Proiect Fundatii[Integral Etape 1-7]

Universitatea Tehnică “Gh. Asachi” IAŞI Facultatea de Construcţii si Arhitectură

Student: Buruiana Daniel Grupa : 3502

Secţia C.C.I.A

2004-2005

PROIECTUL VA CUPRINDE :

A . Piese scrise

1. Realizarea unui studiu geotehnic.2. Proiectarea unui zid de sprijin.3. Verificarea stabilitatii unui taluz.4. Proiectarea unor fundatii izolate :

a) rigide ; b) elastice .

5. Retele de grinzi de fundare: a) metoda aproximativa ; b) metoda Winkler.

6. Fundatii de adancime.7. Fundatii pe chesoane deschise .8. Sprijiniri .

B. Piese desenate

1. Plan general de amplasare a fundatiilor izolate (Sc. 1:100, 1:200).2. Detalii de fundatii.3. Armarea unei grinzi de fundatii continue sub stalpi.

2

I. Realizarea unui studiu geotehnic

Pe un amplasament corespunzator unui ansamblu industrial urmeaza sa se realizeze o serie de obiective cu scop de productie si locuinte .In vederea precizarii structurii litografice a amplasamentului se cere sa se intocmeasca un studiu geotehnic necesar proiectarii si realizaii constructiei respective . In acest scop s-au realizat : un profil transversal al amplasamentului ; cercetari de teren urmate de incercari de laborator constand in efectuarea unor foraje avand diametre de : - 2 toli ( f 2”); - 12 toli ( f 12”);si a analizei de determinare a unor caracteristici fizico-mecanice a probelor recoltate .

Cercetarile in situ au constat in executia a trei foraje manuale cu diametrul de 2” si doua foraje mecanice cu diametrul de 12”.

Din forajele de 2” notate f1, f3, f3, s-au recoltat probe tulburate pentru care in laborator s-au determinat caracteristicile care pun in evidenta proprietatile fizice ale pamantului(W,W,W,,n,e) Forajele de 2” notate F4, F5, au fost recoltate probe netulburate pe care in laborator s-au determinat parametrii de rezistenta la forfecare ai pamantului si modulii de deformatie edometrica .

Forajele sunt pozitionate ca in figura . Datele obtinute din foraje si analiza de laborator sunt precizate pentru fiecare foraj in parte.

Pe langa datele obtinute prin analize directe si analize de laborator cu ajutorul altor indici-geotehnici vom determina alte caracteristici fizico-mecanice ale terenului de fundare.

N = 29

Forajul f1 (2”)

se realizeaza la cota teren C1= 107+N = 107+29 = 136m se extinde pe o adincime de H1=8m are stratificatia: S1 argila h1=1.3 m

S2 argila prafoasa h2=3.4 mS3 marna h3=1.8 m

Forajul F2(12”)

se realizeaza la cota teren C2=112+N=141m la o distanta d= 17 m fata de f1

are urmatoarea stratificatie:

Stratul S1

Se extinde pe o grosime de h1=2.4+N/30=3.37 m ,iar de la mijlocul stratului se recolteaza proba P1

cu urmatoarele caracteristicile geotehnice, mecanice si fizice: compozitie granulometrica A= 28 + N/3 = 37.67%

P= 35 - N/3 = 25.33% N= 37% limitele de plasticitate WP= 21 + N/15 = 22.93%

WL= 43%

3

umiditatea naturala W=23 + N/15 = 24.93% porozitatea n = 43 % greutatea specifica a scheletului mineral S= 27 kN/m3

curba de compresiune tasare :

P (daN/cm2) 0,2 0,5 1 2 3 5

(%) 0,5 1,2 2,2 3,3 4,5 5,7

parametri de rezistenta la forfecare =10 + N/12 = 12.42o c= 22 + N/10 = 24.9 kPa

Stratul S2

Stratul are o grosime de h2=2 + 0,01∙N = 3.16 m, iar din mijlocul stratului se recolteaza proba P2 pentru care s-au determinat urmatoarele caracteristici geotehnice si fizico-mecanice: compozitie granulometrica A= 23%

P=30 + N/2 = 44.5%N=32 – N/2 = 32.5%

limite de plasticitate WP = 22%WL = 45 – N/10 = 42.1%

umiditatea pamintului in stare naturala W = 26 – N/15 = 24.07% porozitatea pamintului n = 35 + N/6 = 39.83% greutatea specifica a scheletului mineral S = 26.9 kN/m3

curba de compresiune tasare: εpr = 3,1% moduli edometrici M1-3 = 80 + N = 109 daN/cm M2-3 = 107 + N/2 = 121.5 daN/cm2

parametri la forfecare = 15o

c = 13 + N/15 = 18.8 kPa

Statul S3

Stratul are o grosime de h3 =3.4 m , dincare s-a recoltat proba P3 pentru care s-au determinat urmatoarele caracteristici geotehnica si fizico-mecanice: compozitia granulometrica A = 32 + N/3 = 41.67%

P = 20%N = 48 – N/3 = 38.33%

limite de plasticitate WP = 19% WL = 42% umiditatea in stare naturala a pamintului W = 22% porozitatea pamintului n = 39% greutatea specifica a scheletului mineral S = 27,1kN/m3

curba de compresiune tasare :

P (daN/cm2) 0,2 0,5 1 2 3 5

(%) 0,5 1,2 2,2 3,3 4,5 5,7 parametri de rezistenta la forfecare = 20 + N/6 = 24.83o

c = 17 + N/10 = 19.9 kPa

Stratul S4

Stratul are o grosime de h4 = 1 m , dincare s-a recoltat proba P4 pentru care s-au determinat urmatoarele caracteristici geotehnica si fizico-mecanice:

4

indicele de porozitata pamantului e = 35% indicele de consistenta Ic = 1 gradul de umiditate Sr = 0.75 greutatea specifica a scheletului mineral S = 27,1kN/m3

umiditatea in stare naturala a pamintului W = 18% limite de plasticitate WL = 65% parametri la forfecare = 11o

c = 66 kPa

Forajul f3 (2”)

s-a executat la cota teren C2 = 115 + N = 144 m se extinde pe o grosime de H2 = 7 m se afla la distanta de d2 = 8 m fata de forajul F2

prezinta urmatoarea stratificatie:S1 argila prafoasa h1 = 2 mS2 argila nisipoasa h2 = 3.8 mS3 marna h3 = 1.2 m

Pentru intocmirea studiului geotehnic, este necesar sa se determine caracteristicile fizico-mecanice specifice fiecarui foraj. Datele vor fi indicate prin:

- diagrama ternara;- curba de compresiune-tasare;- curba granulometrica;- profilul transversal al forajului F2;- fisa forajului F2.

Calculul caracteristicilor geotehnice si mecanice pentru foraje

Forajul f1

se realizeaza la cota teren C1 = 136,00m se extinde pe o adincime de H1 = 6m are stratificatia : S1 argila h1=1,30m

S2 argila prafoasa h2=3,40m S3 marna h3=1,80m

Forajul F2

se realizeaza la cota de teren C4 = 141m la o distanta d1 = 17 m fata de f1

are urmatoarea stratificatie:

Stratul S1

- grosime de h1= 3.36 m ,- caracteristicile geotehnice, mecanice si fizice sunt: P1

compozitie granulometrica A = 37.67% P = 25.33% Argila nisipoasa N = 37%

5

coeficientul de neuniformitate obtinut din diagrama de distributie granulometrice limitele de plasticitate WP = 22.93%

WL = 43% umiditatea naturala W = 24.93% porozitatea n = 42% indicele porilor pamintului in stare naturala

greutatea specifica a scheletului mineral S = 27 kN/m3

greutatea volumica a pamintului in stare uscatad = S(1-n) = 27·(1-0,42) = 15.66 kN/m3

greutatea volumica a pamintului in stare naturala = d(1+W)= 15,66(1+0,2493) = 19.564 kN/m3

greutatea volumica a pamintului in stare saturatasat = d+n∙w = 15,66 + 0,42∙10= 19.86 kN/m3

greutatea volumica in stare submersata’ = (s-w)(1-n) = (27-10)(1-0,42) = 9.86 kN/m3

umiditatea pamintului in stare saturata

Wsat=26,66%

gradul de umiditate al pamintului

, pamant foarte umed

indicele de plasticitateIp = WL-Wp = 43 – 22.93 = 20.07% , plasticitate mijlocie

indicele de consistenta

, pamant plastic vartos

curba de compresiune tasare

P (daN/cm2) 0,2 0,5 1 2 3 5

(%) 0,2 0,9 1,6 2,7 3,7 5,2

moduli de deformatie edometrica

daN/cm2

6

parametri de rezistenta la forfecatre = 12,42o c = 24,9 kPa

Stratul S2

- grosime de h2=3,16m - caracteristici geotehnice si fizico-mecanice: P2

compozitie granulometrica A = 23%

P = 44.5% nisip argilosN = 32.5%

limite de plasticitate WP = 22% WL = 42,10% umiditatea pamintului in stare naturala W = 24,07% porozitatea pamintului n =39,83% indicele porilor in stare naturala a pamintului

greutatea specifica a scheletului mineral S = 26,90 kN/m3

greutatea volumica a pamintului in stare uscatad = S(1-n) = 26,9(1-0,3983) = 16,19 kN/m3

greutatea volumica a pamintului in stare naturala = d(1+W) = 16,19(1+0,2407) = 20,08 kN/m3

greutatea volumica a pamintului in stare saturatasat = d+nw = 16,19+0,3983∙10=20,173 kN/m3

greutatea volumica in stare submersata‘ = (s-w)(1-n) = (26,9-10)(1-0,3983) = 10,17 kN/m3


Wsat=24,5%


, pamant practic saturat

indicele de plasticitateIp = WL-Wp = 42,1-22 = 20,1% , plasticitate mijlocie


, pamant plastic vârtos

moduli edometriciM1-3 = 109 daN/cm2 p2 = 3,1% M2-3 = 121,9 daN/cm2

7

-obtinem curba de compresiune tasare

P (daN/cm2) 1 2 3

(%) 2,09 3,1 3,92

parametri la forfecare = 15o c = 18,8 kPa

Statul S3

- grosime de h3=3,659m - caracteristici geotehnica si fizico-mecanice:P3

compozitia granulometrica A = 41,67% P = 20% argila N = 38,33%

limite de plasticitate WP = 19% WL = 42%

umiditatea in stare naturala a pamintului W = 22%

porozitatea pamintului n = 39%

indicele porilor in stare naturala a pamintului

greutatea specifica a scheletului mineral S=27,1 kN/m3

greutatea volumica a pamintului in stare uscatad = S(1-n) = 27,1(1-0,39) = 16,53 kN/m3

greutatea volumica a pamintului in stare naturala = d(1+W) = 16.53(1+0,22) = 20,16 kN/m3

greutatea volumica a pamintului in stare saturatasat = d+nw = 16,53+0,39∙10 = 20,43 kN/m3

greutatea volumica in stare submersata‘ = (s-w)(1-n) = (27,1-10)(1-0,39)=10,43 kN/m3


Wsat=23 %

8


pamant practic saturat

indicele de plasticitateIp = WL-WP = 42-19 = 23% plasticitate mijlocie


pamant plastic vartos

curba de compresiune tasare

moduli edometrici

daN/cm2

parametri la forfecare = 24,83o c = 19,9 kPa

Forajul f3

s-a executat la cota C3 = 144 m se extinde pe o grosime de H2 = 7m se afla la distanta de d3 = 8m fata de forajul F2

prezinta urmatoarea stratificatie: S1 argila prafoasa h1=2 mS2 argila nisipoasa h2=3,80 mS3 marna h3=1,20 m

II. Proiectarea unui zid de sprijin

Pe ansamblul amplasamentului studiat la etapa anterioara, se va proiecta si executa un zid de sprijin de rezistenta alcatuit din beton armat Proiectarea zidurilor de sprijin se va realiza astfel incit sa fie indeplinite si respectate conditiile de rezistenta si stabilitate pentru astfel de elemente de constructie .

Etapa va cuprinde :

1. Calculul coeficientilor de impingere activa (Ka) in ipoteza lui Coulomb.2. Stabilirea distributiei presiunilor de impingere activa pe paramentul zidului de sprijin(calea

analitica)

P (daN/cm2) 0,2 0,5 1 2 3 5

(%) 0,5 1,2 2,2 3,3 4,5 5,7

9

3. Calculul rezultantelor presiunilor active ce actioneaza asupra zidului de sprijin 4. Verificarea zidului de sprijin : verificarea stabilitatii la rasturnare

verificarea stabilitatii la lunecare verificarea presiunilor pe talpa fundatiei

Stratificatia pe amplasamentul corespunzator zidului de sprijin se va considera stratificatia forajului F2.

Caracteristicile zidului de sprijin : HZ= 5,55m

.

2.1. Calculul coeficientilor de impingere activa (Ka)

Acesti coeficienti sint utilizati pentru determinarea impingerii pamintului asupra elementului de constructie, tinind cont de stratisficatia care este pozitionata in spatele zidului de sprijin.

Proiectarea zidului se realizeaza pe stratificatia forajului F2 de 8” considerind aceasta stratificatie inclinata cu unghiul = 7o.

β =7º

5.55

1.00

0.50

1.00 1.00 2.50

F2

0.5

10

Stratul S1

h =3,23m 1=90˚ 1 = 24.16o 1 =6,21o = 7o

Stratul S2

h = 2.32m 2=90o 2=15o 2=7.5o =7o

2.2. Stabilirea distributiei presiunilor de impingere activa. Calculul rezultantelor de impingere activa ce actioneaza asupra zidului de sprijin

Stabilirea presiunilor active (pa) , cit si a impingerilor totale active (Pa) si se face pe cale analitica . a). Stabilirea distributiei presiunilor de impingere activa

Stratul S1

kN/m2

Stratul S2

m

kN/m2

b). Calculul rezultantelor presiunilor active

11

Stratul S1

kN/m

Stratul S2

kN/m

c). Calculul presiunii pasive 2=84.80o 2=15o 2=7.5o =7o

kN/m2

kN/m

d). Calculul distantelor zi

Z1= m

Z2= m

Z =D /3=0,5m e). Proiectiile pe verticala si pe orizontala a impingerilor active :

kN/m2

kN/m2

2.3. Verificare analitica a zidului de sprijin

Verificarea analitica a zidului de sprijin consta in verificarea la rasturnare si verificarea la lunecare a zidului de sprijin.

a). Calculul greutatilor corpurilor zidului de sprijin si ale pamantului

12

Calculul greutatilor corpurilor zidului de sprijin ce alcatuiesc zidul de sprijin stiind ca beton=24kN/m2 si se desfasoara pe o lungime de 1m.

b). Verificarea la lunecare a zidului de sprijin

Verificarea la lunecare a zidului de sprijin se faceprintr-un raport notat Fal al sumelor fortelor pe verticala Fv si al fortelor pe orizontala Fh, inmultite cu un coeficient f = 0.5, indeplinind conditia ca Fal (1,11,3).

c). Verificarea la rasturnare a zidului de sprijin Verificarea la rasturnare a zidului de sprijin se faceprintr-un raport notat Fr al momentelor de stabilitate Mstabilitate si de rasturnare Mrasturnare fata de un punct inferior al fundatiei zidului de sprijin

d). Verificarea presiunilor pe talpa fundatiei zidului de sprijin

13

Calculul presiunilor conventionale:

e). Calculul armaturii din zidul de beton armat

Rc = 45 daN/cm2

Ra = 2900 daN/cm2

Sectiunea a-a

Sectiunea b-b

14

Sectiunea c-c

III.Stabilitatea taluzului

Predimensionarea pantei taluzului se face folosind metoda Goldstein. Verificarea taluzului se va face prin metoda Bishop.

, unde : FS -coeficient de stabilitate;

A,B-coeficienti a caror valoare este functie de panta taluzului Analiza de verificare a stabilitatii taluzului consta in

1 Metoda de predimensionare Goldstein2 Metoda fisiilor (felenius)

1. Metoda GoldsteinSe impune o panta a taluzului 1:m 1:1.5

unde:- A, B sint coeficienti adimensionali determinati din tabele A = 2.64 B = 6.05- , c, sint caracteristicile geotehnice ale taluzului

15

- h inaltimea taluzului h = 5.75 m

2. Metoda fisiilorMetoda fisiilor are la baza o serie de observatii determinate pe teren in care suprafata de lunecare

este cilindrica circulara.Stabilirea centrului de lunecare:

de la piciorul taluzului pe verticala se ia h = 5.75m iar pe orizontala se ia 4,5h = 25.88 mobtinindu-se punctul1. se masoara unghiurile 1 si 2 obtinindu-se punctul 2 linia obtinuta 1-2 reprezinta linia centrelor suprafetelor cilidrice se noteaza O1centrul suprafetei cilindrice 1 in punctul 2 obtinut. se imparte in fisii de 1m lungimea taluzului si se numeroteaza cu 1, 2, 3, ... se calculeaza greutatile fiecareai fisii i=1, 2, 3 ...

Tabel nr. 1 R = 9.74; ; ; ;

N hi bi Gi αi sinαi cosαi Gi sinαicΔLi

cosαiAi 1/mαi0 Ai/mαi0 1/mαi1 Ai/mαi1 1/mαi2 Ai/mαi2

-4 0.83 1,39 22.82 25.69 0.433 0.901 9.88 34.53 36.58 0.995 36.41 1.03 37.72 1.03 37.82-3 2.11 1 41.74 18.04 0.310 0.951 12.93 23.53 32.39 0.975 31.59 0.99 32.38 1.00 32.45-2 3.04 1 60.13 11.91 0.206 0.978 12.34 22.88 36.80 0.973 35.82 0.99 36.41 0.99 36.46-1 3.87 1 76.55 5.92 0.103 0.995 7.88 22.49 40.74 0.981 39.96 0.98 40.28 0.99 40.310 4.58 1 90.59 0 0 1 0 22.38 44.11 1 44.11 1 44.11 1 44.111 5.20 1 102.86 5.92 0.103 0.995 10.59 22.49 47.06 0.981 46.15 0.98 46.53 0.99 46.562 5.71 1 112.94 11.91 0.206 0.978 23.27 22.88 49.47 0.973 48.15 0.98 48.95 0.99 49.013 6.11 1 120.86 18.04 0.310 0.951 37.47 23.53 51.37 0.975 50.10 0.99 51.36 1.00 51.464 6.21 1 122.83 24.38 0.413 0.911 50.73 24.57 51.85 0.990 51.33 1.03 53.08 1.02 53.225 5.68 1 112.35 31.07 0.516 0.857 57.97 26.11 49.33 1.02 50.30 1.06 52.53 1.06 52.716 4.99 1 98.70 38.26 0.619 0.785 61.10 28.51 46.06 1.071 49.34 1.13 52.13 1.14 52.367 4.08 1 80.70 46.25 0.722 0.692 58.27 32.34 41.74 1.156 48.24 1.24 51.72 1.25 52.028 2.85 1 56.37 55.67 0.826 0.564 46.56 39.68 35.90 1.312 47.11 1.44 51.62 1.45 52.01

16

9 1.16 0.83 22.94 67.04 0.921 0.390 21.13 47.63 24.08 1.637 39.41 1.86 44.87 1.88 45.36410.17 618.02 643.68 645.86

● se noteaza O2 centrul suprafetei cilindrice 2 la distanta d = 0.3·h = 0,3·5.75 = 1.725 m fata de O1 pe linia centrelor.

Tabel nr. 2 R = 9.95; ; ; ;



-3 0.48 0.96 9.11 17.42 0.299 0.954 2.73 21.48 23.67 0.975 23.07 1.002 23.73 1.004 23.78-2 1.39 1 27.49 11.72 0.203 0.979 5.58 22.38 28.97 0.973 28.19 0.991 28.73 0.993 28.77-1 2.21 1 43.71 5.89 0.103 0.995 4.49 22.38 32.87 0.981 32.24 0.990 32.55 0.991 32.580 2.93 1 57.96 0 0 1 0 22.38 36.28 1 36.28 1 36.28 1 36.281 3.55 1 70.22 5.89 0.103 0.995 7.21 22.38 39.23 0.981 38.48 0.990 38.85 0.991 38.882 4.07 1 80.50 11.72 0.203 0.979 16.35 22.38 41.69 0.973 40.56 0.991 41.34 0.993 41.393 4.47 1 88.42 17.68 0.304 0.953 26.85 22.38 43.59 0.975 42.50 1.003 43.73 1.005 43.824 4.76 1 94.15 23.84 0.404 0.915 38.05 22.38 44.97 0.988 44.45 1.027 46.20 1.030 46.335 4.91 1 97.12 30.31 0.505 0.863 49.01 22.38 45.68 1.016 46.40 1.068 48.78 1.072 48.956 4.34 1 85.85 37.25 0.605 0.796 51.96 22.38 42.97 1.062 45.66 1.131 48.63 1.137 48.857 3.47 1 68.64 44.89 0.706 0.708 48.44 22.38 38.85 1.139 44.26 1.233 47.91 1.240 48.198 2.31 1 45.69 53.73 0.806 0.592 36.84 22.38 33.34 1.274 42.47 1.411 47.06 1.422 47.419 0.89 0.78 13.73 63.33 0.894 0.449 12.27 17.46 20.75 1.508 31.29 1.729 35.87 1.747 36.24

299.79 495.87 519.65 521.46

17

● se noteaza O3 centrul suprafetei cilindrice 3 la distanta d=0,3·h=0,3·5,50=1,65m fata de O2 pe linia centrelor

Tabel nr. 3 R = 10.50; ; ; ;



-2 0.23 0.53 2.41 9.67 0.168 0.986 0.415 0.538 11.86 0.975 12.12 0.992 12.34 0.993 12.35-1 0.84 1 16.62 5.45 0.095 0.995 1.58 1.005 22.38 0.982 25.89 0.992 26.15 0.993 26.170 1.55 1 30.66 0 0 1 0 1 22.38 1 29.74 1 29.74 1 29.741 2.17 1 42.92 5.47 0.095 0.995 4.10 1.005 22.38 0.982 32.09 0.992 32.41 0.993 32.432 2.69 1 53.21 10.99 0.191 0.982 10.14 1.019 22.38 0.973 34.21 0.993 34.89 0.994 34.943 3.11 1 61.52 16.62 0.286 0.958 17.60 1.044 22.38 0.974 36.17 1.003 37.27 1.005 37.344 3.42 1 67.65 22.42 0.381 0.924 25.80 1.082 22.38 0.984 38.00 1.025 39.58 1.028 39.685 3.62 1 71.6 28.47 0.477 0.879 34.13 1.138 22.38 1.007 39.82 1.060 41.95 1.064 42.096 3.66 1 72.39 34.89 0.572 0.820 41.41 1.219 22.38 1.044 41.51 1.115 44.31 1.120 44.517 3.27 1 64.68 41.87 0.667 0.745 43.17 1.343 22.38 1.105 41.88 1.199 45.43 1.205 45.688 2.24 1 45.3 49.71 0.763 0.647 34.55 1.546 22.38 1.205 40.07 1.335 44.39 1.345 44.719 0.89 0.95 16.72 58.84 0.856 0.517 14.31 1.836 21.26 1.384 34.97 1.582 39.98 1.597 40.35

227.19 406.48 428.43 429.99

18

IV. Proiectarea unei fundatii izolate(rigide,elastice,)

Sa se amplaseze pe acelasi amplasament fundatia unei hale industriale cu 2 deschideri si 4 travee cu dimensiunile LD = 9m LT = 6m si dimensiunile stilpilor de sectiune dreptunghiulara 40x50 cm. Fundarea halei se va realiya pe un teren a carui stratificatie este cea din forajul F2. Hala se va realiza în varianta cadre monolite din beton armat. Fundatiile sunt de două tipuri:

1. Fundaţii rigide tip bloc şi cuzinet pentru S1 şi S4;2. Fundaţii elastice pentru S2 şi S3.

Pentru calculul static avem o structura cu un numar de nivele

n = 1+N/20 = 1+29/20 = 3 nivele

LT=6 LT=6 LT=6

LD=9

LD=9

S1 S2

S3 S4

19

LT=6

Pentru calculul eforturilor axiale aven o incarcare uniform distribuita

Calculul se va realiza in doua variante in gruparea fundamentala Nf, Mf

ingruparea speciala Ns, Ms

Fortele concentrate din stilpi pentru gruparea fundamentala:

Momentele concentrate pentru gruparea fundamentala:

Fortele concentrate din stilpi pentru gruparea speciala:

Momentele concentrate pentru gruparea speciala:

Calculul se face la SLD cu încărcări din gruparea fundamentală (STAS 3300/2-85). Verificarea se face la SLCP cu încercări din gruparea specială.

SLD – ppl

SLCP – pcr

Fundaţie bloc şi cuzinet (S1)

Din calculul static a rezultat ca la baza stilpului exista o incarcare axiala NF1=1770.66 kN si un moment MF1=177.07 kNm. Adâncimea de fundare este stabilită funcţie de adâncimea de îngheţ şi terenul de fundare. Din aceste condiţii rezultă Df = 1.20 m.

1 Determenarea lungimii şi lăţimii tălpii fundaţiei (L;B)

20

Eforturile transmise la teren trebuie sa indeplineasca conditia:

φ = 12º =>

2 Dimensionarea blocului de beton simplu

Conform normativului P100-77, suprafata de contact a cuzinetului cu blocul de beton simplu se alege din considerente economice, dupa conditiile pentru bloc din beton cu o singura treapta

pentru bloc din beton cu doua trepte

21

lcl1 l1

α

β

a H

hc

ht

ht

L=3.40

l0

B

P2 P1

Pm

ls

Se alege bloc din beton simplu cu doua trepte, astfe dimensiunile cuzinetului vor fi:

Dacă H>40cm, blocul va fi proiectat in 2 trepte H = 1.20m

3 Determinarea înălţimii cuzinetuluiInaltimea cuzinetului se alege astfel incât sa nu fie necesara verificarea la forta taietoare

respectind conditia:

4 Calculul armăturii cuzinetuluiCuzinetul va fi armat la partea inferioara cu o plasa alcatuita din bare paralele cu laturile pe cele

doua directii.Pentru calculul momentelor incovoietoare necesare armarii cuzinetului de forma dreptunghiulara

in plan si a stilpilor de sectiune dreptunghiulara, se duc din colturije bazei stilpului drepte inclinate la 45o fata de axele fundatiei.

Se considera ca cele 4 suprafete obtinute sint incastrate in stilp si incarcate cu o presiune reactivea de pe talpa cuzinetului.

22

lc

hc

σ2 σ1

σmed

ls

lx

ls

bsbc

My

Mx

σ0

σ3

ab=acoperirea de beton

23

Fundaţie bloc şi cuzinet (S4)

Din calculul static a rezultat ca la baza stilpului exista o încarcare axiala NF4=885.33 kN si un moment MF4=177.07 kNm. Adâncimea de fundare fiind aceeasi Df = 1.20 m.



φ = 12º =>

24

2 Dimensionarea blocului de beton simplu

Conform normativului P100-77, suprafata de contact a cuzinetului cu blocul de beton simplu se alege din considerente economice, dupa conditiile

pentru bloc din beton cu o singura treapta

pentru bloc din beton cu doua trepte

Se alege bloc din beton simplu cu doua trepte, astfe dimensiunile cuzinetului vor fi:

Dacă H>40cm, blocul va fi proiectat in 2 trepte H = 1.00m

3 Determinarea înălţimii cuzinetuluiInaltimea cuzinetului se alege astfel incât sa nu fie

necesara verificarea la forta taietoare respectind conditia:

4 Calculul armăturii cuzinetului

Cuzinetul va fi armat la partea inferioara cu o plasa alcatuita din bare paralele cu laturile pe cele doua directii.

25

lcl1 l1

α

β

a H

hc

ht

ht

L=3.40

l0

B

P2 P1

Pm

ls

lc

hc

σ2 σ1

σmed

ls

lx

ls

bsbc

My

Mx

σ0

σ3

Pentru calculul momentelor incovoietoare necesare armarii cuzinetului de forma dreptunghiulara in plan si a stilpilor de sectiune dreptunghiulara, se duc din colturile bazei stilpului drepte inclinate la 45o fata de axele fundatiei. Se considera ca cele 4 suprafete obtinute sint incastrate in stilp si incarcate cu o presiune reactivea de pe talpa cuzinetului.


26

3. Fundatie izolat elastică a stâlpului S2

Din calculul static a rezultat ca la baza stilpului exista o încarcare axiala NF2 = 885.33 kN şi un

moment MF2 = 131.33 kNm. Adâncimea de fundare fiind aceeasi Df = 1.20 m.Terenul de fundare prezinta urmatoarele caracteristici:



φ = 12º =>

27

2 Determinarea î nalţimii fundaţiei Din motive tehhnice de cofrare, la partea superioară a fundaţiei se măresc dimensiunile suprafetei

de rezemare a stâlpului cu 2.5 pâna la 5cm pentru rezemarea cofrajului.

L = 2.70m B = 2.10m p < 2daN/cm2

3. Armarea tălpii fundaţiei

,unde λ, μ, η, se determina functie de rapoartele: B/L , ls/L , bs/B.

Pentru

28


4. Fundatie izolat elastică a stâlpului S3

Din calculul static a rezultat ca la baza stilpului exista o încarcare axiala NF3 = 442.66 kN şi un

moment MF3 = 110.67 kNm. Adâncimea de fundare fiind aceeasi Df = 1.20 m.Terenul de fundare prezinta urmatoarele caracteristici:



φ = 12º =>

29

2 Determinarea î nalţimii fundaţiei

L = 2.20m B = 1.70m p < 2daN/cm2

3. Armarea tălpii fundaţiei

30

,unde λ, μ, η, se determina functie de rapoartele: B/L , ls/L , bs/B.

Pentru

V.Calculul tasarii probabile prin metoda însumării pe straturi elementare (STAS 3300/2 - 85)

Se va determina tasarea probabilă sub fundatia stâlpului central F1 cu dimensiunile în plan (2.70×3.40)m2 care este încărcat cu forţa concentrată NF1 = 1770.66 kN

31

Z(m)

γKN/m3 α σz σgz = γ×H 0.2σgz σzi

med

0 19.56 1.25 0 1.00 188.7 23.47 4.69180.31

0.725 19.56 1.25 0.269 0.911 171.91 37.65 7.53151.44

1.45 19.56 1.25 0.537 0.694 130.96 51.83 10.37109.64

2.17 19.56 1.25 0.804 0.468 88.31 65.92 13.1875.67

2.96 20.08 1.25 1.096 0.334 63.03 81.78 16.3653.41

3.75 20.08 1.25 1.389 0.232 43.78 97.65 19.5338.50

4.54 20.08 1.25 1.681 0.176 33.21 113.51 22.7029.15

5.33 20.08 1.25 1.974 0.133 25.09 129.37 25.87

Se observa ca inegalitatea este indeplinita la cota – 5.33m sub talpa fundatiei. Z0 = 5.33m.Tasarea absoluta probabila s a fundatiei se calculeaza cu relatia

Unde:─ β coeficient de corectie = 0.8

─

─ Ei - modulul de elasticitate

Stratul I:

Stratul II:

32

Proiectarea fundatiilor pe retele de grinzi

a. Ipoteza deformaţiilor plane a presiunilor reactiveb. Ipoteza deformatiilor elastice locale (Winkler), metoda Bleich.

33

Calculul fortei taietoareTA=0TB

st = q · 1.5 = 288.551.5 = 432.825 kNTB

dr = TBst – 1.1 · NB = 432.825 – 1.1 · 885.33 = -541.038 kN

TDst = q · (1.5 + 6.00) – 1.1 · NB = 288.55 · 7.5 – 1.1 · 885.33 = 1190.626 kN

TDdr = TD

st – 1.1 · ND = 1190.626 – 1.1 · 1770.66 = -757.464 kNTF

st = q · (1.5 + 6.00 · 2) – 1.1 · (NB + ND) = 288.55 · 13.5 – 1.1 · (885.33 + 1770.66) = 973.836 kNTF

dr = TFst – 1.1 · NF = 973.836 – 1.1 · 1770.66 = -973.89 kN

THst = q ·(1.5 + 6.00 · 3) – 1.1·(NB + ND + NF) = 288.55 · 19.5 – 1.1·(885.33 + 2 · 1770.66) = 757.41 kN

THdr = TH

st – 1.1 · NH = 757.41 – 1.1 · 1770.66 = -1190.316 kNTJ

st = q·(1.5 + 6.00·4) – 1.1(NB + ND + NF + NH) = 288.55 · 25.5 – 1.1(885.33 + 3·1770.66) = 540.984 kNTJ

dr = TJst – 1.1 · NJ = 540.984 – 1.1 · 885.33 = -432.879 kN

TK = q · 27 – 1.1 · = -0.0054 0

Calculul momentelor incovoietoare in dreptul stalpilor

MA=0MB = 288.55 · 1.52/2 = 324.621 kNmMC = 288.55 · 4.52/2 – 1.1NB · 3 = 0 kNm

LT=6 LT=6 LT=6 LT=6

S1 S2 S1 S1 S2

A B C D E F G H I J K

885.33 1770.66 1770.66 1770.66 885.33

1.5 6.00 6.00 6.00 6.00 1.5

q

34

MD = 288.55 · 7.52/2 – 1.1NB · 6 = 2272.347 kNmME = 288.55 · 10.52/2 – 1.1(NB · 9 + ND · 3) = 1296.72 kNmMF = 288.55 · 13.52/2 – 1.1(NB · 12 + ND · 6) = 2921.589 kNmMG = 288.55 · 16.52/2 – 1.1(NB · 15 + ND · 9 + NF · 3) = 1298.484 kNmMH = 288.55 · 19.52/2 – 1.1(NB · 18 + ND · 12 + NF · 6) = 2272.347 kNmMI = 288.55 · 22.52/2 – 1.1(NB · 21 + ND · 15 + NF · 9 + NH · 3) = 0 kNmMJ = 288.55 · 25.52/2 – 1.1(NB · 24 + ND · 18 + NF · 12 + NH · 6) = 324.621 kNmMK = 288.55 · 272/2 – 1.1(NB · 25.5 + ND · 19.5 + NF · 13.5 + NH · 7.5 + NJ · 1.5) = 0 kNm

B.Calculul grinzii continue în ipteza deformaţiilor locale (Winkler)Metoda Bleich

35

1.20

0.60

0.3

0

0.90

1.

20

Calculul forţelor fictive :

Forţa

2.355 -0.1340 -0.0670 -0.0335 · -0.1367 ·

0.784 0.0000 0.3224 0.1612 · 0.00000.368 0.3988 0.6463 286.094 360.1311.838 -0.1952 -0.0417 -36.918 -352.553.309 -0.0278 -0.0331 -29.304 -50.2094.779 0.009 0.0006 0.5312 16.25476.25 0.002 0.0019 0.84106 1.80607

221.244 -24.563

Grinda este simetrică Calculul presiunii pe teren, al forţei tăietoare şi al momentului încovoietor în secţiunile A...K

Secţiunea A

Forţa

2.355 0 0

A B C D E F G H I J K

P1 P2 P3 P4 P5

V1 V2 N2 N1 N1 N1 N2 V3 V4

π/2le π/4le 1.5 3 3 3 3 3 3 3 3 1.5 π/4le π/2le 6.41 3.20

36

0.784 0.6448 -9.28360.368 0.8939 8.082071.838 0.1119 2.023463.309 -0.0421 -0.76134.779 -0.0865 -1.56426.25 0.0019 0.017187.402 0 08.973 0 0

-1.48637

Secţiunea B

Forţa

2.723 -0.1116 0.204788 -0.0866 15.87194 -0.06 -5.390551.152 0.4176 -6.01248 -0.1581 227.3509 0.1292 91.074570.000 1 9.04136 1 903.0366 ±1 ±442.6651.471 0.2519 4.555037 -0.2051 -370.426 0.0234 -20.71672.941 -0.0411 -0.7432 -0.0624 -112.699 -0.0517 45.771564.412 -0.0152 -0.27486 0.0079 14.26798 -0.0036 3.1871885.882 0.0025 0.022603 0.0037 3.341235 0.0026 -1.150937.034 0 0 0 0 0 08.605 0 0 0 0 0 0

6.793251 680.744-329.89555.44

Secţiunea C

Forţa

3.458 -0.0397 0.07285 -0.0202 3.70223 -0.03 -2.695281.887 0.0971 -1.39802 -0.191 274.6617 -0.047 -33.13080.735 0.6772 6.122809 0.0357 32.23841 0.3565 -157.810.735 0.6772 12.24562 0.0357 64.47681 0.3565 -315.622.206 0.0234 0.423136 -0.154 -278.135 -0.0653 57.81205

37

3.676 -0.0347 -0.62747 -0.009 -16.2547 -0.0218 19.300195.147 -0.0028 -0.02532 0.0078 7.043685 0.0024 -1.06246.299 0.0019 -0.02736 0.0018 -2.58844 0.0018 1.2688417.87 0 0 0 0 0 0

16.78625 85.14449 -431.938

Secţiunea D

Forţa

4.1936 -0.0204 0.0374 0.0057 -1.0447 -0.0074 -0.66482.6225 -0.0239 0.3443 -0.099 142.513 -0.063 -44.3871.4706 0.25208 2.2791 -0.205 -185.23 0.02348 -10.392

0 1 18.083 1 1806.07 ±1 ±885.331.4706 0.2521 4.5582 -0.205 -370.47 0.02348 -20.7842.9412 -0.0411 -0.744 -0.062 -112.62 -0.0517 45.7824.4118 -0.0152 -0.138 0.008 7.19773 -0.0036 1.604015.5637 0.00032 -0.005 0.0054 -7.7907 0.0029 2.044247.1348 0 0 0 0 0 0

24.416 1278.62858.531-912.13

Secţiunea E

Forţa

4.9289 -0.0055 0.0101 0.0086 -1.5762 0.0015 0.134763.3578 -0.0414 0.5961 -0.027 38.2513 -0.034 -23.9672.2059

0.0234 0.2116 -0.154 -139.07-

0.0653 28.9060.7353 0.667 12.061 0.0355 64.1156 0.3563 -315.440.7353 0.667 12.061 0.0355 64.1156 0.3563 -315.442.2059

0.0234 0.4231 -0.154 -278.14-

0.0653 57.812

38

3.6765-0.0347 -0.314 -0.009 -8.1273

-0.0218 9.6501

4.8284 -0.0078 0.1123 0.0088 -12.655 0.0009 0.634426.3995 0.0018 -0.003 0.0015 -0.2749 0.0017 0.15273

25.158 -273.35 -557.56

Secţiunea F

Forţa

5.6642 0.0008 -0.001 0.0048 -0.8797 0.0028 0.251564.0931 -0.0233 0.3355 0.0047 -6.7587 -0.0097 -6.83762.9412 -0.0411 -0.372 -0.062 -56.349 -0.0517 22.88581.4706 0.2521 4.5587 -0.205 -370.43 0.0235 -20.805

0 1 18.083 1 1806.07 ±1 ±885.331.4706 0.2521 4.5587 -0.205 -370.43 0.0235 -20.8052.9412 -0.0411 -0.372 -0.062 -56.349 -0.0517 22.88584.0931 -0.0233 0.3355 0.0047 -6.7587 -0.0097 -6.83765.6642 0.0008 -0.001 0.0048 -0.8797 0.0028 0.25156

27.125 937.246-894.34876.319

Secţiunea G

Forţa

6.3995 0.0018 -0.003 0.0015 -0.2749 0.0017 0.152734.8284 -0.0078 0.1123 0.0088 -12.655 0.0009 0.634423.6765 -0.0347 -0.314 -0.009 -8.1273 -0.0218 9.65012.2059 0.0234 0.4231 -0.154 -278.14 -0.0653 57.8120.7353 0.667 12.061 0.0355 64.1156 0.3563 -315.440.7353 0.667 12.061 0.0355 64.1156 0.3563 -315.442.2059 0.0234 0.2116 -0.154 -139.07 -0.0653 28.9063.3578 -0.0414 0.5961 -0.027 38.2513 -0.034 -23.967

39

4.9289 -0.0055 0.0101 0.0086 -1.5762 0.0015 0.1347625.158 -273.35 -557.56

Armarea grinzii

a) Armare longitudinală

H = 1.20 m; b = 60 cm = 0.6 m; ab = 3.5 cmPC 52

Amare în câmp la Mmax ― secţiunea E: M = 273.35 kNm

H0 = H – ab = 120 – 3.5 = 116.5 cm

40

Amare în reazem la Mmax ― secţiunea E: M = 1278.62 kNm

b) Armare transversală

H = 30 cm; b = 100 cm; ab = 3.5 cmOB37

pmax = 27.125

H0 = H – ab = 30 – 3.5 = 26.5 cm

VI. Proiectarea unei funda ţii pe piloţi

Să se proiecteze o fundaţie pe piloţi pentru un rezervor de apă. Rezervorul va avea o formă dreptungiulară în plan cu dimensiunile:

L = (6+0.05N) = 7.25mB = (5+0.05N) = 6.25mStratificaţia se va considera cea existentă în F2.Rezervorul este solicitat la următoarele acţiuni:

— încărcările permanente şi utile:N = 13000 + 100N = 13000 + 100 • 29 = 15900 kN;

— încărcările din seism:Ns = (2000 + 5N) = 2000 + 5 • 29 = 2145 kN;Ms = (400 + 4N) = 400 + 4 • 29 = 516 kNm;

— adancimea de fundare pană la placa radierului Df = (1.5 + 0.05N) = 2.95 m; — secţiunea piloţilor este pătrată, (35 × 35) cm²;

41

— se utilizează piloţi prefabricaţi. Lungimea piloţilor se va determina astfel încât pilotul să pătrundă în stratul bun de fundare, care este stratul de argila marnoasa (minim 2d), unde d este diametrul cercului circumscris secţiunii pilotului.

Etapa va cuprinde:1. Capacitatea portantă a pilotului

a) Capacitatea portantă la încărcări verticale;b) Capacitatea portantă a pilotului la solicitări orizontale;c) Capacitatea portantă a pilotului la smulgere.

2. Capacitatea portantă a pilotului lucrând în grup;3. Determinarea numărului de piloţi;4. Calculul eforturilor în piloţi.

1.a. Capacitatea portantă a pilotului la încărcări verticale:Este dată de formula (STAS 2561/3 – 76)

, unde:K – coeficient de omogenitate;m1, m2 – coeficienţi ai condiţiilor de lucru pentru piloţi bătuţi;A – aria secţiunii transversale;U – perimetrul secţiunii transversale;

– rezistenta de calcul a pământului sub vârful pilotului;– rezistenţa de calcul pe suprafaţa laterală a pilotului la mijlocul stratului i;

– lungimea pilotului în contact cu stratul i, în metri;

K = 0.7; m1 = 1; m2 = 1;A = 0.35 • 0.35 = 0.1225 m² U = 4 • 0.35 = 1.40 m

= 9961.33 kPa

R = 1219.85 1220 kN

1.b. Capacitatea portantă a pilotului la solicitări orizontale:Este dată de formulele (STAS 2561/3 – 76)

, pentru piloţi cosideraţi încastraţi în radier;

, pentru piloţi consideraţi articulaţi în radier;

unde - lungimea convenţională de încastrare pentru 0.75 < Ic ≤ 1 Considerând ca pilotul este articulat în radier, rezulta:

l.c. Capacitatea portanta a pilotului la smulgere:Capacitatea portantă a piloţilor solicitaţi la forte de smulgere este dată de relaţia:

42

în care: K, U, , au aceleaşi semnificaţii ca la punctul 1.a., iar m = 0.60.

2. Capacitatea pilotului lucrând în grup:Capacitatea portantă a pilotului lucrând în grup se determină cu relaţia:

, unde: ─ R – capacitatea portantă a pilotului izolat;

─ – coeficientul de utilizare al pilotului în grup.

Penlru piloţi flotanţi în terenuri coezive, conform [3]..

În relatia lui intervin urmatoarele marimi: r = 3 • d = 1.05 m – distanţa dintre axele piloţilor; – raza de influenţă a piloţilor;

– grosimea stratului i în contact cu pilotul;

– unghi de frecare pamant – beton;

3. Determinarea numărului de piloţi:Numărul de piloţi se determina cu relatia:

piloţi

4. Calculul eforturilor în piloţi:─ Pe direcţia X

43

Q = 15900kN

3.725

50 2.15 1.075 1.075 2.15 50

1 2 3 4Y

X1

X

45

1.

85

0.

9250

.925

1.

85

4

5

44

Pilotul 1 2 3 4-3.225 -1.075 1.075 3.22510.4 1.156 1.156 10.4

Pilotul 1 2 3 41109.813 1121.813 1133.813 1145.813

Verificare:

─ Pe direcţia Y:

Pilotul 1 2 3 41106.894 1120.84 1134.785 1148.731

Verificare:

VII.Proiectarea unei fundatii pe cheson deschis

Seva proiecta o fundaţie pe cheson deschis pentru un rezervor de apă. Rezervorul va avea o formă dreptungiulară în plan cu dimensiunile:

L = (6+0.05N) = 7.45m

45

Pilotul 1 2 3 4-2.775 -0.925 0.925 2.775

7.7 0.856 0.856 7.7

B = (5+0.05N) = 6.45mStratificaţia se va considera cea existentă în F2.Rezervorul este solicitat la următoarele acţiuni:

— încărcările permanente şi utile:N = 13000 + 100N = 13000 + 100 • 29 = 15900 kN;

— încărcările din seism:Ns = (2000 + 5N) = 2000 + 5 • 29 = 2145 kN;Ms = (400 + 4N) = 400 + 4 • 29 = 516 kNm;Cesonul se va lansa de pe un mal.

Etapa va cuprinde:

1. Predimensionarea chesonului2. Calculul împingerii pământului pe pereţii chesonului;3. Verificarea chesonului;

a) Greutatea proprie a chesonului;b) Greutatea pământului;c) Frecarea şi adeziunea pământului pe suprafaţa laterală a chesonului.

4. Verificarea coborârii chesonului.

1 Predimensionarea chesonului:

a) Dimensiunile în plan ale elementului:a0 = 7.45 + 2 • 0.1 = 7.65 m;b0 = 6.45 + 2 • 0.1 = 6.65 m;

b) Grosimea peretilor:

, unde

Dimendiunea minim recomandată: δ = 50 cm.Bancheta cuţitului, precum şi unghiul de înclinare al acestuia, se aleg funcţie de natura

pamantului. Astfel, pentru pământuri tari, îndesate: = 30º şi bc = 200mm = 0.2m. Dimensuinile rezultate în etapa de predimensionare sunt prezentate în schiţă.

2. Calculul împingerii pământului pe pereţii chesonului

Împingerea pământului pe pereţii chesonului se calculează în ipoteza Rankie, ţinând seama de stratificaţia forajului. Conform ipotezei mai sus menţionate, împingerea pământului se calculează cu relaţia:

pa = • h0 • ka, unde

Stratul 1 — la partea superioară: pa = 0

— la partea inferioară: pa =

46

Stratul 2

— la partea superioară: pa =


Stratul 3

— la partea superioară: pa =


Rezultatele împingerilor active corespunzatoare stratificaţiei forajului, sunt urmatoarele:

—

—

—

Punctele de aplicatie ale rezultantelor împingerilor active sunt:

— faţă de partea inferioară a stratului;

— faţă de partea inferioară a stratului;

— fată de partea inferioară a stratului

3 Verificarea chesonului

3.a. Greutatea proprie a elementului Considerând volumului unui trunchi de piramidă cu înălţimea 10.63 m, rezulta:

Volumul chesonului va fi diferenta celor doua volume calculate mai sus:

Volumul cuţitului este diferenţa celor două trunchiuri de piramidă cu înălţimea 1.50m.

47

Volumul total de beton din peretii chesonului este :

Greutatea chesonului va fi:

3.b Greutatea pământului

3.c Frecarea şi adeziunea pământului pe suprafaţa laterală a chesonului Se calculează cu formula:

F = Fp + Fc , unde Fp este forţa de frecare Fc este forţa de adeziune

Fp = c • Pa unde c = tg, este coeficientul de frecare

Înlocuind valorile calculate în relaţie, se obtine:F1 = 71.98 kN/m F2 = 88.86 kN/mF3 = 151.41 kN/mSe adopta cea mai mare valoare deci F = 151.41 kN/m

4. Verificarea coborârii chesonului

Verificarea la înaintarea a chesonului se face cu relaţia:

unde V este suma încărcărilor vericale.

48

Proiect Fundatii[Integral Etape 1-7]

Documents

Transcript of Proiect Fundatii[Integral Etape 1-7]