intern al terenului i greutatea volumic a noroiului bentonitic, se pot determina coordonatele punctului A, iar la intersecia dreptei AO cu graficul se obine punctul A`. Coeficientul de siguran al stabilitii peretelui traneii va fi:

`OAOAFs = (Ec. B-11)

Dezavantajul metodei const n alegerea suprafeei plane de alunecare, practica demonstrnd c forma real a acestei suprafee este ntotdeauna curb.


140

B.4.4 Calculul stabilitii traneelor de lungime finit

Teoriile de calcul care in seama de efectul de siloz presupun c n zona corespunztoare traneii, volumul de pmnt se deplaseaz vertical; n acest fel suprafaa de alunecare va fi determinat de apariia unui efect de bolt vertical, deschiderea bolii respective fiind egal cu lungimea panoului excavat.

n urma efectului de bolt eforturile verticale scad, adic se va constata o dependen neliniar de adncime. Deoarece nu se ia n considerare efectul de bolt orizontal, se consider o distribuie uniform a eforturilor i de aceea problema se consider ca problem plan.

Eforturile orizontale se determin pe baza teoriei lui Rankine. Acestea fiind cunoscute, studiul stabilitii se reduce la determinarea ei n zonele plastice. Teoria lui Caquot-Kerissel asupra efectului de siloz ia n considerare efectul de bolt la terenuri necoezive.

L

-x +x

z

O

dx

dz

q

q`

2

y

1 z

0c = 0

3 x

p - pn w

xp - pn w x

Figura B-8. Calculul stabilitii traneelor de lungime finit

Condiiile sunt exemplificate n Figura B-8. n teoria Schneebeli valoarea

eforturilor verticale n teren la faa traneei se determin cu relaia:

= Lzsin

z eLsinL 2

2 (Ec. B-12)

i presupune c eforturile orizontale sunt cele corespunztoare strii plastice:

zx tg

=24

2 (Ec. B-13)

Conform teoriei lui Schneebeli, orice punct de la suprafaa peretelui traneii se gsete n echilibru dac presiunea noroiului bentonitic este mai mare dect reaciunea interioar a pmntului (n cazul apariiei eforturilor orizontale datorit unei mobilizri complete). Schneebeli consider valabil aceast metod i la pmnturile coezive. n acest caz:


141

=24

224

2 ctgtg zx (Ec. B-14)

n volumul de pmnt care limiteaz traneea apar i nite eforturi verticale date de efectul de siloz care se formeaz.

n acest caz fiile studiate sunt paralele (Figura B-8), iar pe pereii verticali unde apar eforturi de forfecare se reduc eforturile verticale. Fenomenul este datorat redistribuirii eforturilor i nu unui efect de bolt real.

Pentru efectul de siloz de tip Terzaghi n cazul cnd c = 0, q = 0, la adncimea z i lungimea L a panoului se determin o valoare a efortului vertical egal cu:

= LzKtg

z eLKtgL 2

2 (Ec. B-15)

B.5 Presiunea apei asupra pereilor de susinere n calculele de proiectare ale unui perete ngropat presiunea apei poate avea

un efect considerabil asupra rezultatelor de calcul. n estimarea nivelului de proiectare al apei subterane trebuie s se in seama

de variaiile naturale ale acestuia, existena i dispoziia eventualelor drenaje, precum i a straturilor drenante din teren. Influena apelor provenite din precipitaii asupra regimului apei subterane trebuie luat n considerare mai ales n cazul unor pmnturi prfoase sau nisipoase.

n pmnturi argiloase nivelul apei subterane poate fi determinat numai n urma citirilor piezometrice realizate ntr-un interval suficient de timp. Presiunea apei datorat umplerii temporare cu ap a fisurilor n pmnturile argiloase trebuie luat n considerare pentru o analiz n eforturi totale. Presiunea apei pentru o analiz n eforturi efective trebuie calculat conform regimului apei subterane din apropierea peretelui. n roci moi este necesar msurarea presiunii apei pe suprafeele discontinuitilor.

n Figura B-9 sunt prezentate schematic situaiile posibile care pot apare n

regimul apei subterane n jurul unui perete ngropat.

Figura B-9. Situaii posibile ale regimului apei subterane n cazul unor perei

ngropai


142

n funcie de tipul terenului (stratificaie, permeabilitate) i de tipul peretelui

ngropat (impermeabil, cu baza ntr-un strat impermeabil sau nu) efectul apei subterane i condiiile de calcul de o parte i de alta a peretelui ngropat (condiii drenate sau nedrenate) pot s difere.

n Figura B-10 sunt prezentate cteva scenarii posibile care scot n eviden efectul anizotropiei asupra presiunilor apei. n stabilirea efectului regimului hidrodinamic asupra peretelui ngropat este indicat o analiz pe baza metodelor numerice.


143

Figura B-10. Diferite diagrame ale presiunii apei pentru un perete impermeabil n funcie de natura terenului


144

BIBLIOGRAFIE COMPLEMENTARA

1. Athanasiu C., Stnculescu I. Chiric A (1983), Calculul construciilor subterane, Universitatea Tehnic de Construcii Bucureti.

2. Batali, L. (2007) Calculul lucrrilor de susinere. Volumul I, Editura Conspress Bucureti, 180 p.

3. Bowles, J. E. (1988) - Foundation analysis and design, International edition, McGraw Hill, 1004 p.

4. Brandl, H. (1980, 1982, 1984) Raumgitter-Sttzmauern, no. 141, 208 i 251, Seria Straenforschung, Bundesministerium fr Bauten und Technik, Vienna

5. Brandl, H. (1987)- Retaining walls and other restraining structures, Ed. F.G. Bell, 34 p.

6. Brooker E.W., Ireland H.O. (1965), Earth pressures at rest related to stress history, Canadian Geotechnical Journal, vol. 2, 1, pp. 1-15.

7. Burland J.B., Wroth C.P. (1974) Settlement of buildings and associated damage, Proc. of Conf. on Settlement of Structures, Pentech Press, London, England, pp. 611-654.

8. Chang Y.O. (2006) Deep Excavation. Theory and Practice. Taylor&Francis, 532 p.

9. GP 093-06 Ghid privind proiectarea structurilor din pmnt armat cu materiale geosintetice i metalice, MLPAT

10. Manoliu, I. (1983) Fundaii i procedee de fundare, Ed. Didactic i Pedagogic, 605 p.

11. Marcu A., Popa H., Marcu D., Coman M., Vasilescu A., Manole D. (2008) Impactul realizrii construciilor n excavaii adnci asupra cldirilor existente n vecintate. Revista Construciilor, nr. 33/2007 i 34/2008, ISSN 1841-1290, pp. 92-96 / 90-94.

12. Masterton G.G.T., Mair, A.J. i alii (1995) A literature and design review of crib wall systems, Transport Research Laboratory report no. 131, 69 p.

13. Mayne P.W., Kulhawy F.H. (1982), Ko OCR relationships in soils, ASCE, Journ. Of geotechnical eng. Div., vol. 108, GT6, pp. 851-852.

14. Punescu, M., Pop, V., Silion, T. (1982) Geotehnic i fundaii, Ed. Didactic i Pedagogic, 552 p.

15. Popa, H. (2002) Contribuii la studiul interaciunii teren structur cu aplicare la lucrri subterane, Tez de doctorat, Universitatea Tehnic de Construcii Bucureti, 311 p.

16. Popa, H. (2003) Modelarea matematic i n laborator a comportrii pereilor ngropai, Editura Conspress Bucureti, 239 p.


145

17. Popa, H. (2009) Recomandri privind calculul pereilor de susinere a excavaiilor adnci i evaluarea riscului asociat asupra mediului construit, Editura Conspress Bucureti, 120 p.

18. Rdulescu, N. (1998) Fundaii de adncime. Parametri caracteristici de interaciune, Ed. Conspress, 176 p.

19. Tomlinson, M. J. (1969) Proiectarea i executarea fundaiilor, traducere din limba englez (1974), Ed. Tehnic, 700 p.

Evaluating earth lateral pressure Anexa B Red II 1.06.2009

Documents

Transcript of Evaluating earth lateral pressure Anexa B Red II 1.06.2009