Master IC - Adrian Botezatu - Corelatie Intre Teste Statice Si Teste Dinamice - Iunie 2013
-
Upload
anonymous-lzewijg -
Category
Documents
-
view
26 -
download
10
description
Transcript of Master IC - Adrian Botezatu - Corelatie Intre Teste Statice Si Teste Dinamice - Iunie 2013
MINISTERUL EDUCAŢIEI, CERCETĂRII, TINERETULUI ŞI SPORTULUI
UNIVERSITATEA TEHNICĂ DE CONSTRUCŢII BUCUREŞTI
FACULTATEA DE CONSTRUCŢII CIVILE, INDUSTRIALE ŞI AGRICOLE
ANUL 2013
LUCRARE DE DISERTAŢIE
Conducătorul lucrării de disertaţie: Asis. dr. ing. Daniel Marcel Manoli
Absolvent:
Ing. Adrian Botezatu
MINISTERUL EDUCAŢIEI, CERCETĂRII, TINERETULUI ŞI SPORTULUI
UNIVERSITATEA TEHNICĂ DE CONSTRUCŢII BUCUREŞTI
FACULTATEA DE CONSTRUCŢII CIVILE, INDUSTRIALE ŞI AGRICOLE
ANUL 2013
Masterat: INGINERIA CLĂDIRILOR
Corelaţie între teste statice şi teste dinamice pe piloţi prefabricaţi din beton armat
Conducatorul lucrării de disertaţie:
Asis. Dr. Ing. Daniel Marcel Manoli
Absolvent:
Adrian Botezatu
Bucureşti
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
ANUL 2013
Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti
Facultatea de Construcţii Civile, Industriale şi Agricole
Catedra: Geotehnica şi Fundaţii Data:
19.11.2012
LUCRARE DE DISERTAŢIE
Titlul lucrării: “Corelaţie între teste statice şi teste dinamice pe piloţi prefabricaţi din beton
armat”
Data eliberării temei: 19.11.2012
Termen de predare: Iulie 2013
Conducătorul lucrării de disertaţie, Absolvent
Asis. Dr. Ing., Daniel Marcel, Manoli ing. Adrian, Botezatu
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
ANUL 2013
Declaraţie standard privind originalitatea lucrării
Prin prezenta declar că Lucrarea de disertaţie cu titlul: “Corelaţie între teste statice şi
teste dinamice pe piloţi prefabricaţi din beton armat” este scrisă de mine şi nu a mai fost
prezentată niciodată la o altă facultate sau instituţie de învăţământ superior din ţara sau
străinătate.
Bucureşti, 24.06.2013
Absolvent:
Ing. Adrian Botezatu
__________________
(semnătură în original)
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
II
CUPRINS
Lista figurilor ........................................................................................................................... IV
Lista tebelelor........................................................................................................................... VI
1. Încercarea statică în teren a piloţilor de probă .................................................................... 1
1.1 Introducere .................................................................................................................. 1
1.1 Principiile metodei de încercare .................................................................................. 1
1.1 Încercarea statică la compresiune ................................................................................ 1
1.1.1 Pregătirea piloţilor de probă ................................................................................. 1
1.1.1 Efectuarea încercării ............................................................................................ 3
1.1.1 Prezentarea rezultatelor încercării ........................................................................ 5
2 Încercarea dinamică în teren a piloţilor de probă ............................................................... 7
2.1 Introducere .................................................................................................................. 7
2.2 Probleme ale formulelor dinamice .............................................................................. 7
2.3 Formule dinamice ........................................................................................................ 8
2.3.1 Obţinerea formulei generale ................................................................................ 8
2.3.2 Formule dinamice uzuale ................................................................................... 11
2.3.3 Exactitatea formulelor dinamice ........................................................................ 15
2.4 Analiza dinamica folosind Ecuaţia undei .................................................................. 16
2.4.1 Modelare ............................................................................................................ 16
2.4.2 Propagarea undei ................................................................................................ 16
2.4.3 Ecuaţia undei – metodologie .............................................................................. 17
2.5 Analiza piloţilor prin testarea dinamică .................................................................... 20
2.5.1 Introducere ......................................................................................................... 20
2.5.2 Echipamentul de testare dinamică ..................................................................... 20
2.5.3 Descrierea metodei de testare dinamică ............................................................. 21
2.5.4 Bazele mecanicii undei ...................................................................................... 22
2.5.5 Metodologia de testare dinamică ....................................................................... 27
2.5.5.1 Metoda CASE de determinare a capacitatii portante .................................. 27
2.5.5.2 Metoda CAPWAP (CAse Pile Wave Analysis Program) .......................... 28
3 Determinarea capacităţii portante la compresiune din încercări statice şi dinamice,
conform normelor romaneşti.................................................................................................... 33
3.1 Relaţia generală de verificare .................................................................................... 33
3.2 Determinarea capacităţii portante la compresiune din încercări statice de probă pe
piloţi 33
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
III
3.3 Determinarea capacităţii portante de calcul la compresiune a piloţilor prefabricaţi
introduşi prin batere, pe baza datelor din încercarea de penetrare statică (CPT): ................ 35
3.4 Determinarea capacităţii portante ultime la compresiune pe baza încercărilor de
impact dinamic ..................................................................................................................... 36
3.5 Determinarea capacităţii portante ultime la compresiune pe baza formulelor de
batere 37
4 Studii de caz...................................................................................................................... 38
4.1 Corelarea testelor CAPWAP cu testele statice pentru Şantierul: Centrala de Cicluri
Combinate localizat în Portul din Barcelona........................................................................ 38
4.1.1 Introducere ......................................................................................................... 38
4.1.2 Teste de încărcare pe piloţi din lucrare .............................................................. 38
4.1.2.1 Test static de încărcare ............................................................................... 38
4.1.2.2 Test dinamic de încărcare ........................................................................... 38
4.1.3 Rezultatele testelor de încercare statică şi dinamică .......................................... 38
4.1.4 Testarea şi analiza dinamică a piloţilor .............................................................. 39
4.1.4.1 Conditii litologice ....................................................................................... 39
4.1.4.2 Detalii asupra pilotilor testati ..................................................................... 39
4.1.4.3 Echipamentul de testare .............................................................................. 40
4.1.4.4 Testarea “in situ” şi analizarea rezultatelor ca urmare a impactului dinamic
41
4.1.4.5 Rezultate şi concluzii .................................................................................. 41
4.1.4.6 Rezultate numerice şi grafice ..................................................................... 42
4.1.5 Testarea statica a pilotilor .................................................................................. 48
Sistemul de reacţiune a fost constituit din: ................................................................... 48
4.1.5.1 Ancoraje ...................................................................................................... 48
4.1.5.2 Grinzi de reacţiune ...................................................................................... 48
4.1.5.3 Presă hidraulică ........................................................................................... 49
4.1.5.4 Microcomparatoare ..................................................................................... 49
4.1.5.5 Grinzi de referinţă ....................................................................................... 50
4.1.6 Rezultate si concluzii ......................................................................................... 51
4.1.7 Rezultate numerice si grafice ............................................................................. 52
4.2 Corelarea testelor CAPWAP cu testele statice pentru o serie de proiecte din
Argentina .............................................................................................................................. 53
4.2.1 Introducere ......................................................................................................... 53
4.2.2 Studiul 1 – Clădiri rezidenţiale .......................................................................... 53
4.2.3 Studiul 2 – Instalaţii industriale ......................................................................... 56
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
IV
4.2.4 Studiul 3 – Poduri .............................................................................................. 57
4.2.5 Concluzii generale ............................................................................................. 59
5 Modelarea interacţiunii pilot-teren ÎN ABAQUS ............................................................ 61
6 Bibliografie ....................................................................................................................... 63
LISTA FIGURILOR
Fig. 1.1 Schema încercării statice axiale la compresiune a piloţilor – varianta cu piloţi de
ancoraj ........................................................................................................................................ 2
Fig. 1.2 Diagrama încercării monotone ..................................................................................... 4
Fig. 1.3 Diagrama încercării in 2 cicluri .................................................................................... 4
Fig. 1.4 Diagrama încercării la compresiune ............................................................................. 6
Fig. 2.1 Curbă de incarcare-tasare pentru un pilot ..................................................................... 8
Fig. 2.2 Transferul de energie şi tasarea pilotului sub acţiunea unei lovituri ............................ 9
Fig. 2.3 Distribuţia statistică a rezultatelor încercărilor pe ploti.............................................. 15
Fig. 2.4 Discretizarea pilotului conform Smith (1960) ............................................................ 16
Fig. 2.5 Relatia de incarcare-deformare a terenului ................................................................. 16
Fig. 2.6 Propagarea undei într-un pilot .................................................................................... 17
Fig. 2.7 Modelul de analiză a Ecuaţiei undei .......................................................................... 19
Fig. 2.8 Sistem uzual de testare dinamică ................................................................................ 20
Fig. 2.9 Dispozitivul de analiză şi stocare a datelor (PDA) ..................................................... 21
Fig. 2.10 Încercarea dinamică a unui pilot prefabricat ............................................................ 21
Fig. 2.11 Mecanica undei pentru un element cu capăt liber .................................................... 22
Fig. 2.12 Măsurători ale forţei şi vitezei în raport cu timpul pentru condiţia de “capăt liber”.
.................................................................................................................................................. 23
Fig. 2.13 Mecanica undei pentru un element cu capăt fix ....................................................... 24
Fig. 2.14 Măsurători ale forţei şi vitezei în raport cu timpul pentru condiţia de “capăt fix”. .. 24
Fig. 2.15 Efectele rezistenţei terenului în înregistrarea forţei şi vitezei .................................. 25
Fig. 2.16 Înregistrări ale forţelor şi vitezelor pentru diferite condiţii de teren ........................ 27
Fig. 2.17 Schematizarea analizei CAPWAP ............................................................................ 29
Fig. 2.18 Factori care influienteaza potrivirea semnalelor de forţă în CAPWAP (conform
Hannigan, 1990) ....................................................................................................................... 30
Fig. 2.19 Procesul de potrivire a semnalelor utilizând CAPWAP (potrivit lui Hannigan, 1990)
.................................................................................................................................................. 31
Fig. 2.20 Tabel cu rezultatele finale CAPWAP ....................................................................... 32
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
V
Fig. 2.21 Distribuţia eforturilor CAPWAP .............................................................................. 32
Fig. 4.1 Curba de incarcare-tasare rezultată din calcul dinamic (PL-1) pentru un pilot PT-350
.................................................................................................................................................. 43
Fig. 4.2 Curba de incarcare-tasare rezultată din calcul dinamic (PL-2) pentru un pilot T-400
.................................................................................................................................................. 43
Fig. 4.3 Curba de incarcare-tasare rezultată din calcul dinamic (PL-4) pentru un pilot T-400
.................................................................................................................................................. 44
Fig. 4.4 Curba de incarcare-tasare rezultată din calcul dinamic (PL-4) pentru un pilot PT-350
.................................................................................................................................................. 44
Fig. 4.5 Curba de incarcare-tasare rezultată din calcul dinamic (PL-5) pentru un pilot PT-350
.................................................................................................................................................. 45
Fig. 4.6 Curba de incarcare-tasare rezultată din calcul dinamic (PL-6A) pentru un pilot PT-
350............................................................................................................................................ 45
Fig. 4.7 Curba de incarcare-tasare rezultată din calcul dinamic (PL-6.2) pentru un pilot PT-
350............................................................................................................................................ 46
Fig. 4.8 Curba de incarcare-tasare rezultată din calcul dinamic (PL-7) pentru un pilot T-400
.................................................................................................................................................. 46
Fig. 4.9 Suprapunerea curbelor de incarcare-tasare rezultate din calcul dinamic pentru 3 piloţi
T-400 ........................................................................................................................................ 47
Fig. 4.10 Suprapunerea curbelor de incarcare-tasare rezultate din calcul dinamic pentru 5
piloţi PT-350 ............................................................................................................................ 47
Fig. 4.11 Realizarea unei incercari statice pe pilot PT-350 ..................................................... 48
Fig. 4.12 Grinzi de reacţiune .................................................................................................... 49
Fig. 4.13 Presa hidraulică ......................................................................................................... 49
Fig. 4.14 Dispunerea microcomparatoarelor ........................................................................... 50
Fig. 4.15 Dispunerea grinzilor de referinţă .............................................................................. 50
Fig. 4.16 Curbă de incarcare-tasare rezultată din încărcare statică pentru un pilot PT-350 .... 52
Fig. 4.17 Rezultate static vs dinamic ....................................................................................... 52
Fig. 4.18 Profil geotehnic......................................................................................................... 54
Fig. 4.19 Curbe de încărcare - tasare rezultate din teste statice şi dinamice Studiul 1 ............ 55
Fig. 4.20 Curbe de încărcare - tasare rezultate din teste statice şi dinamice Studiul 2 ............ 57
Fig. 4.21 Litologie Studiul 3 .................................................................................................... 58
Fig. 4.22 Curbe de încărcare - tasare rezultate din teste statice şi dinamice ............................ 59
Fig. 5.1 Rezultatele analizei realizate cu ABAQUS ................................................................ 62
Fig. 5.2 Compararea rezultatelor din ABAQUS cu cele STATICE ........................................ 62
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
VI
LISTA TEBELELOR
Tabel 2.1 Diferite valori ale eficientei ciocanului ef ................................................................ 12
Tabel 2.2 Valori ale pentru Formula lui Hiley a ..................................................... 13
Tabel 2.3 Valori ale coeficientului de revenire elastica, n ....................................................... 13
Tabel 3.1 Coeficienţi de corelare pentru testele statice ........................................................... 34
Tabel 3.2 Tabel cu coeficienţi parţiali de rezistenţă ( R) pentru piloţii de îndesare .............. 34
Tabel 3.3 Coeficienţi de corelare pentru teste dinamice .......................................................... 36
Tabel 3.4 Inaltimea de cadere a berbecului functie de tipul acestuia ...................................... 37
Tabel 3.5 Factorul a ................................................................................................................. 37
Tabel 4.1 Tabel centralizor cu piloţii testaţi ............................................................................ 40
Tabel 4.2 Centalizarea rezultatelor testelor dinamice .............................................................. 42
Tabel 4.3 Caracteristicile piloţilor Studiul 1 ............................................................................ 53
Tabel 4.4 Rezultatele testelor Studiul 1 ................................................................................... 54
Tabel 4.5 Caracteristici pilot Studiul 2 .................................................................................... 56
Tabel 4.6 Rezultatele testelor Studiul 2 ................................................................................... 56
Tabel 4.7 Caracteristicile pilotilor/ Studiul 3 ........................................................................... 57
Tabel 4.8 Rezultatele testelor Studiul 3 ................................................................................... 59
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
VII
PREFAŢĂ
Datorită creşterii eforturilor în fundaţii, la Starea Limită de Serviciu (SLS), un trend
internaţional este urmărit de către inginerii geotehnicieni şi de către proiectanţi pentru a
determina comportarea reală dintre interacţiunea pilot-teren. În mod tradiţional, acest aspect
era definit ca “Curba de incarcare-tasare”, determinată în urma realizării “Testelor de
Încărcare Statică”, şi conceptul de “capacitate portanta”, a cărei definiţie este dificil de
formulat şi acceptat unanim (de către cei care particiapa la proiect). Dezvoltarea tehnologiei
şi a conceptului de “Test de Încărcare Dinamică” (TID) sunt disponibile şi reprezintă o cale
economică şi rapidă de măsurare a răspunsului piloţilor sub solicitarea anumitor forţe.
Analiza prin potrivirea semnalelor (Signal Matching) cum ar fi CAPWAP (Case Pile
Wave Analysis Program) este considerată a fi procedura standard de evaluare a capacităţii
portante în baza datelor obţinute în urma încercărilor cu deformaţii mari.
Prezenta lucrare tratează modalitatea de execuţie a încercărilor pe cale dinamică,
descrierea metodologiei de execuţie a testelor, interpretarea rezultatelor şi corelarea acestora
cu rezultatele testelor statice.
Normele romaneşti nu oferă detalii cu privire la modul de realizare şi interpretare a
testelor dinamice iar avantajele pe care acestea le au asupra bugetului proiectului sunt
multiple. Marele avantaj al acestor teste este timpul de realizare iar printr-o bună corelare cu
un test static din amplasament se pot obţine rezultate foarte apropiate de comportarea reală a
terenului sub solicitări statice.
Testele statice şi dinamice s-au realizat sub atentă îndrumare a unui personal calificat şi
cu experienţă în domeniul fundaţiilor speciale şi testării de peste 40 ani. Acestea au fost
conduse pe piloţii unui proiect real, construit în Barcelona, Spania, de către compania
Terratest Cimentaciones.
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
1
1. ÎNCERCAREA STATICĂ ÎN TEREN A PILOŢILOR DE PROBĂ
1.1 Introducere
Încercarea statică a piloţilor reprezintă cea mai precisă metodă de determinare a
capacităţii portante a piloţilor. Depinzând de mărimea proiectului, încercările statice pot fi
realizate ori în faza de proiectare ori în faza de construcţie. Tipurile obişnuite de teste cuprind
încercări axiale de compresiune şi smulgere şi încercări orizontale.
Testele de încărcare sunt realizate pentru a folosi informaţiile obţinute, în faza de
proiectare şi/sau în faza de execuţie. De asemenea sunt folosite pentru a confirma
funcţionalitatea sistemului pilot-teren de a prelua încărcările, utilizând un factor de siguranţă
cât mai adecvat.
1.1 Principiile metodei de încercare
În funcţie de scopul urmărit şi de exigenţele impuse prin programul de încercare şi de
echipare a piloţilor, se stabilesc patru niveluri (clase) de calitate pentru încercările în teren ale
piloţilor şi anume:
Nivelul N1: încercări pentru cercetarea ştiinţifică (în vederea perfecţionării, calibrării,
sau adaptării metodelor sau a principiilor de calcul al fundaţiilor pe piloţi);
Nivelul N2: încercări efectuate în apropierea amplasamentului construcţiei proiectate,
pentru verificarea tehnologiei de execuţie a piloţilor în condiţiile de teren date şi
pentru determinarea capacităţii portante şi a dependenţei încărcare-deplasare, în
vederea proiectării fundaţiilor pe piloţi;
Nivelul N3: încercări de control pe piloţi din fundaţie, pentru confirmarea capacităţii
portante preliminate în proiect;
Nivelul N4: încercări pentru recepţia piloţilor cu posibile defecte de execuţie.
Încercarea statică se realizează prin aplicarea asupra unui pilot izolat, identic cu cel din
lucrare, a unor încărcări controlate, care se menţin constante în anumite intervale de timp, cu
măsurarea deplasărilor la partea superioară a pilotului. Aceste deplasări sunt măsurate cu
ajutorul unor microcomparatoare etalonate, cu precizie de măsurare de 0.01 mm. Adiţional
vor fi verificate cotele grinzilor de referinţă cu o nivela aflată în afara zonei de influenţă a
deplasărilor pământului.
1.1 Încercarea statică la compresiune
1.1.1 Pregătirea piloţilor de probă
Încercarea piloţilor de probă se va efectua numai după confirmarea atingerii rezistenţei
prescrise la compresiune a betonului din piloţii de probă (fck echivalent – conform
proiectului de specialitate pentru fundaţii) sau după consolidarea în timp a pământului
adiacent.
Confirmarea atingerii rezistenţei prescrise la compresiune a betonului din piloţii de proba
se va face prin încercări pe epruvete realizate din beton întărit şi recoltat din betonul turnat în
piloţii de probă. Metodologia de recoltare a probelor de beton necesare confirmării clasei de
beton din piloţii de probă (număr probe, frecventa recoltare, dimensiuni epruvete, mod de
păstrare/tratare probe, mod de încercare epruvete) se va face conform Normativelor NE 012-
1:2007 şi NE 012-2:2010. Încercarea epruvetelor recoltate din betonul turnat în piloţii de
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
2
proba se va putea face la 7 zile, 14 zile şi/sau 28 zile de la betonare, conform Normativ NE
012-2:2010.
Pentru un pilot solicitat la compresiune, capul pilotului sau capitelul trebuie realizat astfel
încât să aibă o suprafaţă orizontală, normală la axa pilotului, suficient de mare pentru a
permite poziţionarea instrumentelor de încărcare, şi trebuie armat corespunzător pentru
preluarea eforturilor.
Testarea piloţilor la încercările de compresiune se va face prin intermediul unui sistem de
grinzi după cum urmează:
- Sistemul de grinzi va fi solidarizat cu piloţii de reacţiune (marginali - solicitaţi la smulgere)
prin intermediul armaturilor longitudinale ale acestora (prindere prin sudură). Lungimea şi
grosimea cordoanelor de sudură, ce solidarizează armaturile longitudinale ale piloţilor
marginali de sistemul de grinzi, va fi dimensionata astfel încât să poată prelua/transmite
eforturile apărute.
- Pe „capul” pilotului „central” (solicitat la compresiune) vor fi montate un sistem de prese
hidraulice care vor fi încărcate la diferite trepte. Prin intermediul preselor hidraulice pilotul
central va fi supus la compresiune iar cei marginali (prin intermediul sistemului de grinzi) la
smulgere (Fig. 1.1).
Măsurarea deplasărilor verticale (tasărilor) pilotului sub încărcare se face la partea superioară
a acestuia, într-un plan orizontal, cu ajutorul a cel puţin 3 aparate dispuse necolinear în jurul
pilotului.
Fig. 1.1 Schema încercării statice axiale la compresiune a piloţilor – varianta cu piloţi de ancoraj
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
3
Observaţie: În cadrul încercărilor de nivel calitativ N1 este obligatoriu, iar la încercările
de nivel N2 este recomandabil, să se măsoare şi deplasările transversale (orizontale) ale
capului pilotului, cu aparate dispuse pe două axe orizontale, perpendiculare.
1.1.1 Efectuarea încercării
Încercarea trebuie efectuată fară întreruperi. Se admite, în mod excepţional, întreruperea
observaţiilor în timpul nopţii, cu condiţia menţinerii constante a încărcării pe pilot, în acest
interval. Încărcarea pilotului se face în trepte ΔQ egale cu cel mult 1/8 din valoarea încărcării
maxime prezumate Qmax. Mărimea treptelor de încărcare trebuie aleasă astfel încât să permită
o trasare clară a diagramei de tasare; în acest sens se recomandă reducerea mărimii treptelor
în domeniul premergător încărcării de rupere. După aplicarea unei trepte de încărcare, care
trebuie realizată rapid (de regulă, în interval de max. 1 minut) se fac înregistrări pe aparatele
de măsurare a deplasărilor (verticale şi orizontale) la 0', 2', 5', 10', 15', 20', 25', 30', 40', 50'.
60' şi în continuare - dacă este cazul - la intervale de 10 min., până la stabilizarea deplasării
verticale (tasării).
Diferenţele între înregistrările pe fiecare dintre aparatele de măsurare a tasării, nu trebuie
să se abată de la valoarea medie sm cu mai mult de:
50%, pentru sm < 1 mm;
30%, pentru sm = 1 ...5 mm;
20%, pentru sm > 5 mm.
În caz contrar, încercarea se consideră neconcludentă.
Observaţie: Excepţie de la prevederea de mai sus face situaţia când măsurarea tasării se
realizează cu mai mult de trei aparate dispuse necoliniar, iar abateri superioare celor indicate
anterior se constată la un singur aparat; în acest caz, citirile acestui aparat se exclud, iar
valoarea sm se calculează doar pe baza celorlalte măsurători.
Pentru fiecare treaptă de încărcare se fac înregistrări la toate aparatele de măsurare până la
stabilizarea convenţională a tasării pilotului, care se consideră atinsă când diferenţa
lăsărilor medii măsurate la un interval de 20 min. nu depăşeşte 0,1 mm.
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
4
Încărcarea se măreşte, în trepte, până la atingerea valorii maxime Qmax, care se defineşte
în cele ce urmează, în funcţie de nivelul de calitate al încercării.
Variaţia încărcării se poate realiza în una din cele două modalităţi arătate mai jos (stabilită
prin acordul comun al proiectantului şi al executantului încercării):
o prin încărcare monotonă până la Qmax (Fig. 1.1);
o prin încărcare în două cicluri: primul până la aprox. 0,5 Qmax cu descărcare,
urmat de al doilea ciclu de încărcare până la Qmax (Fig. 1.2).
După încheierea timpului de menţinere a încărcării Qmax, se recomandă ca descărcarea să
se efectueze în trepte duble (2 ΔQ) faţă de mărimea treptei la încărcare. La fiecare treaptă de
descărcare se măsoară deplasările la două intervale de câte 5 min. După descărcarea finală, la
interval de o oră se face o ultimă serie de măsurători.
Pentru încărcările de nivel calitativ N1 şi N2 valoarea Qmax corespunde încărcării de
rupere Qr a pilotului (în raport cu terenul), care se atinge la treapta de încărcare pentru care se
îndeplineşte una din condiţiile:
Fig. 1.3 Diagrama încercării in 2 cicluri
Fig. 1.2 Diagrama încercării monotone
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
5
o tasarea medie sm este mai mare decât 1/10 din diametrul (latura) pilotului;
o în decurs de 24 ore de la aplicarea treptei nu se obţine condiţia de stabilizare.
Drept încărcare critică pe pilot Qcr se consideră încărcarea corespunzătoare treptei
precedente celei pentru care s-a determinat Qr.
Observaţie: În cazul piloţilor de mare capacitate, când lipsesc mijloacele tehnice pentru
atingerea încărcării de rupere, încărcarea Qmax va fi egală cu cel puţin 1,5 ori valoarea
încărcării maxime pe piloţii din lucrare, calculată în proiect pentru grupările de acţiuni
corespunzătoare stării limită ultime (conform STAS 10101/0-75). În acest caz, încărcarea
critică pe pilot vafi Qcr = Qmax
La încercările de nivel N3 şi N4 (realizate pe piloţi din fundaţie), încărcarea Qmax va fi cel
puţin egală cu de 1,5 ori valoarea încărcării maxime pe piloţii din lucrare, determinată prin
proiect pentru gruparea fundamentală de acţiuni corespunzătoare stării limită de exploatare
normală (STAS 10101/0-75).
La încercările de nivel N3 şi N4, când este necesară numai verificarea capacităţii portante
a piloţilor încercaţi (determinarea tasării sub încărcare fiind neesenţială pentru proiectare), se
pot efectua "încercări rapide". Variaţia forţei pe pilot se realizează după schemele arătate în
Fig. 1.2 sau Fig. 1.3 cu menţinerea fiecărei trepte de încărcare până la atingerea condiţiei de
stabilizare, dar nu mai mult de o oră, citirile făcându-se la intervalele arătate anterior.
În acest caz încercarea se opreşte la atingerea încărcării Qmax.
Diagrama de variaţie a tasării pilotului s cu încărcarea Q se poate construi în mod
aproximativ numai dacă se confirmă linearizarea diagramei de variaţie a tasărilor medii
măsurate sm cu timpul t reprezentat la scară logaritmică. În acest caz, drept tasare stabilizată
se consideră valoarea obţinută prin extrapolare pentru t=3 ore (Fig. 1.3).
Observaţie: Se recomandă efectuarea încercărilor "rapide" numai în cazul piloţilor
purtători pe vârf sau al piloţilor flotanţi care transmit cea mai mare parte a încărcării în
straturi alcătuite din pământuri necoezive.
1.1.1 Prezentarea rezultatelor încercării
Toate măsurătorile realizate în timpul încercării, ca şi observaţiile operatorului se
consemnează în fişa de înregistrare a rezultatelor încercării, care va cuprinde următoarele
date:
unitatea care efectuează încercarea;
lucrarea (şantierul, obiectivul);
numărul de identificare a pilotului încercat;
tipul pilotului;
data terminării execuţiei (înfingerii) pilotului;
data încercării dinamice (dacă este cazul);
presa de încărcare: seria, data etalonării;
celulă de forţă (inel dinamometric): tipul, seria, data etalonării;
aparate pentru măsurarea deplasărilor: tipul, seria, data etalonării;
alte dispozitive şi aparate de măsură: tipul, seria, data etalonării;
nivelmentul grinzilor de referinţă: operator, tipul aparatului;
măsurători de deplasări şi forţe interne:
timpul măsurătorii: dată, oră, minutul;
forţa aplicată pe pilot;
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
6
înregistrarea tasărilor: pe fiecare aparat s1 şi media sm, corecţia înregistrărilor şi
tasarea corectată s;
alte înregistrări (deplasări transversale, forţe interne);
observaţii în timpul pregătirii şi efectuării încercării (comportarea corpului pilotului,
condiţii meteorologice, şocuri - vibraţii etc.);
numele şi semnătura operatorului.
Pe baza datelor încercării pilotului se întocmesc grafice centralizate pe o diagramă (Fig.
1.4) cuprinzând:
- variaţia încărcării Q cu timpul t;
- variaţia tasării capului pilotului s în funcţie de timp;
- variaţia tasării stabilizate a capului pilotului cu încărcarea;
- variaţia încărcării pe baza şi pe suprafaţa laterală a pilotului în funcţie de Q;
- variaţia eforturilor tangenţiale pe suprafaţa laterală a pilotului în lungul acestuia
pentru diferite valori Q etc.
Fig. 1.4 Diagrama încercării la compresiune
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
7
2 ÎNCERCAREA DINAMICĂ ÎN TEREN A PILOŢILOR DE PROBĂ
2.1 Introducere
Odată cu utilizarea piloţilor ca modalitate de fundare indirectă pentru diferite structure, s-
a încercat găsirea unor metode logice de determinare a capacităţii portante a piloţilor. Au fost
propuse metode pentru a prezice capacitatea portanta utilizând observaţiile din teren din
timpul procesului de batere. Singura măsurătoare realistică care s-a putut obţine pe durata
baterii a fost tasarea pilotului pentru fiecare lovitură. În acest sens au fost dezvoltate formule
ce leagă energia cinetică a ciocanului de rezistenţă pilotului pe măsură ce pătrunde în teren,
pentru a determina capacitatea portanta a pilotului. Sub formă de ecuaţie se poate exprima
astfel:
(2.1)
Unde,
W = greutatea berbecului
h = înălţimea de cădere a berbecului
R = rezistenta terenului
sb = tasarea pentru fiecare lovitură
Acest tip de formulări sunt cunoscute sub denumirea de “forumule dinamice”. Datorită
simplităţii, formulele dinamice au fost utilizate pe scară largă pentru mulţi timp. Formulele
dinamice mai complexe considera greutatea pilotului, pierderile de energie din componentele
sistemului de batere şi alţi factori. Chiar dacă se folosesc formule simple sau complexe,
capacităţile portante rezultate în urma utilizării formulelor dinamice au arătat corelări slabe
atunci când au fost comparate cu rezultatele încercărilor statice. Astfel, exceptând anumite
cazuri în care se cunosc foarte bine condiţiile geologice şi fizice ale amplasamentului,
formulele dinamice nu ar trebui folosite.
2.2 Probleme ale formulelor dinamice
Problemele associate formulelor de batere apar din modelarea fiecărei componente a
sistemului de batere: sistemul de batere, terenul şi pilotul. Formulele dinamice oferă o
reprezentare slabă a sistemului de batere şi a pierderilor de energie ale diferitelor părţi ale
sistemului. Formulele dinamice de asemenea iau în considerare un pilotul ca fiind rigid, astfel
neglijându-se rigiditatea axială a pilotului, şi consideră că rezistenţa terenului este constantă
şi se mobilizează instantaneu odată cu impactul.
În primul rând, majoritatea formulelor nu iau în calcul în mod realistic sistemul de batere.
Ele consideră doar energia cinetică a sistemului de batere. Variaţiile ce apar din eficienţa
echipamentelor ce alcătuiesc sistemul nu sunt considerate. Sistemul de batere include multe
elemente pe lângă berbec, ca: nicovala, în cazul ciocanelor diesel, căciula de protecţie,
amortizorul ciocanului, sau amortizorul piloţilor, în cazul celor prefabricaţi din beton. Aceste
componente afectează distribuţia energiei ciocanului în raport cu timpul, atât înainte cât şi
după impact ceea ce influienteaza mărimea şi durata forţei maxime. Forţă maximă şi durata
acesteia determina posibilitatea sistemului de batere de a avansa pilotul în teren.
În al doilea rând, rezistenta terenului este foarte grosolan tratată considerând că este o
forţă constantă. Rezistenţa dinamică a terenului este rezistentă acestuia la pătrunderea rapidă
a pilotului produsă de impactul ciocanului. Această rezistentă nu este nici de departe egală cu
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
8
rezistenţa statică a terenului. Majoritatea formulelor considera această rezistentă ca fiind cea
statică. Penetrării rapide a pilotului în teren i se opune nu doar componenta statică a terenului
(reprezentată de coeziune şi frecare) dar şi cea dinamica, reprezentată de vâscozitatea
terenului, care este comparabilă cu cea a lichidelor. Rezistenţa terenului în timpul baterii,
obţinută din combinaţia rezistenţei statice şi a celei dinamice nu este egală cu rezistenţa
statică a terenului sau cu capacitatea portanta a piloţilor sub solicitarea eforturilor statice.
În al treilea rând, pilotul este considerat un element rigid, iar lungimea acestuia nu este
considerată. Această ipoteză neglijează complet flexibilitatea pilotului, ce afectează abilitatea
acestuia de a pătrunde în teren.
La nivel global, exista un număr foarte mare de formule dinamice, având diferite grade de
siguranţă. Smith (1960) a afirmat că editorii Engineering New Record deţin în baza lor de
date peste 450 de formule.
Obiectivul principal atunci când se utilizează o forumula de batere este de obicei sau să se
aleagă o capacitatea portanta sigură a pilotului utilizând infromatiile obţinute din timpul
baterii, sau să se determine parametrii de batere pentru o anumită forţă.
O îmbunătăţire relativ recentă în estimarea capacităţii portante utilizând metode dinamice
a rezultat din folosirea euatiei de undă pentru a analiza propagarea undei de compresiune în
lungul pilotului, decât considerând că o forţa este generată instantaneu pe toată lungimea
pilotului, aşa cum este considerat în formulele dinamice. Principalul obiectiv în utilizarea
ecuaţiei undei este de a obţine o mai bună relaţie dintre forţa ultima din pilot şi tasarea
aferenta acesteia. Mai mult, această abordare permite o analiză raţională asupra eforturilor din
pilot în timpul baterii şi deci poate fi utilă în dimensionarea structurală a pilotului.
2.3 Formule dinamice
2.3.1 Obţinerea formulei generale
Formulele de batere încearcă să coreleze rezistenta dinamică a pilotului cu cea statică, şi
au fost determinate pe baze empirice şi teoretice. Câteva dintre cele mai utilizate au la baza
legea de impact a lui Newton, modificată în unele cazuri pentru pierderile de energie din
timpul impactului.
Relaţia dintre rezistenta pilotului şi penetrarea acestuia în teren este exemplificata în Fig.
2.1.
.
Fig. 2.1 Curbă de incarcare-tasare pentru un pilot
Forta
Tasare
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
9
Materialul din care este fabricat pilotul şi amortizorul sunt considerate perfect elastic, iar
forţele de inerţie din teren şi piederile de energie rezultate din deformaţiile remanente, sunt
luate în considerare.
Ecuaţia generală de batere a fost elaborată de Taylor (1948) şi susţinută de Flaate (1964).
Simboluri:
S=penetrarea pilotului pentru ultimul impact, sau refuzul
Spp=deformatia plastica a pilotului
Sep=deformatia elastica a pilotului
Ses=deformatia elastica a terenului
S0=S Spp
W=greutatea ciocanului
H=inaltimea de cadere a ciocanului
ef=factor de eficienta a ciocanului
eiv=factor de eficienta al impactului
Wp =greutatea pilotului
A=aria sectiunii transversale a pilotului
L=lungimea pilotului
Ep=modulul de elasticitate al pilotului
v=viteza ciocanului inainte de impact
u=viteza ciocanului dupa impact
vp=viteza pilotului inainte e impact
up=viteza pilotului dupa impact
g=acceleratia gravitationala
Ru=capacitatea portanta a pilotului (imediat dupa batere) E1=energia transmisa pilotului
E2=energia ramasa dupa impact
Procesul de transfer al energiei şi penetrarea pilotului sub acţiunea unei lovituri de ciocan,
este prezentat în Fig. 2.2
Energia transmisă pilotului este:
Fig. 2.2 Transferul de energie şi tasarea pilotului sub acţiunea unei lovituri
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
10
E1=efWH= Wv2
2g (2.2)
Eficienţa impactului este:
eiv=
(W2g) u2 (
Wp
2g) up
2
(W2g) v2 (
W2g) vp2
=E2
E1
(2.3)
Din teorema impulsului rezultă:
W
g(v u)=
Wp
g(vp up) (2.4)
Coeficientul de revenire elastică, n, este:
n=up u
v vp (2.5)
Considerând , şi eliminând
eiv=W n2Wp
W Wp
(2.6)
Energia rămasă după impact este:
E2=efeivWH=efWH(W n2Wp
W Wp
)
(2.7)
E2 Ru(S Spp 1
2 Sep) (2.8)
Neglijând deformaţia elastică a terenului, şi introducând legea lui Hooke pentru pilot,
obţinem:
Sep=CRuL
AEp
(2.9)
Unde, C = raportul dintre deplasarea reală a capului pilotului şi cea dată de legea lui Hooke
Din ecuaţiile (2.7), (2.8), (2.9) rezulta:
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
11
Ru=efWH
S (CRuLAEp
) Spp
W n2Wp
W Wp
(2.10)
2.3.2 Formule dinamice uzuale
Chiar dacă formula (2.10) ia în considerare majoritatea factorilor, aplicabilitatea legii
impactului este îndoielnică, din moment ce pilotului nu reprezintă un corp liber, aşa cum
consideră legea impactului. Formula generală nu este aplicabilă în practică, deoarece mulţi
dintre coeficienţi sunt greu de determinat. Majoritatea formulelor dinamice utilizate,
reprezintă simplificări ale formulei generale, de cele mai multe ori cuprinzând coeficienţi şi
constante empirice. Majoritatea acestor forumule pot fi exprimate în modul următor:
eivefWH= 1
2
Ru2L
AE RuS (2.11)
Unde,
eiv=eficienta impactului
ef=eficienta ciocanului
=factor ce permite compresiunea elastica a terenului si a amortizorului
Factorul din stânga reprezintă energia loviturii, primul termen din dreapta este energia
consumată de către deformaţia elastică a pilotului, exprimată ca o compresiune statică ce
depinde de Ru iar cel de-al doilea termen este energia absorbită de către deformaţia remanenta
(plastică) a terenului.
Formule dinamice
Sanders:
Ru=WH
S (2.12)
Engineering News:
Ru=WH
S C (2.13)
unde C = {
2.5cm pentru ciocan cu cadere libera
0.25cm pentru ciocan cu abur
0.25Wp
Wcm pentru ciocan cu abur aplicat pe piloti foarte grei
Eytelwin (Olandeza):
Ru=WH
S
W
W Wp
(2.14)
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
12
Weisbach:
Ru= SAEp
L √
2WHAEp
L (
SAEp
L)
2
(2.15)
Hiley:
Ru=efWH
S 12(C1 C2 C3)
W n2Wp
W Wp
(2.16)
Tabel 2.1 Diferite valori ale eficientei ciocanului efa
Tip ciocan
Ciocan cu cădere liberă acţionat de un “trăgaci” 1.00
Ciocan cu cădere liberă acţionat de către o funie şi
scripete (cu frecare)
0.75
Ciocan McKiernan-Terry cu simplă acţiune 0.85
Ciocan Warrington-Vulcan cu simplă acţiune 0.75
Ciocan cu acţionare diferenţială 0.75
Ciocan McKiernan-Terry cu dubla acţiune 0.85
Ciocane diesel 1.00
a Extras din cartea “Pile foundation”, scrisa de R. D. Chellis ©, 1961 McGraw-Hill Book Company, Inc.
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
13
Tabel 2.2 Valori ale pentru Formula lui Hiley a
(a) Valori ale C1
C1 coeficient ce ia in considerare deformatia (compresiunea) temporara a capului pilotului si a amortizorului
Material asupra caruia
este aplicata lovitura
Batere usoara:
P1=3.448kPa asupra
amortizorului sau
pilotului in cazul in
care nu exista
amortizor [cm]
Batere moderata:
P1=6.895kPa asupra
capului pilotului sau
asupra mansonului de
protectie [cm]
Batere grea:
P1=10.342kPa asupra
capului pilotului sau
asupra mansonului de
protectie [cm]
Batere foarte grea:
P1=13.790kPa asupra
capului pilotului sau
asupra mansonului de
protectie [cm]
Capul unui pilot de
lemn avand 7.5-10cm
de material amortizor
0.127
0.254
0.381
0.508
sau pilot prefabricat
din beton
0.127+0.1778b 0.254+0.381b 0.381+0.5588b 0.508+0.762b
1,27-2.54cm doar
suport mat aplicat
direct pe capul
pilotului prefabricat
din beton
0.0625 0.127 0.1905 0.254
Capul unui pilot din
metal sau teava
0 0 0 0
(b) Valori pentru C2
, C2 reprezinta deformatia elastica a pilotului
(c) Valori pentru C3
C3 reprezinta deformatia elastica a terenului
C3 = 2.5cm
Interval: 0.5cm pentru soluri moi pana la 0 pentru soluri dure
Tabel 2.3 Valori ale coeficientului de revenire elastica, nc
Tip pilot Tipul amortizorului Ciocan cu cadere
libera, cu simpla
actiune sau diesel
Ciocan cu
actiune dubla
Prefabricat din beton Manson cu amortizor din
plastic compozit dispus pe
capul pilotului
0.4 0.5
Manson cu amortizor din
lemn dispus pe capul
pilotului
0.25 0.4
Ciocanul actioneaza direct
asupra pilotului existand
doar un suport intre acesta si
pilot
- 0.5
b Primul termen reprezina compresia mansonului si a papusei de lemn de deasupra mansonului, iar cel de-al
doilea termen reprezinta compresia suportului amortizor de lemn amplasat intre manson si capul pilotului
c Conform Whitaker (1970)
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
14
Janbu:
Ru= (1
ku) (
WH
S) (2.17)
ku=Cd(1 √1 e/Cd (2.18)
Cd=1.9 0.381Wp/W [cm] (2.19)
e=WHL/AES2 (2.20)
Formula Daneza:
Ru=efWH
S √(2efWHLAEp
)
(2.21)
Gates:
Ru=4.0√efWHlog10(25
S) coeficientii sunt in Tm si cm (2.22)
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
15
2.3.3 Exactitatea formulelor dinamice
Câteva cercetări au fost efectuate pentru a determina exactitatea formulelor dinamice prin
compararea forţelor ultime determinate cu formulele dinamice cu forţele ultime rezultate în
urma testelor de încărcare statică. Câteva dintre cele mai relevante cercetări au fost efectuate
de către Sorensen şi Hansen (1957), Ageschou (1962), Flaate (1964), Housel (1966) şi Olsen
şi Flaate (1967).
Sorensen şi Hansen au utilizat
informaţiile din 78 de teste de încărcare
pe piloţi realizaţi din beton, metal, şi
lemn, majoritatea având vârful în nisip
(doar câţiva au fost incastraţi în argila
dura). Rezultatele comparaţiilor dintre
forumule sunt arătate în Fig. 2.3.
Conform acesteia, toate formulele
considerate, cu excepţia celei Olandeze
(Eytelwein), urmăresc aproximativ o
distribuţie gausiana a rezultatelor. Există
o diferenţă foarte mică între precizia
formulelor Daneză, Hiley şi Janbu şi cea
derivată din ecuaţia de undă.
Cercetările realizate de Agerschou
au condus la aceleaşi rezultate ca în cazul de mai sus, existând diferenţe mici între formulele
lui Janbu şi Hiley chiar dacă acestea dau rezultate mai bune pe piloţi prefabricaţi din beton şi
lemn.
Din toate cercetările a rezultat ca formula emisă de Engineering News are cel mai mic
grad de precizie.
Ca o modalitate rapidă şi exactă de estimare a capacităţii portante, Olsen şi Flaate au
sugerat utilizarea următoarei formule, derivate din formula originală a lui Gates:
Ru=7.0√efWH log10(25
S) 27 (2.23)
Concluziile rezultate din rezultatele cercetărilor sunt următoarele: dacă pentru
determinarea capacităţii portante a piloţilor se vor folosi formule dinamice, cele care implică
cel mai mic grad de incertitudine sunt formulele Daneză, Janbu şi Hiley, în timp ce
Engineering News are cel mai ridicat grad de incertitudine.
În concluzie, este interesant de notat remarca făcută de Terzaghi (1943): “În ciuda
deficientelor evidente şi a inexactităţii acestora, formulele de batere se bucura încă de o
mare popularitate printre ingineri, deoarece utilizarea acestor formule reduc proiectarea
fundaţiilor pe piloţi la o procedură foarte simplă. Preţul plătit pentru aceasta simplificare
este foarte ridicat. În unele cazuri factorul de siguranţă este excesiv iar în alte cazuri tasări
importante au fost consemnate. Pentru a obţine informaţii clare în ceea ce priveşte efectul
impactului asupra penetrării piloţilor, este necesar să se considere vibraţiile produse de
impact”.
Fig. 2.3 Distribuţia statistică a rezultatelor
încercărilor pe ploti
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
16
2.4 Analiza dinamica folosind Ecuaţia undei
2.4.1 Modelare
Formulele dinamice nu oferă estimări corecte asupra capacităţii portante a pilotului. Mai
mult decât atât, nu oferă informaţii asupra eforturilor din pilot pe durata baterii. Aşa numita
analiza utilizând “Ecuaţia undei” a eliminat multe dintre neajunsurile asociate formulelor de
batere prin simularea realistă a loviturilor în raport cu penetrarea pilotului. Asta înseamnă o
abordare completă către reprezentarea matematică a sistemului compus din ciocan,
amortizoare, manşon, pilot şi teren.
Această metodă reprezintă un mijloc comod şi logic de determinare a utilizării unui
anumit sistem de batere pentru un anumit tip de pilot şi de alegere a unui sistem pentru a
obţine capacitatea portanta dorită fără a afecta
integritatea structurală a pilotului.
Această abordare a fost dezvoltată de E.A.L.
Smith (1960) şi după ce a fost aprobată, câţiva
dezvoltatori au realizat un model informatic al
modelarii interacţiunii teren-pilot. Metoda
dezvoltată de Smith este o metodă a diferenţelor
finite în care ecuaţia undei este utilizată pentru a
determina tasarea pilotului pentru o anumită forţă
aplicată acestuia.
Sistemul este alcătuit din:
1. Berbec – căruia îi este aplicată o viteză de
către sistemul de batere
2. Piesa de capăt (material amortizor)
3. Căciula de protecţie pilot
4. Piesa de amortizare (material amortizor)
5. Pilot
6. Teren
Berbecul, piesa de capăt, căciulă,
amortizorul şi pilotul sunt reprezentate ca
elemente discrete şi resorturi elastice.
Rezistenţa la frecare pe suprafaţa laterală a
pilotului este reprezentată printr-un sistem de
resorturi şi amortizoare (Fig. 2.5) în timp ce
rezistenţa pe vârf este reprezentată printr-un
singur resort şi un amortizor.
2.4.2 Propagarea undei
Datele de introducere pentru analiza
utilizând ecuaţia undei sunt foarte simple,
necesitând parametri foarte simpli pentru
sistemul de batere şi pilot suplimentar câtorva
proprietăţi standard ale terenului.
Fig. 2.4 Discretizarea pilotului conform Smith
(1960)
Fig. 2.5 Relatia de incarcare-deformare a terenului
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
17
În momentul în care pilotul este lovit de către ciocan, este doar comprimat la
interacţiunea dintre berbec – pilot. Această zonă de compresiune, după cum este arătat în Fig.
2.6 se dezvolta în pilot spre vârful acestuia cu o viteză constantă, c, care depinde de modulul
de elasticitate al pilotului şi greutatea specifică. Atunci când forţa ajunge în zona de
încastrare, amplitudinea acesteia este redusă de rezistenţă statică şi dinamică a terenului. În
funcţie de mărimea rezistenţei terenului în lungul suprafeţei de frecare şi pe vârful pilotului,
forţa va genera ori o forţă de compresiune sau una de tracţiune ce se întoarce la capul
pilotului. Atât forţă incidenta cât şi cea reflectată cauzează o mişcare a vârfului pilotului şi
produce o tasare remanenta dacă, energia şi forţa combinate, sunt suficient de mari pentru a
depăşi rezistenţa statică şi dinamică a terenului.
2.4.3 Ecuaţia undei – metodologie
Într-o analiza ce utilizează ecuaţia undei, ciocanul, capişonul şi pilotul sunt modelate ca
o serie de segmente fiecare fiind alcătuit dintr-o masă concentrată şi un resort. Ciocanul şi
segmentele pilotului au aproximativ un metru lungime. Elemente mai scurte pot fi utilizate
pentru o exactitate mai mare. Rigiditatea resorturilor este calculată din aria transversală a
secţiunii pilotului şi modulul de elasticitate. Amortizoarele ciocanului şi pilotului sunt
reprezentate prin resorturi suplimentare a căror rigiditate este calculată din aria, modulul de
elasticitate şi grosimea materialelor amortizoare. Suplimentar, coeficienţi de revenire (COR)
sunt specificaţi pentru a modela pierderile de energie datorate materialelor amortizoare şi în
toate segmentele care sunt separate de segmentele vecine de o anumită distanţă. Coeficientul
de revenire este egal cu 1 pentru o ciocnire perfect elastică, care conservă întreaga energie, şi
este egal cu 0 pentru condiţii perfect plastice, în care se pierde întreaga energie prin
deformaţie. Ciocniri parţial elastice pot fi modelate utilizând o valoare intermediară.
Rezistenţa terenului în lungul zonei de încastrare a pilotului şi pe vârful acestuia este
reprezentată prin două componente: statică şi dinamică. Prin urmare, o rezistenţă statică şi
una dinamica apare pe fiecare segment de pilot incastrat. Forţa de rezistenţă statică a
terenului este modelată cu resorturi elasto-plastice iar cea de rezistenţă dinamică utilizând
amortizoare liniar vâscoase. Tasarea la care comportarea terenului se schimbă din elastic în
plastic se numeşte “quake” (tasare elastică). În modelul Smith de amortizare, rezistenta
Fig. 2.6 Propagarea undei într-un pilot
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
18
dinamică a terenului este proporţională cu un factor de amortizare înmulţit cu viteza pilotului
înmulţit cu rezistenţa statică coresounzatoare a terenului. În Fig. 2.7 este reprezentată
schematic ecuaţia undei pentru un model constituit din ciocan-pilot-teren.
Odată cu începerea analizei, o rezistenţă ultimă calculată sau atribuită, Rut, conform
valorilor specificate de către utilizator, este distribuită prin resorturile elasto-plastice pe
suprafaţa de frecare şi vârf. În mod similar, coeficienţii de amortizare specificaţi de către
utilizator sunt atribuiţi frecării laterale şi vârfului pentru a simula rezistenta dinamică a
terenului. Analiza apoi continuă cu calcularea vitezei berbecului utilizând datele de intrare
(eficienta şi cursa acestuia). Mişcarea berbecului produce deformaţii ale resorturilor atribuite
cacilulii de protecţie şi capului pilotului, şi deci, compresii (sau extensii) şi forţe ce
acţionează la partea de sus şi de jos a segmentelor. În plus, mişcarea unui segment de pilot
produce forţe de rezistenţă în teren. O însumare a tuturor forţelor ce acţionează într-un
segment, împărţită la masa segmentului conduc la acceleraţia segmentului. Acceleraţia în
raport cu timpul conduce la viteza segmentului. Viteza înmulţită cu intervalul de timp
conduce la o schimbare a deplasării segmentului care corespunde unor noi forţe în resort.
Aceste forţe împărţite la secţiunea pilotului sunt egale cu eforturile în acel punct.
Calcule similare sunt conduse pentru fiecare segment până când acceleraţiile, vitezele şi
deplasările tuturor segmentelor au fost calculate pentru intervalul de timp. Analiză este apoi
repetată pentru următorul interval de timp utilizând deplasările calculate de la intervalul de
timp precedent. Prin acest procedeu acceleraţiile, vitezele, forţele şi eforturile în fiecare
segment sunt calculate în funcţie de timp. Intervale de timp adiţionale sunt analizate până
când vârful pilotului începe să ricoşeze.
Tasarea remanenta (mm) a vârfului pilotului este calculată prin scăderea mediei
ponderate a deformaţiilor elastice (quake) ale suprafeţei laterale şi vârfului din deplasarea
totală a pilotului. Inversă tesarii remanente este rezistentă baterii (înregistrarea numărului de
lovituri) exprimată în bateri / metru care corespunde rezistenţei ultime considerate.
Efectuând analize utilizând ecuaţia undei pentru o varietate mare de rezistente, se obţine
“curba de rezistenţă” care leagă rezistenta ultimă de rezistenţă de batere. Un astfel de grafic
este foarte diferit de un grafic similar obţinut utilizând formulele dinamice. Graficul asociat
ecuaţiei undei ia în considerare sistemul de batere, cursa ciocanului, tipul pilotului, profilul
terenului şi lungimea pilotului. Dacă intervine vreo modificare într-una din caracteristicile de
mai sus, atunci şi graficul se va schimba. Mai mult, acest grafic cuprinde valorile maxime ale
forţei de compresiune şi eforturile de tensiune din piloţi.
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
19
Fig. 2.7 Modelul de analiză a Ecuaţiei undei
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
20
2.5 Analiza piloţilor prin testarea dinamică
2.5.1 Introducere
Metodele de testare dinamică utilizează măsurători ale deformaţiilor şi acceleraţiilor
înregistrate în apropierea capului pilotului atunci când un pilot este bătut sau re-batut folosind
un echipament de batere. Aceste măsurători dinamice pot fi utilizate pentru a evalua eficienta
sistemului de batere, pentru a calcula eforturile în pilot în timpul baterii, pentru determinarea
integrităţii structurale a pilotului şi pentru a estima capacitatea portanta statică a acestuia.
Capacitatea portanta a unui pilot se poate determina atât prin mijloace teoretice (formule
dinamice) cât şi prin mijloace tehnologice (Pile Driver Analyzer – Analizatorul de Batere a
Piloţilor – corelat cu CAPWAP).
Rezultatele încercărilor dinamice pot fi evaluate utilizând tehnologia de potrivire a
semnalelor (Signal Matching) pentru a determina distribuţia rezistenţei relative a terenului în
lungul pilotului, dar şi pentru a reprezenta caracteristicile dinamice ale terenului necesare
pentru analiza utilizând ecuaţia undei.
2.5.2 Echipamentul de testare dinamică
Un sistem uzual de testare dinamică este compus din minimum 2 accelerometre şi 2
extensometre (Fig. 2.9) dispuse pe fetele diametral
opuse ale unui pilot pentru monitorizarea şi
înregistrarea deformaţiilor şi acceleraţiilor şi pentru
determinarea impactelor neuniforme. Extensometrele
şi accelerometrele sunt dispuse la două până la trei
diametre sub capul pilotului şi sunt conectate prin
intermediul unor cabluri care converg într-unul singur
la echipamentul de achiziţie a datelor, ca de ex.
Analizatorul de Batere a Piloţilor (Pile Driving
Analyzer – PDA; Fig. 2.9). PDA-ul condiţionează şi
transfora deformaţiile şi acceleraţiile în forţe şi
viteze înregistrate în raport cu timpul. Forţa este
calculată din deformaţia măsurată, ε, înmulţita cu
modulul de elasticitate al betonului, E, şi cu aria transversală, A :
F(t)=EAε(t) (2.24)
Viteza este obţinută prin integrarea acceleraţiei măsurate, a:
v(t)=∫ a(t)dt (2.25)
Pe durata baterii, PDA-ul realizează integrări şi toate celelalte calcule necesare pentru
analizarea înregistrărilor dinamice pentru: transferul de energie, eforturile de batere,
integritatea structural şi capacitatea pilotului. Informaţiile privind calitatea sunt automat
analizate şi, în cazul în care apare vreo problemă, un semnal de alarmă este transmis.
Fig. 2.8 Sistem uzual de testare dinamică
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
21
2.5.3 Descrierea metodei de testare dinamică
Fiecare lovitură a ciocanului produce o undă de efort pe capul pilotului, ce parcurge toată
lungimea acestuia. Instrumentele de măsură (extensometre şi accelorometre) montate pe pilot
măsoară deformaţiile şi acceleraţiile pe măsură ce unda parcurge în jos pilotul. Materialul din
care este creat pilotul şi terenul ce înconjoară pilotul, transmit şi reflecta undă pe măsură ce
înaintează în pilot. La vârful pilotului unda este reflectată înapoi la capul acestuia. Atunci
când ajunge sus dispozitivele măsoară deformaţiile şi acceleraţiile cauzate de undă reflectată.
Cunoscând rigiditatea pilotului, forţa poate fi calculată din măsurătorile deformaţiilor.
Acceleraţiile pot fi integrate în raport cu timpul pentru a determina viteza. Măsurarea forţei şi
vitezei reprezintă principalele date utilizate de PDA pentru a determina rezistenta
necunoscută a terenului. În majoritatea aplicaţiilor, ciocanul nu este instrumentat şi doar
Fig. 2.10 Încercarea dinamică a unui pilot
prefabricat
Accelerometru Extensometru
Fig. 2.9 Dispozitivul de analiză şi stocare a datelor
(PDA)
Fig. 2.10 Pilot pregătit pentru test
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
22
sistemul pilot-teren este considerat şi analizat. Dacă testul dinamic se execută în timpul
baterii, rezistenta terenului astfel determinată este rezistentă terenului la batere, denumită în
mod uzual RTB. Dacă testul dinamic este realizat la scurt timp după terminarea instalării, este
denumit un test de re-batere. Dacă testul dinamic este realizat la multe zile de la terminarea
instalării, scopul acestuia este de a determina rezistenta statică ultimă a pilotului. În mod
normal, un timp de aşteptare de cel puţin o săptămână după instalare este recomandat. În
structurile “offshore” (pe apă) asemenea întârzieri nu pot fi acceptate. În consecinţă, testul de
re-batere este utilizat ca un indicator grosolan pentru comportarea pe termen lung a
rezistenţei pilotului.
2.5.4 Bazele mecanicii undei
Când o tijă elastică uniforma având secţiunea transversală, A, modulul de elasticitate, E,
şi viteza undei, C, este lovită de către o masă, atunci o forţă, F, este generată la suprafaţă de
impact a tijei. Forţa comprima zonă adiacenta a tijei. Din moment ce materialul este
comprimat, se produce o acceleraţie şi atinge o viteză, v. Atâta timp cât nu sunt zone de
rezistenţă pe tija uniformă, forţa în tija va fi egală cu viteza particulei înmulţita cu impedanţa
pilotului, EA/C.
F=v (2.26)
=EA
c (2.27)
Pentru un anumit material (e.g. beton)
E, A, c sunt constante.
În Fig. 2.11a este prezentată o tijă
uniformă de lungime L, fără zone de
rezistenţă, care este lovită la unul din
capete de către o masă. Unde de forţă şi
viteza (viteza particulelor) vor apărea în
tija (Fig. 2.11b). Aceste unde vor
parcurge tija, având viteza materialului,
c. La timpul L/c undele vor ajunge la
capătul tijei, aşa cum este arătat în Fig.
2.11c şi Fig. 2.11d. Din moment ce nu
sunt condiţii de rezistenţă ce acţionează
asupta tijei, o condiţie de capăt liber
este considerată, şi apare reflectată o
forţă de întindere, care dublează viteza
pilotului la capătul liber, iar forţa netă
devine zero. Unda va parcurge pilotul
cu o forţă egală cu cea considerată
iniţial, doar ca de întindere, şi o viteză
având aceeaşi mărime şi acelaşi sens.
Se considera că tija este un pilot
fără zone de rezistenţă, şi că măsurarea
Fig. 2.11 Mecanica undei pentru un element cu
capăt liber
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
23
forţelor şi vitezelor se realizează aproape de capul pilotului. Înregistrări caracteristice ale
forţelor şi vitezelor în raport cu timpul pentru această condiţie de “capăt liber” sunt prezentate
în Fig. 2.12. În grafic, respunsul vârfului pilotului este inregistart la timpul 2L/c. Acesta este
timpul necesar undelor să parcurgă pilotul până la vârf şi înapoi la zona în care se
înregistrează măsurătorile, împărţită la viteza undei. Din moment ce nu sunt efecte de
rezistenţă care să acţioneze în lungul suprafeţei pilotului, înregistrările forţelor şi vitezelor au
valori egale până la zona de relectare (din condiţia de capăt liber) a undelor. La timpul 2L/c,
unda forţei tinde la zero, în timp ce valoarea vitezei se dublează. Exemplificarea reprezintă o
situaţie de batere uşoară unde pilotul pătrunde în teren sub efectul loviturilor de ciocan.
Fig. 2.12 Măsurători ale forţei şi vitezei în raport cu timpul pentru condiţia de “capăt liber”.
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
24
În Fig. 2.13a este prezentată o tijă
uniformă de lungime L, care este lovită de o
masă. Din nou nu sunt zone de rezistenţă pe
toată lungimea tijei, dar capătul acesteia este
fix (mişcarea acesteia este împiedicată de nişte
mecanisme astfel încât viteza în punctul
respectiv să fie egală cu zero). Impactul
produs de căderea masei, va produce unde de
forţă şi viteza în tija aşa cum este arătat în Fig.
2.13b. Aceste unde vor parcurge tija cu viteza
c. La timpul L/c, undele vor ajunge la capătul
tijei, aşa cum este arătat în Fig. 2.13c şi Fig.
2.13d. Acolo, condiţiile de “capăt fix” vor
cauza o relectare a undei de compresiune şi
deci forţa la capătul fix se va dubla iar viteza
pilotului va fi zero.
Se considera că tija este un pilot având
capătul fix şi măsurarea forţelor şi vitezelor se
realizează din nou în apropierea capului
acestuia. Înregistrarea forţelor şi vitezelor în
raport cu timpul sunt prezentate în Fig. 2.14.
Din moment ce nu sunt rezistente care să
acţioneze pe suprafaţa pilotului, înregistrările
forţelor şi vitezelor au valori egale până la
zona de relectare (din condiţia de capăt fix) a
undelor. La timpul 2L/c, unda de forţă se măreşte în tip ce unda de viteza tinde la zero.
Exemplificarea reprezintă o situaţie de batere grea în care pilotul este bătut în rocă.
Fig. 2.14 Măsurători ale forţei şi vitezei în raport cu timpul pentru condiţia de “capăt fix”.
Fig. 2.13 Mecanica undei pentru un element cu
capăt fix
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
25
După cum s-a discutat mai sus, valorile înregistrate ale forţelor şi vitezelor au valori
egale, sau sunt proporţionale, din momentul impactului şi rămân egale până când sunt
afectate de către rezistenta terenului sau schimbările de secţiune. Reacţiile cauzate de orice
efect vor ajunge la zona de măsurare la timpul 2x/c, unde x este distanţa până la rezistenţă
terenului sau schimbarea de secţiune. Atât efectele cauzate de rezistenţă terenului cât şi cele
cauzate de mărirea secţiunii transversale vor cauza măriri în înregistrările forţelor şi micşorări
în înregistrările vitezelor. Vice versa, reduceri ale secţiunii transversale, ca de ex. cele
cauzate cauzate de defecte ale pilotului, vor produce o descreştere a forţei şi o creştere a
vitezei.
Conceptul de efect produs ca urmare a rezistenţei terenului asupra valorilor forţelor şi
vitezelor poate fi înţeles prin exemplul prezentat în Fig. 2.15. În acest caz, rezistenta terenului
pe un pilot este compusă doar dintr-o rezistentă mică amplasată la adâncimea A, sub
instrumentele de măsurare, şi o rezistenţă mai mare situată la adâncimea B. Asupra pilotului
nu acţionează nicio altă rezistenta deci se considera o condiţie capăt liber, pe vârful pilotului.
Valorile înregistrate ale forţelor şi vitezelor vor fi egală până la timpul 2A/c, când unda de
relectie cauzată de rezistenţă mică a terenului ajunge la instrumentele de măsură. Aceasta
reflecţie va cauza o mică creştere a forţei şi o mică descreştere a vitezei.
Fig. 2.15 Efectele rezistenţei terenului în înregistrarea forţei şi vitezei
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
26
Nicio altă rezistenţa a terenului nu acţionează asupra pilotului între timpii 2A/c şi 2B/c.
Prin urmare înregistrările forţelor şi vitezelor vor rămâne paralele în acest interval de timp.
La timpul 2B/c, relectia cauzată de rezistenţă mare a terenului va ajunge la dispozitivele de
măsurare. Refectia cauzată de rezistenţă mare a terenului va produce o creştere a forţei pe
intervalele de timp 2B/c şi 2L/c. Prin urmare înregistrările ferţei şi vitezei vor rămâne din nou
paralele în acest interval de timp.
La timpul 2L/c, reflecţia de la vârful pilotului va ajunge la dispozitivele de măsurare. Din
moment ce nicio rezistentă nu este considerată pe vârful pilotului (din condiţia de capăt liber)
o undă de întindere va fi reflectată. Deci o mărire a vitezei şi o micşorare a forţei se va
produce.
Această interpretare a conceptelor de măsurare a fortie şi vitezei în raport cu timpul poate
fi utilizată pentru evaluarea rezistenţei terenul în contact cu pilotul.
În Fig. 2.16a se poate observa apariţia unei separării minime între înregistrările de forţă
şi viteza între timpul 0 şi 2L/c. Suplimentar, are loc o creştere mare a înregistrării vitezei şi o
descreştere corespunzătoare în înregistrarea forţei, la timpul 2L/c. Această înregistrare indica
rezistenta minimă pe vârf şi suprafaţa laterală a pilotului.
În Fig. 2.16b se poate observa din nou apariţia unei separării minime între înregistrările
de forţă şi viteza între timpul 0 şi 2L/c. Însă o creştere foarte mare în înregistrările forţei şi o
descreştere corespunzătoare în înregistrările vitezelor are loc la timpul 2L/c. Astfel,
înregistrările forţelor şi vitezelor indica o rezistenţă la frecare pe suprafaţa laterală mică şi o
rezistenţă pe vârf foarte mare.
În Fig. 2.16c apare o separare mare între înregistrările forţei şi vitezei între timpii 0 şi
2L/c. Această înregistrare indica o rezistenţă mare la frecare pe suprafaţa laterală a pilotului.
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
27
2.5.5 Metodologia de testare dinamică
Au fost dezvoltate două metode de analiză a înregistrărilor dinamice: Metoda CASE şi
CAPWAP. În teren, PDA-ul utilizează ecuaţiile Metodei CASE pentru estimarea rezistenţei
statice a pilotului, calcularea eforturilor de batere şi a integrităţii piloţilor dar şi pentru
calculul transferului de energie al ciocanului. Medoda de analiza CAPWAP este o analiză
numerică mult mai riguroasă care utilizează înregistrările dinamice ale forţei şi vitezei
împreună cu modelarea pilotului şi a terenului utilizând ecuaţia undei pentru a calcula
rezistenta statică a terenului, distribuţia relativă a rezistenţei terenului şi proprietăţile
dinamice ale terenului, cum ar fi quake-ul (constantă elastică) şi amortizarea (constantă
vâscoasă).
2.5.5.1 Metoda CASE de determinare a capacitatii portante
Studiile de cercetare realizate de Universitatea CASE din Cleveland, Ohio, au condus la
o metodă ce foloseşte măsurători electronice realizare în timpul baterii unui pilot pentru
determinarea capacităţii statice. Presupunând că pilotul este liniar elastic şi că are secţiune
constantă, rezistenta statică şi dinamică a pilotului în timpul baterii, RTL, poate fi exprimată
utilizând următoarea ecuaţie:
Fig. 2.16 Înregistrări ale forţelor şi vitezelor pentru diferite condiţii de teren
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
28
RTL=1
2[F(t1) F(t2)]
1
2[V(t1) V(t2)]EA/c (2.28)
Unde:
F=forta masurata la pozitia instrumentului de masura
V=viteza masurata la pozitia instrumentului de masura
t1=timpul impactului initial
t2=timpul la care unda initiala este reflectata de la varful pilotului (t1 2L
c)
E=modulul de elasticitate al pilotului
c=viteza undei pentru materialul din care este realizat pilotul
A=aria pilotuli la pozitia instrumentului de masura
L=lungimea pilotului sub pozitia instrumentului de masura
Pentru a obţine rezistenta statică a pilotulu, rezistenta dinamică (amortizarea) trebuie
eliminată din ecuaţia de mai sus. Golbe (1975) a determinat că rezistenţa dinamică poate fi
aproximată ca o funcţie liniara dependenta de amortizare înmulţită cu viteza pilotului, şi că
viteza pilotului poate fi estimată din măsurătorile dinamice de la capul pilotului. Această
ipoteză a condus la ecuaţia standard de determinare a rezistenţei statice, RSP:
RSP=RTL J V(t1)EA
c F(t1) RTL (2.29)
Unde:
J = factor adimensional de amortizare determinat in functie de tipul pilotului din apropierea
varfului pilotului
2.5.5.2 Metoda CAPWAP (CAse Pile Wave Analysis Program)
CAPWAP este un program informatic pentru o determinare riguroasă a capacităţii statice
a pilotului, a distribuţiei relative a rezistenţei terenului şi a caracteristicilor dinamice ale
terenului. O analiză CAPWAP poate fi realizată pentru fiecare lovitură de ciocan care este de
obicei aleasă la momentul finalizării baterii (EOD – end of driving) sau începutul re-baterii
(re-strike). Ca atare, o analiză CAPWAP finisează rezultatele dinamice obţinute cu metoda
CASE, pentru o anumită adâncime de penetrare sau interval de timp. CAPWAP foloseşte
modelarea pilotului şi a terenului corespunzătoare ecuaţiei undei; înregistrările forţelor şi
vitezelor realizate cu PDA-ul sunt utilizate ca şi condiţii la limită, înlocuind modelarea
ciocanului.
În modelul CAPWAP prezentat în Fig. 2.17, pilotul este modelat ca o serie de segmente
continue iar rezistenţa terenului este modelată ca o serie de resorturi elasto-plastice (rezistenţa
statică) şi amortizoare (rezistenţa dinamică). Înregistrările forţelor şi acceleraţiilor din PDA
sunt utilizate pentru a cuantifica forţa în pilot şi mişcarea acestuia, care reprezintă două dintre
cele trei necunoscute. Necunoscută rămasă o reprezintă condiţiile de contur, care sunt definite
de modelarea terenului. Mai întâi sunt realizate estimări rezonabile ale distribuţiei rezistenţei
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
29
terenului, deformaţiei elastice (quake) şi a amortizării. Apoi, acceleraţia măsurată este
utilizată pentru a pune în mişcare pilotul. Programul apoi calculează forţa de echilibru de la
capul pilotului, care poate fi comparată cu cea determinată cu ajutorul PDA-ului. Iniţial,
valorile măsurate şi calculate ale forţelor nu vor corespunde. Ajustări sunt realizate asupra
modelului considerat şi repetat procesul de calcul.
Fig. 2.17 Schematizarea analizei CAPWAP
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
30
În procesul de potrivire CAPWAP, abilitatea de a potrivi undele măsurate şi cele
calculate la diferite intervale de timp, este controlată de diferiţi factori. În Fig. 2.18 sunt
ilustraţi factorii care influienteaza cel mai mult calitatea potrivirii într-o anumită zonă.
Rezistenţa la frecare laterală considerată, are influienta cea mai mare în calitatea potrivirii
începând cu înregistrarea la timpul tr înaintea impactului şi până la o perioadă egală cu 2L/c.
Acest lucru îl reprezintă ONA 1 din Fig. 2.18.
În ONA 2, rezistenţa pe vârf şi modelarea vârfului (amortizarea vârfului, deformaţia
elastică a acestuia) inflienteaza potrivirea undelor. ona 2 începe de unde se termină ona 1
şi continuă pentru o perioadă egală cu timpul de ridicare tr plus 3ms. Pe parcursul ZONEI 3,
care începe de unde se termină ona 1 şi continuă pentru o perioadă egală cu timpul de
ridicare tr plus 5ms, capacitatea totală este cea care controlează calitatea semnalelor. O
potrivire bună a undelor în ona 3 este esenţială pentru evaluarea capacităţii. ONA 4 începe
de unde se termină ona 2 şi continuă pentru o perioadă de 20ms. Comportarea terenului la
descărcare influienteaza calitatea semnalelor de pe această zonă.
Cu fiecare analiză, programul evaluează calitatea potrivirilor prin însumarea valorilor
absolute ale diferenţelor relative dintre undele măsurate şi cele calculate. Programul
calculează un număr pentru fiecare analiză care este suma numerelor determinate pentru
fiecare dintre cele 4 zone. Un exemplu de iteraţie este prezentat în Fig. 2.19.
Fig. 2.18 Factori care influienteaza potrivirea semnalelor de forţă în CAPWAP (conform
Hannigan, 1990)
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
31
Prin acest process de ajustare a erorilor prin multiple iteraţii şi până la modelul terenului
prezentat în Fig. 2.19, modelul terenului este ajustat până când nu se mai observa diferenţe
între forţă măsurată şi cea calculată la partea superioară a pilotului. Modelul terenului rezultat
este considerat cea mai bună estimare a capacităţii statice a pilotului, a distribuţiei rezistenţei
terenului, şi a caracteristicilor acestuia: deformaţia elastică şi amortizarea. Un exemplu al
rezumatului unei analize CAPWAP este prezentat în Fig. 2.20.
Fig. 2.19 Procesul de potrivire a semnalelor utilizând CAPWAP (potrivit lui Hannigan, 1990)
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
32
Fig. 2.20 Tabel cu rezultatele finale CAPWAP
Fig. 2.21 Distribuţia eforturilor CAPWAP
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
33
3 DETERMINAREA CAPACITĂŢII PORTANTE LA COMPRESIUNE DIN
ÎNCERCĂRI STATICE ŞI DINAMICE, CONFORM NORMELOR ROMANEŞTI
3.1 Relaţia generală de verificare
Proiectarea trebuie să se bazeze pe unul din următoarele moduri de abordare:
- Rezultatele unor încercări sub sarcini statice, despre care s-a demonstrate, prin calcul
sau pe altă cale, că sunt compatibile cu experienţa dobândită în situaţii comparabile;
- Metode de calcul empirice sau teoretice a căror validitate a fost confirmată de
încercări sub sarcini statice în situaţii comparabile;
- Rezultatele unor încercări sub sarcini dinamice a căror validitate a fost demonstrate
prin încercări sub sarcină statică în situaţii comparabile.
Pentru a demonstra că fundaţia preia încărcarea de calcul cu un coeficient de siguranţă
corespunzător faţă de cedarea prin epuizarea capacităţii portante la compresiune, trebuie
satisfăcută următoarea inegalitate pentru toate cazurile de încărcări şi grupările de încărcări
aferente stării limita ultime:
Fc;d Rc;d (3.1)
unde:
Fc;d – valoarea de calcul a încărcării axiale de compresiune asupra unui pilot corespunzătoare
stării limita ultime
Rc;d – valoarea de calcul a rezistenţei la compresiune a terenului în contact cu pilotul, la
starea limita ultima
În principiu, este indicat ca Fc;d trebuie să cuprindă greutatea proprie a pilotului iar Rc;d
să includă presiunea geologia a pământului la baza fundaţiei. Totuşi, aceste două mărimi pot
fi neglijate dacă aproximativ se anulează reciproc.
Atunci când se stabileşte valoarea caracteristică a capacităţii portante ultime la
compresiune Rc;k, pe baza valorilor Rc;m măsurate în una sau mai multe încărcări de probă pe
piloţi, trebuie luată o marjă de siguranţă care să ţină seama de variabilitatea terenului şi de
variabilitatea efectului modului de instalare a pilotului.
3.2 Determinarea capacităţii portante la compresiune din încercări statice de probă
pe piloţi
În cazul structurilor care nu au capacitatea de a transfera încărcările de la piloţii “moi” la
piloţii “tari”, trebuie verificată, ca o condiţie minimă, următoarea relaţie:
Rc;k=Min {(Rc;m)med
1
;(Rc;m)min
2
} (3.2)
în care 1 şi
2 sunt coeficienţi de corelare care depind de numărul de piloţi încercaţi şi care
se aplică asupra valorilor medii (Rc;m)med şi, respectiv, minime (Rc;m)min
a lui Rc;m.
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
34
(Rc;m)med – valoarea medie a rezistenţei la compresiune a terenului în contact cu pilotul,
măsurată în una sau mai multe încercări pe piloţi
(Rc;m)min – valoarea minimă a rezistenţei la compresiune a terenului în contact cu pilotul,
măsurată în una sau mai multe încercări pe piloţi
Rc;k – valoarea caracteristică a rezistenţei la compresiune a terenului în contact cu pilotului, la
starea limita ultima
Tabel 3.1 Coeficienţi de corelare pentru testele statice
pentru n = 1 2 3 4
1,50 1,35 1,25 1,15 1,00
1,50 1,25 1,10 1,05 1,00
unde n = numărul de piloţi încercaţi
În cazul structurilor care au o rigiditate şi rezistenţa suficiente pentru a transfera
încărcările de la piloţii “moi” la piloţii “tari”, valorile coeficienţilor 1 şi
2 pot fi împărţite la
1,1, cu condiţia ca 1 să nu fie niciodată mai mic decât 1,0.
Valoarea caracteristică a rezistenţei la compresiune a terenului, Rc;k, poate fi dedusa pe
baza valorilor caracteristice ale rezistenţei pe bază, Rb;k, şi rezistenţei pe suprafaţa laterală
Rs;k, astfel încât:
Rc;k=Rb;k Rs;k (3.3)
Rb;k – valoarea caracteristică a rezistenţei pe baza a pilotului
Rs;k – valoarea caracteristică a rezistenţei de frecare pe suprafaţa laterală a pilotului
Aceste componente pot fi stabilite direct pe baza rezultatelor încercărilor statice de
probă, sau estimate pe baza încercărilor asupra terenului sau a încercărilor la sarcini
dinamice.
Capacitatea portanta de calcul, Rc;d, trebuie sa se determine fie din:
Rc;d=Rc;k
t
(3.4)
Sau
Rc;d=Rb;k
b
Rs;k
s
(3.5)
Tabel 3.2 Tabel cu coeficienţi parţiali de rezistenţă ( R) pentru piloţii de îndesare
Rezistenţa Simbol Set
R1 R4
Pe vârf 1,0 1,3
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
35
Pe suprafaţa laterală (compresiune) 1,0 1,3
Totală/combinată (compresiune) 1,0 1,3
Pe suprafaţa laterală (tracţiune) 1,25 1,6
3.3 Determinarea capacităţii portante de calcul la compresiune a piloţilor prefabricaţi
introduşi prin batere, pe baza datelor din încercarea de penetrare statică (CPT):
Rc;d=Abqb,k
2 b3
Fl
s3
U
up (3.6)
unde:
qb;k
- valoarea caracteristică a presiunii pe vârful penetrometrului
qb;k
= qb;k1
qb;k2
2 (3.7)
unde:
qb;k1
- media valorilor înregistrate în straturile situate de la nivelul
vârfului penetrometrului până la o adâncime egală cu 4d sub
acest nivel
qb;k2
- media valorilor înregistrate de la nivelul vârfului
penetrometrului până la o înălţime egală cu βd deasupra
acestui nivel
d- diametrul sau dimensiunea maximă a secţiunii dreptunghiulare a
pilotului [cm]
β- coeficient care se ia în funcţie de stratul în care se execută
penetrarea:
β=3 pământuri coezive, nisipuri cu ID 0,35
β=8 nisipuri cu ID=0,36 0,65
β=15 nisipuri şi nisipuri cu pietriş ID 0,66
Ab- aria secţiunii transversale a pilotului
Fl- forţa de frecare pe suprafaţa laterală a penetrometrului introdus la nivelul vârfului
pilotului
U- perimetrul secţiunii transversale a pilotului
up- perimetrul secţiunii coloanei penetrometrului
b3,
s3- coeficienţi parţiali:
b3=
s3=1,4
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
36
3.4 Determinarea capacităţii portante ultime la compresiune pe baza încercărilor de
impact dinamic
Pentru a putea utiliza o încercare pe pilot prin impact dinamic (lovitura de berbec), cu
măsurarea deformaţiei şi acceleraţiei în funcţie de timp în cursul impactului, spre a se evalua
rezistenta la compresiune a piloţilor izolaţi, trebuie ca validitatea rezultatului să fi fost
demonstrată în prealabil prin încercări de probă statice efectuate asupra unui pilot de acelaşi
tip, de aceeaşi lungime, cu aceiaşi secţiune şi în condiţii de teren similare.
O încărcare de probă de acest tip poate de asemenea să includă şi un process de analiză a
curbelor care reprezintă undele de eforturi. Această procedură permite evaluarea cu
aproximaţie a rezistenţei pe suprafaţa laterală şi a rezistenţei pe vârf ale pilotului precum şi
simularea comportării acestuia în termenii relaţiei incercare-tasare.
Valoarea de calcul a capacităţii portante a pilotului, Rc;d, trebuie obţinută cu relaţia:
Rc;d=Rc;k
t
(3.8)
În care:
Rc;k=Min {(Rc;m)med
5
;(Rc;m)min
6
} (3.9)
În care 5,
6 sunt coeficienţi de corelare care depind de numărul n al piloţilor încercaţi şi
se aplică asupra valorii medii (Rc;m)med şi, respectiv, minime (Rc;m)min
a lui Rc;m.
Tabel 3.3 Coeficienţi de corelare pentru teste dinamice
pentru n = 2 5 10 15 20
5 1,60 1,50 1,45 1,42 1,40
6 1,50 1,35 1,30 1,25 1,25
a Valorile lui din acest table sunt aplicabile pentru oncercarile de impact dinamic
b Valorile lui pot fi multiplicate printr-un coeficient de model 0,85 daca se folosesc
incercari de impact dinamic cu calare de semnale
c Valorea lui este indicat sa se multiplice cu un coefficient de model 1,10 atunci cand se
foloseste o formula dinamica de batere cu masurarea deplasarii cvasi-elastice a capului
pilotului sub impact
d Valorile lui trebuie multimplicate cu un coeficient de model 1,20 atunci cand se foloseste
o formula dinamica de batere fara masurarea deplasarii cvasi-elastice a capului pilotului sub
impact
e Daca in fundatie exista tipuri diferite de piloti, este indicat ca grupele de piloti similari sa se
considere separate atunci cand se alege numarul n de piloti incercati
Coeficienţi de corelare pentru stabilirea valorilor caracteristice pe baza încercărilor de
impact dinamic a,b,c,d,e
(n – numarul pilotior incercati)
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
37
Tabel 3.4 Inaltimea de cadere a berbecului functie de tipul
acestuia
Tipul de berbec Piloti
verticali
Piloti inclinati
cu 3:1
Berbec cu cadere libera
sau cu actiune simpla
Berbec diesel sau cu
actine dubla
3.5 Determinarea capacităţii portante ultime la compresiune pe baza formulelor de
batere
Formulele de batere trebuie utilizate doar dacă este cunoscută stratificaţia terenului.
Atunci când se utilizează formule de batere pentru evaluarea capacităţii portante ultime a
piloţilor individuali ai fundaţiei, validitatea formulelor trebuie să fi fost demonstrate printr-un
exemplu anterior de comportare acceptabilă în încărcări statice de probă asupra unor piloţi de
acelaşi tip, de lungime şi secţiuni similare şi în condiţii de teren asemănătoare.
Atunci când se utilizează o formulă de batere pentru a se verifica portanta la compresiune
a unui pilot, este indicat că încercarea de batere a pilotului să se fi realizat pe cel puţin 5 piloţi
suficient de distanţaţi unul de celălalt pentru a se putea stabili numărul necesar de lovituri la
seriile finale de lovituri.
În cazul piloţilor purtători pe vârf, bătuţi într-un teren necoeziv, valoarea de calcul a
capacităţii portante la compresiune,, Rc;d, se determină cu:
Rc;d=Rb;k
b
(3.10)
Unde:
b- coeficient partial de siguranta:
b=1,4
Rb;k= aA
2 √(
aA
2)2
aA
e
Q0 0,2q
Q0 q
Q0 H0 (3.11)
unde:
a – factor ce depinde de tipul pilotului şi de condiţiile de batere
A – aria secţiunii pilotului (în cazul piloţilor tubulari se considera suprafaţa secţiunii inelare)
e – refuzul pilotului [cm]
Q0 – greutatea berbecului (sau a părţii care loveşte)
q – greutatea pilotului (inclusiv a căciulii de protecţie şi a părţii staţionare a berbecului)
H0 – înălţimea de cădere a berbecului cm
H1 – mărimea cursei berbecului
E0 – energia de lovire a berbecului [kJ]
Tabel 3.5 Factorul a
Tipul pilotului si
conditiile de batere
a
[kPa]
Pilot din beton armat
(cu caciula de
protectie)
1500
Pilot din lemn (cu
caciula de protectie)
1000
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
38
4 STUDII DE CAZ
4.1 Corelarea testelor CAPWAP cu TESTELE STATICE pentru Şantierul: Centrala
de Cicluri Combinate localizat în Portul din Barcelona
4.1.1 Introducere
Fundaţia pe piloţi reprezintă o parte a structurii utilizată pentru a prelua şi transmite
încărcările provenite din structura, prin frecare laterală şi presiune pe vârf către strate portante
localizate la o anumită adâncime sub suprafaţa terenului natural. Capacitatea portanta a
piloţilor este calculată în concordanţă cu proprietăţile terenului sau în concordanţă cu
înregistrările de penetrare consemnate în timpul baterii. Aceste calcule statice şi dinamice
sunt considerate, în mod normal, estimări grosiere pentru capacitatea portanta a piloţilor, şi
pot fi folosite ca ghid pentru determinarea lungimii acestora. Decizia finală asupra lungimii
piloţilor şi a capacităţii acestora trebuie întotdeauna luată după efectuarea testelor de
încărcare asupra acestora.
4.1.2 Teste de încărcare pe piloţi din lucrare
Testarea piloţilor în lucrare se poate face utilizând următoarele metode:
4.1.2.1 Test static de încărcare
Capacitatea portanta a piloţilor este verificată prin efectuarea unor teste de încărcare pe
piloţii stabiliţi din lucrare, în concordanţă cu prevederile normativului ASTM -1143 (1), prin
aplicarea unei forţe constante în anumite intervale de timp. Forţă capabilă este determinată
din curbă de incarcare-tasare generată de încărcarea de încărcarea incrementală. Acest tip de
test este utilizat pe scară largă în toată Europa.
4.1.2.2 Test dinamic de încărcare
Măsurătorile dinamice sunt utilizate pentru a evalua performanta şi eficientă ciocanului şi
a sistemului de batere, eforturile din timpul baterii în piloţi, integritatea structurală a piloţilor,
şi capacitatea lor portanta.
Monitorizarea dinamică este realizată cu ajutorul Analizatiorului de Batere a Piloţilor (Pile
Driving Analyzer PDA) calibrat conform ASTM D4945 (2).
4.1.3 Rezultatele testelor de încercare statică şi dinamică
Pentru priectul localizat în portul din Barcelona au fost realizate 8 încercări dinamice şi o
încercare statică. Scopul încercărilor dinamice a fost de evaluare a capacităţii portante a
piloţilor şi de măsurare a tasării sub forţele aplicate, şi compararea acestora cu rezultatele
testului static. Testele au fost realizate în Februarie 2007. Aceasta subcapitol prezintă
rezultatele încercărilor dinamice şi analiza acestora utilizând PDA-ul.
Analiza de potrivire a semnalelor, CAPWAP, este considerată o procedură standard de
determinare a capacităţii portante a piloţilor utilizând informaţiile furnizate de încercările
dinamice cu deformaţii mari.
Deşi sunt multe aplicaţii ale încercării dinamice, determinarea capacităţii portante
reprezintă principala aplicaţie. Abilitatea de a prezice capacitatea portanta statică din
încercări dinamice a rezultat din multe studii şi cercetări şi a reprezentat principala atenţie în
realizarea testelor dinamice în multe proiecte internaţionale. Practica curentă cere potrivirea
semnalelor cu rezultateale încercărilor pentru a determina cât mai corect capacitatea portanta.
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
39
Corelările sigure pentru stabilirea capacitatatii portante, pe termen lung, a testelor
dinamice cu cele statice necesita o analiză simplă. Pentru piloţii bătuţi, testele dinamice ar
trebui realizate în timpul unei re-lovituri, după o perioadă de timp suficientă pentru a permite
relaxarea terenului (stabilizarea schimbărilor de eforturi din teren). Ideal, timpul după
instalarea pilotului şi până la încercarea acestuia pe cale dinamică trebuie să fie similar cu cel
corespunzător timpului de aşteptare în cazul testului static, şi preferabil, la scurt timp după
efectuarea testului static. Însă, presiunile de timp în graficul general de lucrări de cele mai
multe ori impune efectuarea testelor dinamice la o perioadă scurtă de timp, şi astfel relaxarea
totală a terenului nu este realizată. Testarea efectuată pe piloţi foraţi necesita atingerea unei
anumite rezistente a betonului care în mod indirect permite revenirea terenului ca urmare a
procesulu ide forare. Pilotul forat sau bătut trebuie să cunoască o tasare netă / lovitura
suficient de mare (de obicei 2mm sau mai mult) pentru a mobiliza întreaga capacitate. Însă,
testele dinamice pe piloţi foraţi de diametru mare, produc tasări nete foarte mici, şi astfel
capacitatea portanta va rezulta în zona conservative.
4.1.4 Testarea şi analiza dinamică a piloţilor
Testarea dinamică măsoară forţa şi mişcarea din pilot, produse de impactul unui ciocan,
prin intermediul unor accelerometre şi extensometre amplasate la partea superioară a
pilotului, înregistrate cu ajutorul PDA-ului. Procesarea datelor în timp real permite
determinarea eficienţei impactului şi a sistemului de batere, integrităţii structurale a pilotului,
distribuţia rezistenţei terenului şi capacitatea portanta statică a pilotului. Pentru a cuantifica
efectele datorate rezistenţei terenului, informaţiile măsurate sunt analizate cu programul
CAPWAP. Rezultatele analizei CAPWAP includ forţele de rezistenţă statică în lungul
suprafeţei laterale a pilotului (frecare laterală) şip e baza acestuia (rezistenţa pe vârf), tasarea
elastică a terenului (quake) şi valori de amortizare pentru frecare şi vârf, dar şi un grafic de
incarcare-tasare (rezistenţa statică a terenului).
4.1.4.1 Conditii litologice
Terenul în care s-au bătut piloţii pregabricati este caracterizat de următoarele strate
litologice:
Stratul I: strat de umplutură compactată, până la cota -12.0m, realizată ca urmare a
executării lucrărilor portuare din zonă. Stratul este caracterizat de rezistente mici, fiind un
strat slab portant.
Statul ÎI: strat compus din nisip fin şi nisip prăfos cu locale concreţiuni de argile
cimentate, mediu indeast (N30<15) până la cota -18.0m. Stratul este caracterizat de rezistente
medii.
Stratul III: strat compus din argila prăfoasă şi praf argilos de la mediu îndesat la îndesat,
până la cota -21.0m.
Statul IV: start compus din nisip fin spre mediu până la cota -40.0m. Începând cu cota -
34.0m terenul devine îndesat, acesta reprezentând cota de fundare a piloţilor.
4.1.4.2 Detalii asupra pilotilor testati
Piloţii supuşi încercărilor axiale statice şi dinamice sunt realizaţi din beton armat de clasă
superioară C50/60 şi au secţiune pătrată cu dimensiune laturii de 350mm şi 400mm.
Lungimea de la zona de poziţionare a instrumentelor de măsură până la vârful acestora este
prezentată în tabelul de mai jos.
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
40
Rezistenţa la compresiune a betonului este de 50MPa cu un conţinut minim de ciment de
350 kg/m3 şi o tasare a betonului cuprinsă între 16-20 cm. Piloţii au fost testate utilizând un
echipament de batere cu o greutate de 9t ce cădea de la o înălţime de 1.2m.
Tabel 4.1 Tabel centralizor cu piloţii testaţi
Pilot Sectiune
W=
greutate
ciocan [t]
Cursa
ciocan
[m]
e = refuz
/ lovitura
[mm]
E1 = energia
transmisa
pilotului
[tm]
ef = eficienta
ciocanului
Lungime
batuta [m]
Lungime
de proba
[m]
PL-1 PT-350 9 1.2 1 7.7 71% 30.40 31.80
PL-2 T-400 9 1.2 1 9.38 87% 30.10 31.50
PL-3 T-400 9 1.2 1 9.52 88% 30.40 31.80
PL-4 PT-350 9 1.2 1 7.66 71% 30.00 31.40
PL-5 PT-350 9 1.2 1 5.1 47% 30.00 31.40
PL-6A PT-350 9 1.2 1 6.88 64% 30.20 31.60
PL-6-2 PT-350 9 1.2 1 6.01 56% 30.10 31.50
PL-7 T-400 9 1.2 2 9.3 86% 30.10 31.50
Astfel, se poate calcul factorul de eficienta al impactului:
eiv=W n2Wp
W Wp
Wp=Ap Lp c=(0.352 31.8 2.5)=9.7 t
n=0.25
eiv=9 0.25
2 9.7
9 9.7=100
4.1.4.3 Echipamentul de testare
Pentru realizarea testelor dinamice s-au utilizat:
- PDA
- accelerometre
- extensometre
Accelerometrele şi extensometrele s-au montat la partea superioară a pilotului, pe fete
opuse, perfect plane, pentru a anula efectul de încovoiere din timpul fiecărei lovituri.
Semnalele de deformaţie şi acceleraţie au fost înregistrate cu PDA-ul.
PDA-ul este un calculator digital ce măsoară şi analizează semnalele de forţă şi viteză
pentru fiecare lovitură şi realizează curbele de forţă şi viteza dependente de timp. În şantier,
PDA-ul utilizează un program bazat pe formula CASE pentru a calcula capacitatea statică a
pilotului utlizand valorile forţei de la partea superioară a pilotului şi viteza. Valoarea
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
41
capacităţii este ulterior verificată prin intermediul analizei CAPWAP pentru confirmarea
acesteia.
4.1.4.4 Testarea “in situ” şi analizarea rezultatelor ca urmare a impactului dinamic
Testarea dinamică pe piloţi a fost efectuată prin lovirea acestora de câteva ori în timpul
procesului de re-batere. Pe durata efectuării testului, s-au obţinut măsurători dinamice
complete pentru fiecare lovitură transmisă pilotului.
PDA-ul măsoară rezistenta totală (statică plus dinamică) ce acţionează asupta pilotului. O
parte din rezistenţă totală, ce este calculată ca rezistenţă statică este determinată din factorul
de amortizare al terenului JC.
4.1.4.5 Rezultate şi concluzii Analiza dinamica realizată cu PDA-ul a servit la colecţionarea informaţiilor
disponibile ale terenului, stabilind o ipoteză adevărată pentru obţinerea capacităţii portante a
piloţilor.
Ca şi consecinţă a încercărilor realizate, s-au putut cuantifica parametrii rezistenţei
unitare de frecare pe suprafaţa laterală şi pe vârf pentru difertie straturi de teren traversate de
către pilot.
Se poate semnala, odată analizate informaţiile obţinute cu PDA-ul, că piloţii au traversat
o zonă cu caracteristici de rezistenţă mică până la o adâncime medie ce variază între 12,00m
şi 14,00m, având o rezistenţă unitară pe suprafaţa laterală mai mică de 2t/m2.
În continuare apare o zonă cu caracteristici de rezistenţă medie, amplasată la adâncimi
cuprinse între 12,00m şi 28,00m, având valori ale rezistenţei unitare pe suprafaţa laterală mai
mari de 9 t/m2.
În final, apare o zonă cu caracterisiti de rezistenţă ridicată, unde se realizează incastrarea
piloţilor. Valorile rezistenţei unitare pe suprafaţa laterală se situează între 9 şi 10 t/m2,
crescând până la valori cuprinse între 11,03 şi 14,49 t/m2. Pentru rezistenţa unitară pe vârf
valorile rezistenţei erau cuprinse între 1426 şi 1713 t/m2.
Ţinând cont de aceste valori unitare, se optine rezistenta totală mobilizata între 355 şi
385 tone pentru piloţi de secţiune PT-350 şi între 435 şi 440 tone pentru piloţi de secţiune T-
400; ţinând cont de natura nedistructiva a testului, aceste rezistente sunt inferioare rezistenţei
ultime a terenului.
În ceea ce priveşte integritatea structurală a piloţilor, se poate spune că niciunul dintre
regiştrii măsuraţi nu prezintă reflecşii anormale ale undelor pe suprafaţa laterală pentru care
se poate considera că piloţii sunt integrii dpdv structural.
Încercările realizate au confirmat inexistenta tracţiunilor sau compresiunilor
incompatibile cu tipul de pilot ales, confirmând funcţionalitatea sistemului de fundare ales.
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
42
4.1.4.6 Rezultate numerice şi grafice
În ceea ce urmează sunt prezentate rezultatele analizei CAPWAP-W corespunzătoare
următorilor piloţi analizaţi:
Tabel 4.2 Centalizarea rezultatelor testelor dinamice
Rezultatele testelor dinamice
Pilot Tip Lungime
[m]
Rezistenta totala mibilizata Tasare
[mm] Frecare
laterala [tone]
Varf
[tone]
Totala
[tone]
PL-1 PT-350 30.4 176 193 369 1.883
PL-2 T-400 30.1 199 236 435 2.49
PL-3 T-400 30.4 204 236 440 3.454
PL-4 PT-350 30 174 210 384 1.13
PL-5 PT-350 30 171 187 358 0.457
PL-6A PT-350 30.2 183 200 383 0.587
PL-6-2 PT-350 30.5 167 188 355 1.244
PL-7 T-400 30.1 210 228 438 3.36
În următoarele pagini sunt prezentate rezultatele complete ale analizei dinamice şi
cuprind următoarele:
1. Rezumatul informaţiilor proiectului şi piloţilor şi rezultatul încercării
2. Compararea curbelor de Forţă vs. Viteza, măsurate în şantier şi calculate prin
aplicarea metodei CAPWAP-W, trasarea curbei statce de incarcare-tasare şi
distribuitia rezistenţei pe suprafaţa laterală (frecare laterală)
3. Bazele numerice ale curbelor incarcare-tasare
4. Rezultatele numerice a celei mai bune potriviri de curbe prin utilizarea metodei
CAPWAP-W
5. Tabel centralizator în care sunt indicate valorile maxime şi minime ale Forţelor,
Vitezelor, Deplasărilor (tasărilor) şi Energiei. Determinarea capacităţii portante prin
metoda CASE în funcţie de diferite valori ale coeficientului de amortizare vâscoasă
(J)
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
43
Fig. 4.1 Curba de incarcare-tasare rezultată din calcul dinamic (PL-1) pentru un pilot PT-350
Fig. 4.2 Curba de incarcare-tasare rezultată din calcul dinamic (PL-2) pentru un pilot T-400
0
5
10
15
20
25
30
35
0 100 200 300 400
Tasa
re [
mm
]
Incarcare [Tone]
Pile top
Pile bottom
0
5
10
15
20
25
30
35
0 100 200 300 400 500
Tasa
re [
mm
]
Incarcare [Tone]
Pile top
Pile bottom
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
44
Fig. 4.3 Curba de incarcare-tasare rezultată din calcul dinamic (PL-4) pentru un pilot T-400
Fig. 4.4 Curba de incarcare-tasare rezultată din calcul dinamic (PL-4) pentru un pilot PT-350
0
5
10
15
20
25
30
35
0 100 200 300 400 500
Tasa
re [
mm
]
Incarcare [Tone]
Pile top
Pile bottom
0
5
10
15
20
25
30
35
0 100 200 300 400 500
Tasa
re [
mm
]
Incarcare [Tone]
Pile top
Pile bottom
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
45
Fig. 4.5 Curba de incarcare-tasare rezultată din calcul dinamic (PL-5) pentru un pilot PT-350
Fig. 4.6 Curba de incarcare-tasare rezultată din calcul dinamic (PL-6A) pentru un pilot PT-350
0
5
10
15
20
25
30
0 100 200 300 400
Tasa
re [
mm
]
Incarcare [Tone]
Pile top
Pile bottom
0
5
10
15
20
25
30
35
0 100 200 300 400 500
Tasa
re [
mm
]
Incarcare [Tone]
Pile top
Pile bottom
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
46
Fig. 4.7 Curba de incarcare-tasare rezultată din calcul dinamic (PL-6.2) pentru un pilot PT-350
Fig. 4.8 Curba de incarcare-tasare rezultată din calcul dinamic (PL-7) pentru un pilot T-400
0
5
10
15
20
25
30
0 100 200 300 400
Tasa
re [
mm
]
Incarcare [Tone]
Pile top
Pile bottom
0
5
10
15
20
25
30
35
0 100 200 300 400 500
Tasa
re [
mm
]
Incarcare [Tone]
Pile top
Pile bottom
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
47
Suprapunerea rezultatelor celor 8 teste (5 pe piloţi PT-350 şi 3 pe piloţi T-400)
Fig. 4.9 Suprapunerea curbelor de incarcare-tasare rezultate din calcul dinamic pentru 3 piloţi T-400
Fig. 4.10 Suprapunerea curbelor de incarcare-tasare rezultate din calcul dinamic pentru 5 piloţi PT-
350
0
2
4
6
8
10
12
14
0 100 200 300 400 500
Tasa
te [
mm
]
Incarcare [tone]
DLT1-T400
DLT2-T400
DLT3-T400
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
0 100 200 300 400 500
Tasa
re [
mm
]
Incarcare [Tone]
DLT1-T350
DLT2-T350
DLT3-T350
DLT4-T350
DLT5-T350
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
48
4.1.5 Testarea statica a pilotilor
Un singur pilot având secţiune PT-350 a fost supus solicitării statice. Testul static a
fost realizat conform specificaţiilor din Procedura de testare statică ASTM D-1143-1994.
Forţa a fost aplicată asupra pilotului prin intermediul unei prese hidraulice.
Sistemul de reacţiune a fost constituit din:
4.1.5.1 Ancoraje
S-au folosit 4 ancoraje având o lungime suficientă pentru preluarea eforturilor rezultate
din aplicarea forţei asupra pilotului (Fig. 4.11). Pilotul a fost centrat pe intersecţia ancorajelor
astfel încât distribuţia forţei să se realizeze uniform.
4.1.5.2 Grinzi de reacţiune
Grinzile au avut o grosime şi o rigiditate structurală suficiente pentru a permite
absorbirea eforturilor aplicate asupra pilotului fără nicio deformaţie. Îmbinarea dintre grinzile
de reacţiune şi ancoraje s-a realizat prin intermediul unor conexiuni speciale.
Fig. 4.11 Realizarea unei incercari statice pe pilot PT-350
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
49
4.1.5.3 Presa hidraulică
Presa hidraulică utilizată are o capacitate de 500 Tone, astfel încât permite atingerea
forţei de încercare de 300Tone fără probleme. Pentru transmiterea fără probleme a încărcării
asupra pilotului se utilizează o placă de repartiţie sau un inel astfel încât suprapunerea dintre
acestea şi presă hidraulică să se realizeze centrat pe axul pilotului. Presa se conectează la o
pompă hidraulică pentru a atinge diferitele nivele de încărcare.
4.1.5.4 Microcomparatoare
Măsurarea tasării pilotului s-a realizat utilizând 4 microcomparatoare având un cursa
minimă de 50mm şi o precizie de 0.01mm. Micrometrele s-au aşezat pe 2 grinzi de referinţă
paralele, diametral opuse şi dispuse la 900 (pentru măsurarea deplasărilor laterale sau de rotire
cauzate de încărcările excentrice).
Fig
. 4
.13 P
resa
hidraulică
Fig. 4.12 Grinzi de reacţiune
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
50
4.1.5.5 Grinzi de referinţă
Aceste grinzi reprezintă sprijinul microcomparatoarelor şi sunt dispuse cu sprijiniri bine
realizate şi înfipte ferm în teren, şi sunt amplasate la o distanţă de minimum 2.5m faţă de
pilot şi elementele de ancoraj.
Încărcarea totală aplicată asupra pilotului 701 (PT-350) care corespunde pilotului PL-1 a
fost de 300 tone.
Pe perioada încărcării s-au aplicat 2 cicluri de încărcare asupra pilotului într-o manieră
eşalonată, primul cu incremente de 25 tone la fiecare oră până la atingerea a 100tone, şi
descărcarea ulterioară, şi al doilea cicul cu incremente de 25 şi 50 tone până la atingerea a
300tone (încărcarea maximă aplicată), şi ulterior descărcarea în paşi de 100 tone.
Fig. 4.14 Dispunerea microcomparatoarelor
Fig. 4.15 Dispunerea grinzilor de referinţă
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
51
4.1.6 Rezultate si concluzii
Au fost plasate 4 microcomparatoare pe suprafaţa laterală a pilotului (notate de la 1 la
4) având o precizie de 0,01m ce permit citirea instantanee şi la intrevale de 5, 10, 15, 20, 25,
30, 45 şi 60 minute până la atingerea unei forţe de 100tone. Ulterior s-a realizat un ciclu de
descărcare (în paşi de 50 tone) realizându-se citiri la intervale de 5 şi 10 min.
În continuare s-a realizat ciclul al doilea de încărcare, realizându-se citiri la fiecare 5 şi
10 minute până la atingerea unei forţe de 100tone. Începând cu 100tone până la sarcina
maximă de 300tone, formă de citire a fost instantanee şi la fiecare 5, 10, 15, 20, 25, 30, 45 şi
60 minute.
Odată atinsă sarcina maximă prevăzută, se dispune descărcarea în 2 trepte la care se
realizează citiri la fiecare 5, 10, 15, 20, 25, 30, 45 şi 60 minute până la atingerea sarcinii de
100tone, şi de aici până la final (încărcare 0) citirile se vor realiza la 5, 10, 15, 20, 25, 30, 45,
60, 90 şi 120 minute.
De asemenea s-a utilizat un al cincilea microcomparator pentru a măsura deformaţiile
îmbinării pilotului cu sistemul de reacţiune.
Deformaţiile înregistrate de cele 4 microcomparatoare au fost mici, atingându-se o
deformaţie maximă la finalul încărcării de 300tone de 8,057mm, pentru care, evident, nu s-a
atins rezistenta ultimă.
Revenirea terenului după finalzarea solicitării a fost bună, cu o tasare remanenta
înregistrată la 120 minute după finalizarea descărcării de 1,795mm.
S-a realizat o comparaţie cu rezultatele testelor dinamice observându-se o tasare mai
mare în cazul testelor dinamice, probabil datorate timpului mic de re-batere ce a trecut de la
finalizarea instalării piloţilor şi efectuarea testului (s-a realizat în aceeaşi zi). În cazul
pilotului încercat static, timpul dintre finalizarea instalării şi realizarea testului a fost de 16
zile.
Oricum se poate considera că rezultatele obţinute în urma încercărilor dinamice sunt
conservatoare şi de partea siguranţei.
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
52
4.1.7 Rezultate numerice si grafice
Fig. 4.16 Curbă de incarcare-tasare rezultată din încărcare statică pentru un pilot PT-350
Fig. 4.17 Rezultate static vs dinamic
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
0 50 100 150 200 250 300 350
Tasa
re [
mm
]
Incarcare [tone]
SLT
SLT
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
0 100 200 300 400 500
Tasa
re [
mm
]
Incarcare [tone]
SLT
DLT1
DLT2
DLT3
DLT4
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
53
4.2 Corelarea testelor CAPWAP cu TESTELE STATICE pentru o serie de proiecte
din Argentina
4.2.1 Introducere
În prima jumătate a anilor 80, a fost introdusă în Argentina testarea piloţilor bazată pe
Teoria Undei de Efort; la început sub formă de Test Sonic de Integritate pe Piloţi (PIT – Pile
integrity test) ca un parametru de control ak calităţii fundaţiilor şi, mai târziu, sub forma
Testelor de Încărcare Dinamică pentru a măsura interacţiunea pilot-teren. Dar până atunci
cum era determinată capacitatea portanta a piloţilor? Răspunsul este foarte simplu, în acelaşi
mod ca în restul lumii, prin utilizarea Testelor Statice de Încărcare. Aşa cum cu toţii
cunoaştem, în ciuda familiarităţii testului static acesta reprezintă un consumator important de
timp şi bani.
În decursul acelor ani, unde Asigurarea Calităţii a început să joace un rol important în
sectorul de construcţii din Argentina, dar şi datorită creşterii eforturilor s-a impus un control
tot mai riguros asupra verificării fundaţiilor pe piloţi. Coraborat cu creşterea economică,
disponibilitatea noilor tehnologii în construcţii şi grafice strânse de lucru pentru finalizarea
lucrărilor, a permis Testării Dinamice să fie introduse ca o metodă alternativă de testare.
Obiectivul acestui subcapitol este de a prezenta corelarea dintre Testarea Dinamică şi cea
Statică realizate pe acelaşi pilot. Testarea Dinamică s-a realizat utilizând echipament FPDS-3,
dezvoltat de TNO Building & Construction Research (Olanda), în timp ce Testarea Statică s-a
realizat sub directiva standardelor ASTM. Atunci când s-a realizat testul static, structura de
preluare a reactinii a fost realizată dintr-o grindă şi piloţi de reacţiune ancoraţi sub zona de
influienta a pilotului testat.
4.2.2 Studiul 1 – Clădiri rezidenţiale
Şantierul a fost compus dintr-un grup de clădiri construite în oraşul Buenos Aires,
Argentia. Condiţiile de teren sunt descrise în următorul profil geotehnic (Fig. 4.18) iar piloţii
au fost de dislocuire, realizaţi din beton armat, turnaţi “în situ” sub protecţia noroiului
bentonitic (caracteristicile pilotului sunt prezentate în Tabel 4.3).
Tipul
pilotului
Bentonita Diametru
[m]
Lungime
[m]
I 0.35 14.0
II 0.40 15.0
III 0.50 15.0
Tabel 4.3 Caracteristicile piloţilor Studiul 1
Proiectul de fundaţii este compus din 408 piloţi amplasaţi sub capitele în grupuri de unul,
doi sau trei. Integritatea tuturor piloţilor instalaţi a fost verificată cu metoda impedanţei
mecanice pentru a se verifica dacă aveau defecte structurale şi pentru a stabili care dintre
aceştia erau subiectul testelor statice şi dinamice.
S-a decis de către inginerul lucrării, că primii trei piloţi trebuie testaţi static cu metoda
“lentă” şi 7 dintre piloţi (29 piloţi) dinamic (rezultatele încercării sunt prezentate în Tabel
4.4).
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
54
Tip test Tip
pilot Cantitate
Incarcare,
SLS
[MN]
Incarcare
maxima [MN]
Tasare
maxima
[mm]
Dinamic I 10 0.6 1.4 2.6
Dinamic II 10 0.7 1.9 3.0
Dinamic III 9 0.9 2.4 3.9
Static I 1 0.6 1.2 2.2
Static II 1 0.7 1.4 2.1
Static III 1 0.9 1.8 2.6
Tabel 4.4 Rezultatele testelor Studiul 1
Concluzii: Rezultatele testelor sunt prezentate în Fig. 4.19, de unde se poate vedea foarte
clar bună corelare dintre testele dinamice şi cele statice. Calitatea acestei potriviri depinde
dramatic de calitatea investigaţiilor geotehnice, de cunoaşterea proprietăţilor mecanice ale
Fig. 4.18 Profil geotehnic
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
55
betonlui şi de supraconsumul de beton, pentru a verifica variaţiile în secţiunea transversală a
piloţilor.
Fig. 4.19 Curbe de încărcare - tasare rezultate din teste statice şi dinamice Studiul 1
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
56
4.2.3 Studiul 2 – Instalaţii industriale
Proiectul consta în extinderea undei instalaţii industrial în zona de sud a Gran Buenos
Aires, unde 250 de piloţi prefabricaţi din beton armat au fost bătuţi cu un ciocan diesel.
Informaţiile cu privire la piloţi sunt prezentate în Tabel 4.5.
Tipul pilotului
Secţiune
transversală
[m x m]
Lungime
[m]
Prefabricat din
beton
0.4 x 0.4 19.0
Tabel 4.5 Caracteristici pilot Studiul 2
Pentru a determina lungimea piloţilor în diferite zone ale şantierului, analize cu PDA-ul
au fost efectuate, monitorizând Rezistenta Baterii, eforturi, etc. Integritatea a 100% din piloţi
a fost testată cu teste sonice căutând piloţii fisuraţi, cu defecte structurale, 10 (20 piloţi) au
fost testaţi dinamic şi 1 pilot a fost testat static pentru a avea o corelaţie între cele două
metode. Rezumatul acestor investigaţii este prezentat în Tabel 4.6.
Tip test Cantitate
Încărcare,
SLS
[MN]
Încărcare
maximă
[MN]
Tasare
maximă
[mm]
PDA 40 - - -
Dinamic 20 1.2 2.9 4.8
Static 1 1.2 2.4 3.8
Tabel 4.6 Rezultatele testelor Studiul 2
Este interesant de discutat ce să intaplat cu acesta corelaţie. Datorită perioadei scurte de
timp pentru finalizarea instalării piloţilor, Inginerul a decis efectuarea testelor Dinamice
imediat după finalizarea baterii – chiar dacă GEOTECNICA CIENTEC a intenţionat să îl
convingă să nu facă întocmai pentru că se va obţine o rezistenţă totală mai mică datorită
influientei presiunii apei din pori.
Profilul geotehnic, prezintă profilul stratigrafic rezultat din încercările SPT şi CPT.
Deoarece au fost detectate discrepante în timpul forajului propiu-zis în diferite zone ale
şantierului, conul olandez a fost utilizat. A fost de asemenea foarte utilă Predicţia Baterii
Piloţilor (PDP – Pile Driving Prediction), realizată înainte ca primul pilot să fie bătut, pentru
a selecta cel mai potrivit ciocan diesel. În Fig. 4.20 sunt prezentate rezultatele testului
executat pe pilotul nr 135, unde primul test dinamic realizat nu a îndeplinit aşteptările, ca
urmare a explicaţiei de mai sus. Dup ace rezultatele au fost disponibile, Inginerul a decis
realizarea unui test static 2 săptămâni mai târziu, considerând că testul nu putea fi pentru
determinarea capacităţii ultime, deoarece pilotul era din fundaţie. La 5 zile de la finalizarea
testului static, echipamentul de piloţi a fost utilizat pentru re-baterea pilotului nr. 135 pentru
monitorizarea comportamentului dinamic al acestuia.
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
57
Aşa cum poate fi observant, diferenţele dintre primul test dinamic şi testul static dar şi
cel dinamic secundar, au fost cauzate de faptul că nu a fost luat în considerare, în solurile
coezive, săturate, efectele baterii asupra remodelării structurii terenului şi înceată disipare a
presiunii porilor ceea ce a condus la o reducere a capacităţii portante.
Concluzie: Testele dinamice sunt afectate de caracteristicile geotehnice locale dar şi de
condiţiile de teren în momentul efectuării înregistrărilor. Acesta este motivul pentru care
primul test dinamic nu a furnizat informaţii sigure, deoarece comportarea interacţiunii teren-
pilot în timpul testului a fost diferită de cea din faza de proiectare. Este alegerea autorului că,
pentru a realiza o proiectare geotehnică mai bună a piloţilor, mai eficientă şi mai puţin
costisitoare, trebuie să realizeze încercări de penetrare CPT în timpul programului de
investigare geotehnică. În acest sens se poate obţine o mai bună potrivire a semnalelor între
undele ce sunt reflectate, deoarece se pot evalua modele ale terenului cât mai exacte.
4.2.4 Studiul 3 – Poduri
În provincia Santa Fe, Argentina, datorită inundaţiilor anuale ale Răului Panama, cauzate
în principal de ploi abundente în timpul sezonului ploios, multe poduri din zona de luncă, au
trebuit reconstruite iar altele extinse.
În acest caz, proiectul a constat în ridicarea infrastructurii şoselei dar şi a măririi lungimii
podului de la o deschidere de 10m la un tablier cu două deschideri de 15 metrii fiecare.
Proiectarea geotehnică a fundaţiei a fost bazată pe rezultatele studiului geotehnic
prezentat în Fig. 4.21, adoptând piloţi foraţi turnaţi sub protecţia noroiului bentonitic.
Detaliile privitoare la piloţi sunt prezentate în Tabel 4.7.
Tip
pilot Noroi bentonitic
Diametru
[m]
Lungime
[m]
Forat 1.20 21.5
Tabel 4.7 Caracteristicile pilotilor/ Studiul 3
Fig. 4.20 Curbe de încărcare - tasare rezultate din teste statice şi dinamice
Studiul 2
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
58
Pilele nordice, sudice şi intermediare au avut câte 3 piloţi fiecare, care au fost testaţi cu
PIT, căutând defecte structurale cum ar fi: fisuri, segregări, beton contaminat şi lungimea lor
reală. Rezultatele testului sunt prezentate în Tabel 4.8.
În urma interpretării semnalelor testului sonic, s-a hotărât că pilotul nr. 4 prezintă o
reducere a impedanţei.
După o analiza detaliată folosind programul de potrivire a semnalelor TNOWAVE, a fost
stabili că anomalia a constat în reducerea secţiunii transversale din 1,20m (secţiunea
nominală) la 1,12m pe o lungime de 0,5m şi la o adâncime de 14,6m, măsurată de la capul
pilotului. Cu acest rezultat, s-a hotărât continuarea investigării, pentru a determina
comportarea reală a interacţiunii pilot-teren şi pentru stabilirea fiabilităţii elementului de
fundare în a prelua şi transmite încărcări terenului înconjurător. Astfel, s-a realiaz atât un test
static cât şi un test dinamic asupra pilotului nr. 4.
Fig. 4.21 Litologie Studiul 3
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
59
Tip test Cantitate
Încărcare,
SLS
[MN]
Încărcare
maximă
[MN]
Tasare maximă
[mm]
Dinamic 1 4.0 6.5 7.3
Static 1 4.0 7.2 8.6
Tabel 4.8 Rezultatele testelor Studiul 3
Datorită condiţiilor geotehnice locale, în mare parte compuse din teren nisipos, s-a
realizat un test staic “rapid”. Rezultatele sunt prezentate în Fig. 4.22 împreună cu partea
dinamică.
Concluzii: Aşa cum se poate observa din figura alăturată, testul dinamic poate avea o
corelare precisă cu testul static, inclusiv pentru încărcări mari – 7MN după cum este aici
cazul.
Ca şi în cazurile precedente, pentru clădiri şi instalaţii industriale, este o condiţie
irevocabilă – pentru a obţine o potrivire adecvată sau o corelare cât mai exactă dintre testele
statice şi dinamice pentru acelaşi fenomen de interacţiune pilot – teren – prezenţa unei
investigaţii geotehnice cât mai complete, cunoştinţa parametrilor utilizaţi pentru construirea
fundaţiei precu şi caracteristicile piloţilor.
4.2.5 Concluzii generale
În cazurile prezentate mai sus, în care piloţii erau diferiţi ca dimensiuni şi metode de
execuţie – de la piloţi prefabricaţi bătuţi şi până la piloţi turnaţi ïn situ”sub protecţia noroiului
bentonitic – instalaţi în argila, calcar şi nisip afectând interacţiunea dintre pilot – teren în mai
multe feluri sub solicitări mici spre mari, toţi au avut un numitor comun.
Numitorul comun este, considerând că toate testele s-au realizat, înregistrat şi procesat
corect, calitatea informaţiei de bază. Cu alte cuvinte, informaţia geotehnică, dimensiunile şi
forma piloţilor, proprietăţile mecanice ale materialelor utilizate şi procedura de instalare.
Fig. 4.22 Curbe de încărcare - tasare rezultate din teste
statice şi dinamice
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
60
Pentru ambele tipuri de teste, Static şi Dinamic, informaţia este vitală. Este inutilă obţinerea
de informaţii multe, neconcludente, pe hârtie – în cazul testelor statice – şi într-un program –
în cazul testelor dinamice – pentru construirea curbei de Încărcare – Tasare.
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
61
5 MODELAREA INTERACŢIUNII PILOT-TEREN ÎN ABAQUS
Pentru modelarea interacţiunii pilot-teren s-a utilizat programul de calcul ABAQUS.
Pilotul prefabricat are următoarele caracteristici:
- Secţiune 400x400 [mm2]
- Clasă beton: C50/60 [MPa]
- Lungime activă: 30 [m]
Amplasamentul este caracterizat de urmatoarea litologie:
Stratul I: strat de umplutură compactată, până la cota -12.0m, realizată ca urmare a
executării lucrărilor portuare din zonă. Stratul este caracterizat de rezistente mici, fiind un
strat slab portant.
Statul ÎI: strat compus din nisip fin şi nisip prăfos cu locale concreţiuni de argile
cimentate, mediu indeast (N30<15) până la cota -18.0m. Stratul este caracterizat de rezistente
medii.
Stratul III: strat compus din argila prăfoasă şi praf argilos de la mediu îndesat la îndesat,
până la cota -21.0m.
Statul IV: start compus din nisip fin spre mediu până la cota -40.0m. Începând cu cota -
34.0m terenul devine îndesat, acesta reprezentând cota de fundare a piloţilor.
Pentru a simula starea de eforturi şi deformaţii în teren s-a introdus pilotul prin aplicarea
unei încărcări dinamice, la partea superioară a acestuia, până la cota proiectată. Pentru a
modela încercările statice, efectuate deja pe piloţi de probă din amplasament, s-au aplicat
succesiv următoarele trepte de încărcare: 100t, 125t, 150t, 175t, 200t, 250t, 300t.
Terenul este modelat printr-un paralelipiped cu latura de 10m şi adâncime 35m,
discretizat cu elemente de 0,4m.
Modelul constitutiv folosit pentru analiză este Druker-Prager (model elasto-plastic).
Rezultatele modelului se regăsesc în Fig. 5.1.
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
62
Fig. 5.1 Rezultatele analizei realizate cu ABAQUS
Fig. 5.2 Compararea rezultatelor din ABAQUS cu cele STATICE
0
1
2
3
4
5
6
7
0 50 100 150 200 250 300
Static
ABAQUS
Incarcare [t]
Tasare [mm
]
Ing. Adrian Botezatu Lucrare de disertaţie
Masterat: Ingineria Clădirilor
63
6 BIBLIOGRAFIE
Normativ NP045-2000: Incercarea in teren a piltotilor de proba, Institutul de Studii şi
Proiectare pentru îmbunătăţiri funciare – ISPIF, 2000
D1143-81 (Reaprobata 1994): Metoda standard de testare a pilotilor solicitati la
compresiune axiala, Societatea Americana pentru Teste si Materiale, 1994
D4945-00: Metoda standard de testare a pilotilor sub solicitari dinamice (deformatii mari),
Societatea Americana pentru Teste si Materiale, 2000
Hanningan, P. J., Golbe, G. G., Thendean, G., Likins, G. E., si Rausche, F. FHWA HI 97-013
(Revizuita Noiembrie 1998): Proiectarea si construirea fundatiilor pe piloti prefabricati,
Vol. 1 si 2, Departamentul American de Transporturi – Administratia federala a autostrazilor,
1998
Poulos, H. G. si Davis, E. H. (1980) Proiectarea si analiza fundatiilor pe piloti, Universitatea
din Sidney, Ed. Rainbow – Bridge Book Co.
Standard Roman SR EN 1997-1: Eurocod 7 – Proiectarea geotehnica, Reguli generale,
ASRO Asociatia de standardizare din Romania, 2006
Normativ NP123: Normativ provind proiectarea geotehnica a fundatiilor pe piloti, UTCB
Universitatea Tehnica de Constructii Bucuresti, 2008
C. R. Mullins (1992): Proiect de testare a pilotilor de diametru mare, Lucrari ale Conferintei
“Piloti de diametru mare, instrumentati in terenuri argiloase”, Londra, Iunie 1992
Caroll L. Crowther (1998): Teste de incarcare pe fundatii de adancime
Societatea Germana pentru Testarea Statica si Dinamica (1997): Recomandari pentru
testarea statica si dinamica a pilotilor
Golbe, G. G. (1988): Proceuri moderne pentru proiectarea fundatiilor pe piloti prefabricati,
DFI/NCSU/ASCE Seminar despre optiunile de proiectare si constructie a fundatiilor capabile
sa preia incarcari mari, Raleigh, NC
GRL (1996): Programul CASE de analiza a undei pe piloti – CAPWAP, Cleveland, Ohio
Smith, E. A. (1960): Analiza baterii pilotilor prin ecuatia undei, Lucrari ale Societatii
Americane de Inginerie Civila, 86 SM4, pag. 35-61
Goldemberg, H. si J. J.: Corelarea rezultatelor obtinute in urma testelor statice cu cele
dinamice – studii de caz, Geotecnica Cientec, Argentina
Terratest Cimentaciones (2006): Fundarea pe piloti prefabricati a Centralei de Cicluri
Combinate din Portul din Barcelona, Barcelona, T-04526-H