64-75

Ghid privind proiectarea structurilor din pmnt armat cu materiale geosintetice i metalice

60

Figura 6.11. Schema de calcul a presiunilor pe teren

Coeficienii de capacitate portant, ca i cei datorai nclinrii rezultantei vor fiadoptai funcie de metoda de proiectare aleas (avnd ca referin STAS 3300/2-85 sauEUROCODE).

Presiunea pe teren poate fi micorat i, respectiv, presiunea critic mrit, prinlungirea armturilor. Dac nu se obin rezultate satisfctoare sau costurile ar fi prea mari,trebuie considerat mbuntirea terenului prin compactare, nlocuirea stratului moale,realizarea de coloane de material granular etc.

6.3.6. Verificarea stabilitii globale

Pentru verificarea stabilitii globale trebuie luate n considerare toate suprafeeleposibile de cedare, att cele care sunt exterioare structurii, ct i cele care o intersecteaz(Figura 6.12).

n cazul n care suprafaa potenial de cedare intersecteaz structura, trebuie luat nconsiderare rezistena armturilor.

Pentru structuri simple, cu geometrie rectangular, cu distribuie relativ uniform aarmturilor i cu o faad aproape de vertical, suprafeele de cedare ce trec att prin zonaarmat, ct i prin cea nearmat nu sunt, de regul, critice.

Analiza stabilitii globale se face cu ajutorul metodelor ce admit suprafee de cedarecircular cilindrice sau cu metoda penei.


61

Figura 6.12. Cedarea prin pierderea stabilitii globale

6.3.7. Evaluarea tasrilor

Tasarea total a unei structuri de sprijin din pmnt armat este compus din tasareaterenului de fundare i cea a umpluturii armate.

Tasarea terenului de fundare se calculeaz dup schemele clasice din mecanicapmnturilor.

Tasarea umpluturii depinde de natura materialului i de eforturile verticale ce sedezvolt n interiorul ei.

Tasrile difereniate sunt cele care pun probleme structurilor de sprijin din pmntarmat, elementele de faad fiind cele care determin limitele admise ale acestora (Tabelul6-3).

Tabelul 6-3. Efectele tasrilor difereniate asupra elementelor de faad (orientativ)Tasri difereniate

maximeComentariu

1:1000 nesemnificativ1:200 panourile pe toat nlimea structurii pot fi afectate1:100 n limita de siguran pentru panouri prefabricate pe nlime mai

mic dect nlimea structurii1:50 n limita de siguran pentru elementele metalice semi-eliptice;

panourile prefabricate de nlime mai mic dect cea a structuriipot fi afectate

1:


62

6.3.8. Verificarea stabilitii externe la solicitri seismice

n timpul cutremurului, masivul de teren sau umplutura din spatele structurii dinpmnt armat exercit o presiune Ps n plus fa de presiunea activ n condiii statice, Pa,mpingerea total obinut n condiii seismice fiind notat Pas.

n plus, masa de pmnt armat este supus unei fore de inerie n direcie orizontal:Fi = khG, (6.11)

unde kh este coeficientul seismic n direcie orizontal.n cazul lucrrilor de sprijin, coeficientul kh poate fi luat egal cu:

sh k5.0k , (6.12)unde ks este coeficientul seismic, determinat conform P100/1-2004.

Masa de pmnt considerat a fi supus forelor ineriale este cea figurat n Figura6.13, pentru cazul suprafeei orizontale a terenului i n Figura 6.14, pentru cazul suprafeeinclinate a terenului.

Figura 6.13. Considerarea forelor ineriale n condiii dinamice suprafaorizontal a terenului


63

Figura 6.14. Considerarea forelor ineriale n condiii dinamice suprafa nclinata terenului

Cu notaiile din Figura 6.14 rezult:

2i1ii

2

FFFtg5.01

H5.0tgHH

E

E (6.13)

Fi1 este fora de inerie corespunztoare masei de pmnt armat,Fi2 este fora de inerie corespunztoare umpluturii de pmnt de deasupra masei

armate,

EJ J

tgHk125.0FHHk5.0F

221h2i

21h1i (6.14)

Coeficientul total al mpingerii pmntului n condiii dinamice este calculat cumetoda Mononobe Okabe:

[

[TGET

E[IGI[TGT[

T[I

vh

22

2v

as

k1karctg

90cos90cossinsin1

190cos90coscos

90cosk1k

(6.15)


64

kv este coeficientul seismic n direcie vertical, care poate fi luat egal cu zero sau cu0.5kh.

T este unghiul fcut de suprafaa de contact dintre umplutura armat i umplutura dinspate cu orizontala,

E este unghiul fcut de suprafaa terenului cu orizontala,G este unghiul de frecare pe planul de contact dintre umplutura armat i terenul din

spate.

Rezultanta mpingerii active seismice va fi n acest caz:

as2

as kH21P J - pentru suprafaa orizontal a terenului (6.16)

(E = 0, Figura 6.13) sau

as2

as kh21P J - pentru suprafa nclinat a terenului (6.17)

(Figura 6.14), acionnd nclinat fa de orizontal cu unghiul G.n cazul existenei unei suprasarcini uniform distribuite, q se adaug o mpingere

suplimentar, Pas,q, care, n cazul general, este egal cu:

asq,as k90cos)90cos(qHP ETT (6.18)

Pentru suprafaa orizontal a terenului se ia E = 0 i H, iar pentru suprafaa nclinat aterenului se ia h, conform notaiilor din Figura 6.14.

Punctul de aplicaie al forei Pas se determin astfel:- componenta mpingerii n regim static, Pa are punctul de aplicaie la o treime din

nlime fa de baz;- componenta seismic, Ps = Pas Pa are punctul de aplicare la jumtate din nlime

fa de baz.Punctul de aplicaie al forei Pas,q se determin n felul urmtor:- componenta static, Paq are punctul de aplicaie la jumtate din nlime fa de

baz;- componenta seismic, Ps,q = Pas,q Paq are punctul de aplicaie la 0.66 din nlime

fa de baz.

Se verific stabilitatea extern ca i n cazul static.Condiia de excentricitate devine n acest caz:

3Le d , att pentru pmnturi, ct i

pentru roci.Se precizeaz c, n cazul solicitrii seismice, pmntul se gsete n condiii

nedrenate, de aceea valoarea unghiului de frecare intern pentru calculul coeficientului kastrebuie s fie Iu.

6.4. Verificarea stabilitii interne

Cedarea intern a structurii de sprijin din pmnt armat poate avea loc n dou moduri(Figura 6.15):


65

eforturile de ntindere din armturi devin prea mari, astfel nct acestea suferdeformaii prea importante sau cedeaz, ceea ce poate provoca deplasriimportante sau chiar colapsul structurii;

eforturile de n tindere din armturi devin mai mari dect rezistena la smulgere aacestora. Smulgerea armturilor determin creterea eforturilor tangeniale dinpmnt, mrirea deplasrilor i posibila cedare a structurii.

Figura 6.15. Cedarea intern a structurilor de sprijin din pmnt armat

Pentru verificarea stabilitii interne a structurii trebuie parcurse urmtoarele etape:1. alegerea tipului de armtur,2. alegerea distanei pe vertical ntre armturi, n concordan cu elementele de

faad alese,3. calculul forei maxime de ntindere pentru fiecare nivel de armtur, n condiii

statice i dinamice,4. calculul forei maxime de ntindere la nivelul conexiunilor cu faada,5. calculul rezistenei la smulgere la fiecare nivel de armtur.

Metodele de proiectare difer n funcie de caracterul extensibil sau inextensibil alarmturilor, pentru cele extensibile utilizndu-se metode penei ancorate, iar pentru celeinextensibile metoda gravitii coerente.

6.4.1. Alegerea tipului de armtur

Tipul de armtur se alege dintre cele prezentate n paragraful 2.3, conformprecizrilor din 4.2.1.

6.4.2. Alegerea distanei ntre armturi

Utilizarea unei seciuni constante de armtur i a unei aceleiai distane pe verticalntre rndurile de armtur pe toat nlimea structurii duce de regul la o supra-armare lapartea superioar fa de necesar.

De aceea, pentru o proiectare economic, se recomand varierea distanei pe verticalntre armturi, respectnd ns o distan maxim de 800 mm. Distana minim este dat degrosimea minim a stratului elementar de compactare.

Pentru armturile discontinui, de tipul benzilor, distana pe vertical poate fi meninutconstant, iar densitatea de armare este sporit pe nlime prin mrirea numrului idimensiunilor armturii.


66

Pentru armturile continue se obinuiete varierea densitii armturii prin modificareadistanei dintre armturi, mai ales dac se utilizeaz ntoarcerea la faa masivului, care seadapteaz uor la aceste variaii. Limitele acceptabile pentru distana dintre armturi suntlegate de tehnologia de execuie instalare i compactare (de exemplu, distana dintrearmturi se ia egal cu 1, 2 sau 3 ori grosimea unui strat elementar de compactare). Se poate,de asemenea, modifica rezistena la traciune, T a armturilor, dac tehnologia de ntoarcere lafaa masivului a armturilor geosintetice cere o distan constant ntre armturi.

Structurile mai mici de 5 m nlime sunt de regul realizate cu armturi avnd aceeairezisten. Pentru nlimi mai mari se pot utiliza materiale geosintetice de rezistene diferite.

Pentru structurile cu faade modulare, a cror conexiune cu masivul armat se face prinfrecare, distana maxim dintre armturi este limitat la de 2 ori grosimea blocului de faadpentru a asigura stabilitatea acestuia. Rndul de sus de armtur trebuie s fie la jumtate dindistana dintre celelalte rnduri de armtur.

6.4.3. Metoda penei ancorate

6.4.3.1. Calculul forei maxime de ntindere n armtur

Fora de ntindere n armtura i este dat de trei componente:a) Fora de ntindere datorat greutii proprii a umpluturii armate i suprasarcinii ce

acioneaz la suprafaa terenului, Ti1 (Figura 6.16).vivia1i skT V , unde: (6.19)

Vvi este presiunea la nivelul i conform distribuiei Meyerhof,

ii

vivi e2L

R V , unde: (6.20)

Figura 6.16. Schema de calcul pentru fora de ntindere n armtura i datoratgreutii proprii i suprasarcinii


67

Rvi este rezultanta forelor verticale la nivelul armturii i, afectat de factorii parialiai ncrcrilor,

ei este excentricitatea rezultantei Rvi;svi este distana pe vertical ntre armturi la nivelul i,Li este lungimea armturii i.

b) Fora de ntindere datorat sarcinilor concentrate verticale (date de fundaii delime b), Ti2 (Figura 6.17).

ivia2i D

VSkT , unde: (6.21)bhD ii , dac bd2h i d (6.22)

d2

bhD ii , dac bd2h i ! (6.23)

Figura 6.17. Schema de calcul pentru fora de ntindere n armtura i datorat uneifore concentrate verticale (fundaie)

c) Fora de ntindere datorat sarcinilor concentrate orizontale (date de fundaii delime b), Ti3 (Figura 6.18).

Qh1QHs2T i0vi3i , unde: (6.24)

2bd

245tg

Q1

Iq

. (6.25)


68

Fora de ntindere maxim din armtura i, Ti este egal cu:3i2i1ii TTTT . (6.26)

Figura 6.18. Schema de calcul pentru fora de ntindere n armtura i datorat uneifore concentrate orizontale (fundaie)

6.4.3.2. Verificarea la rupere a armturilor

Pentru verificarea stabilitii interne a structurii din punctul de vedere al depiriirezistenei armturilor se compar rezistena de calcul la ntindere, Tc cu rezistena maxim lantindere n armtura i, Ti, calculat conform 6.4.3.1.

Tc t Ti. (6.27)6.4.3.3. Verificarea armturilor la smulgere

Verificarea de stabilitate intern a structurii de sprijin din pmnt armat la cedarea prinsmulgerea armturii este exprimat printr-o condiie impus perimetrului Pi al armturii i:

piai1piai

smi LcqhLtanTfP JGt , unde: (6.28)

Pi perimetrul armturii i, egal cu limea total orizontal a feelor superioar iinferioar ale armturii i, pe metru liniar de zid,

fsm factorul parial pentru smulgerea armturilor, conform 5.4.2Ti fora maxim de ntindere n armtura i, conform 6.4.3.1,tanGa - coeficientul de frecare dintre armtur i pmnt,


69

Lpi lungimea armturii i n zona pasiv (rezistent) a masivului din spatelestructurii (Figura 6.19),

Figura 6.19. Definirea zonelor activ i rezistent

q suprasarcina permanent,ca adeziunea armtur/teren.

6.4.3.4. Verificarea stabilitii pe plane nclinate

n plus fa de analiza mecanismelor interne de ntindere, este de asemenea necesar dea lua n considerare posibilitatea formrii unor plane nclinate de cedare, care alctuiescprisme (pene) de pmnt instabile (Figura 6.20).

Planele de cedare trebuie cutate pentru fiecare punct semnificativ (a, b, c... n Figura6.20 ).

Principalele ipoteze sunt:- fiecare prism (pan) de pmnt se comport ca un corp rigid;- se neglijeaz frecarea dintre umplutur i faad;- planele poteniale de cedare nu trec prin zona de contact cu o structur care se afl la

partea superioar a zidului.

Forele care se iau n considerare sunt (Figura 6.21):- greutatea proprie a umpluturii din cadrul prismului analizat;- ncrcri exterioare uniform distribuite;- ncrcri exterioare concentrate orizontale i verticale;- forele rezistente pe planul potenial de cedare;- reaciunea normal pe planul de cedare.


70

Figura 6.20. Plane poteniale de cedare n analiza stabilitii interne

Pentru fiecare punct trebuie stabilit valoarea maxim a forei T prin analizarea maimultor plane poteniale de cedare. Valoarea maxim a lui T i unghiul D de nclinare aplanului de cedare corespunztor sunt utilizate pentru calculul rezistenei grupului de armturidin prismul analizat (Figura 6.22).

Figura 6.21. Schema de calcul pentru stabilitatea penelor


71

Pentru cazul n care umplutura este din material granular i nu exist dect sarciniexterioare uniform distribuite, se poate considera D= 45q-I1/2.

Pentru cazuri mai complexe nu se pot da indicaii referitoare la unghiul planuluipotenial de cedare sau la numrul de puncte necesar a fi investigate pentru a determinavaloarea maxim a forei T.

Rezistena total oferit de straturile de armtur din prismul analizat trebuie sndeplineasc urmtoarea relaie:

t n

1ici TT sau (6.29)

TcqtanhtanfLPn

1iaaia

sm

pii t

GJG

, unde: (6.30)

Tci este valoarea de calcul a rezistenei la traciune a armturii i,Pi este perimetrul armturii i, egal cu limea total orizontal a feelor superioar i

inferioar a armturii i, pe metru liniar de zid,Lpi este lungimea armturii n zona rezistena (pasiv) a masivului,fsm este factorul parial pentru rezistena la smulgere a armturii,q este suprasarcina permanent,tanGa este unghiul de frecare armtur/teren,ca este adeziunea armtur/teren.

6.4.3.5. Starea limit a exploatrii normale

Pentru starea limit a exploatrii normale trebuie luate n considerare posibileledeplasri interne i anume: tasri i deplasri ale structurii de sprijin.

Factorii care pot influena comportarea structurii n timpul exploatrii sunt:- fluajul armturilor polimerice;- consolidarea secundar a pmnturilor coezive.

n cazul fluajului armturilor polimerice, acesta poate fi evaluat cu ajutorul curbelorizocrone.

6.4.4. Metoda gravitii coerente

6.4.4.1. Evaluarea coeficientului mpingerii pmntului

Conform celor prezentate n paragraful 6.3.2, coeficientul mpingerii pmntului ndreptul armturii i se calculeaz astfel (Figura 6.23):

k =k0(1-z/z0) + kaz/z0, pentru z d z0 = 6 m, (6.31)k = ka, pentru z > z0 = 6 m. (6.32)

64-75

Documents