CUPRINSTema proiectului1.Verificarea stabilitatii taluzului (pag. 6)2. Note de calcul referitoare la dimensionarea si verificarea zidului de sprijin. (pag 11)2.1 Calculul numeric pentru prima dimensionarea a zidului. (pag 11)2.2 Verificarea stabilitatii zidului si redimensionarea acestuia. (pag 12)2.3 Armarea zidului de sprijin (pag 18)3. Dimensionarea si verificarea fundatiilor directe de sub stalpii halei de depozitare. (pag 23)3.1. Predimensionare (pag 24)3.2. Corectia lui convp (pag 25)3.3. Calculul terenului de fundare pe baza presiunilor conventionale (pag 25)3.4. Calculul terenului de fundare la starea limita de deformatii (pag 26)3.5. Calculul tasarii absolute probabile a fundatiilor (pag 27)3.6. Calculul terenului de fundare la starea limita de capacitate portanta (pag 30)3.7. Armarea fundatiei stalpului (pag 33)3.8 Armarea dupa directia axei x. (pag 34)3.9 Armarea dupa directia axei y. (pag 35)3.10. Dimensionarea fundatiei continue (pag 36)3.11. Calculul presiunilor pe teren si a eforturilor in grinda prin metoda aproximativa (grinda static determinata). (pag 37)3.12 Calculul presiunilor si a eforturilor prin metoda Winckler (pag 39)3.13 Armarea grinzii de fundatie (pag 44)4. Dimensionarea si verificarea fundatiei pe piloti a zidului de cheu. (pag 46)4.1. Calculul capacitatii portante (pag 46)4.2. Calculul numarului de piloti si stabilirea dimensiunilor radierului (pag 48)4.3 Calculul eforturilor in pilotii fundatiei (pag 50)4.4 Calculul capacitatii portante a pilotului izolat la solicitari orizontale (pag 51)1TEMA PROIECTPentru amenajarea unei dane comerciale este necesara proiectarea urmatoarelor lucrari:1. verificarea stabilitatii taluzului adiacent danei portuare;2. dimensionarea si verificarea zidului de sprijin amplasat la baza taluzului mai sus mentionat;3. dimensionarea si verificarea fundatiilor directe ale halei de depozitare ce se va construi in dana portuara:3.1 dimensionarea, verificarea si armarea fundatiilor directe ale halei in varianta de fundare fundatie izolata sub stalpi;3.2 dimensionarea, verificarea si armarea fundatiilor directe ale halei in varianta grinda continua de fundare sub sirul de stalpi, de tip Winckler4. dimensionarea si verificarea fundatiilor indirecte pe piloni prefabricati ai cheilui de acostare.Se dau urmatoarele date de baza:a) stratificatia terenului rezulta in urma forajelor geotehnice:strat 1 pamant vegetal- h = 0,3 m;- greutatea volumica in stare naturala =17 KN/m3- unghiul de frecare interna =14ostrat 2 praf argilos cu urmatoarele caracteristici:- h = 5 m- greutatea volumica in stare naturala =18.5 KN/m3- unghiul de frecare interna =18o- coeziunea c=6 Kpa- umiditatea in stare naturala w=17%- indicele de consistenta Ic=0.76- indicele porilor e=0.7- modul de deformatie liniara E=9300 kPa strat 3 argila prafoasa cu urmatoarele caracteristici:- h = 4 m;2- greutatea specifica s=26.9 KN/m3- ungiul de frecare interna =19o- coeziunea c=12 Kpa- umiditatea in stare naturala w=19%- indicele de consistenta Ic=0.8- indicele de plasticitate Ip= 30%- indicele porilor e=0.75- modul de deformatie liniara E=10.000 kPa -35 . 0

strat 4 nisip prafos cu urmatoarele caracteristici:- h = 7 m- greutatea volumica in stare naturala =18.7 KN/m3- ungiul de frecare interna =25o- coeziunea c=0 Kpa- indicele porilor e=0.65b) inspatelezidului despijinsevarealizaoumpluturadinmaterial granularcareare urmatoarele caracteristici: - greutate volumica in stare naturala =18.5 KN/m3- unghiul de frecare interna =27oZidul va sustine o diferenta de nivel h = 3.8 m, adancimea de fundare Df = 1.20 m iar in spatele zidului actioneaza o suprasarcina q = 30 kPa.c) pentrudimensionareafundatiilordirectedesudstalpii halei dedepozitaresecunosc urmatoarele date:- adancime de fundare Df = 1.2 m;- dimensiunile sectiunii transversale ale stalpilor halei sunt: l = 60 cm si b = 40 cm;- incarcarea axiala din stalpi Nf = 805 KN;- momentul la baza stalpului este Mf = 180 KNm;- incarcarea axiala din gruparea speciala Ns = 1005 KN;- momentul din gruparea speciala Ms = 255 KNm.d) pentru dimensionarea fundatiei pe piloti a cheului de acostare se dau urmatoarele date:- pilotii prefabricati au latura de 60 cm (sectiune patrata) si sunt introdusi in terenul de fundare prin batere.- lungimea cheului L = 21 m;3- latimea cheului l = 10 m; - forta rezultanta verticala ce actioneaza in centrul de greutate al cheului NR = 9520 kN;- forta orizontala care actioneaza asupra cheului este F0 = 30%xNR = 2.856 kN;- se da lungimea pilotului lpilot = 16 m.Rezultatele incercarii de batere pe un pilot de proba sunt:- momentul rezultant in centrul de greutate este M = 705 kNm - s-a folosit un berbec in cadere libera, cu inltimea de cadere de 2 m;- greutatea berbecului este minim egala cu greutatea pilotului (plus caciula);- refuzul pilotului de batere este e = 1.5 cm.Proiectul va cuprinde:A. Piese scrise:1. Note de calcul referitoare la verificarea stabilitatii taluzului adiacent danei.Se va folosi metoda Fellenius.2. Note de calcul referitoare la dimensionarea si verificarea zidului de sprijin.Pentru calculul impingerii active din spatele zidului de sprijin se va folosi metoda analitica de calcul Rankine.3. Note de calcul referitoare la dimensionarea si verificarea fundatiilor directe de sub stalpii halei de depozitare.Sevor respectasi folosi normeletehniceinvigoarecuprinseinSATA3301/1-85, STAS 3302/2-85 si normativul P10/86.4. Note de calcul referitoare la dimensionarea si verificarea fundatiei pe piloti a zidului de cheu.Sevor respectasi folosi normeletehniceinvigoarecuprinseinSTAS2561/1-83, STAS 2561/3-90 si STAS 2561/4-90.B. Piese desenate:- plansa nr.1 vedere in plan si sectiune transversala prin amplasamentul studiat la sc. 1:200;- plansa nr.2 sectiune transversala prin taluz cu indicarea suprafetelor de alunecare considerate la sc. 1:100;- plansa nr.3 plan cofrare zid de sprijin la sc. 1:50;- plansa nr.4 plan cofrare fundatii directe hala de depozitare sc. 1:50;- plansa nr 5 plan cofrare armare fundatii continue de tip Winckler sc. 1:50;- plansa nr 6 - vedere in plan si in sectiune fundatie pe piloti sc. 1:50.41. Note de calcul referitoare la verificarea stabilitatii taluzului adiacent danei.Prin taluz se intelege o suprafata inclinata care margineste un rambleu sau un debleu. Taluzul poatefi deprovenientanaturalasauartificiala. Oproblemaimportantainpracticaesteaprecierea gradului de stabilitate a taluzurilor si dimensionarea lor in asa fel incat ele sa nu-si piarda stabilitatea pe tot timpul existentei lor. Hotaratoare in asigurarea stabilitatii taluzului sunt inclinarea pe care o are fata de planul orizontal si si forma sa.Sub actiunea fortelor, in taluz apare o stare de tensiuni a caror marime este functie de aceste forte si in momentul in care intr-un punct aceste tensiuni depasesc rezistenta materialului din care este alcatuit taluzul, apare aici o rupere prin alunecare.Fortele care actioneaza asupra taluzurilor sunt: forta gravitationala, antrenarea hidrodinamica, cutremurele de pamant si supraincarcarile care se aplica la suprafata sa. Forta gravitatiei este functie de greutatea volumica a pamantului si depinde de toti factorii care influenteaza marimea acestei greutati. Rezistentapamnatului dincareestealcatuit taluzul estedeterminatadeindicii rezistentei salela forfecare.Suprafata pe care are loc deplasarea se numeste suprafata de alunecare. In realitate ea nu este o suprafata ci o zona de o anumita grosime. In practica sa constatat ca suprafata poate fi aproximata cu o suprafata cilindrica,avand ca directoare o curba oarecare.Forma acestei suprafete depinde foarte mult de gradul de omogenitate al taluzului.Pentru verificarea stabilitatii unui taluz se pot aborda doua cai:- rezolvarea teoretica a problemei, pornind de la ecuatiile de echilibru-limita si conditiile de contur specifice problemei analizate;- un studiu static al echilibrului general al masivului, presupunand in mod anticipat o anumita forma pentru directoarea suprafetei de alunecare, denumita curent linie de alunecare, care se presupune ca se produce instantaneu in toata masa de pamant.Prima cale da solutii exacte insa poate fi aplicata numai la un masiv omogen si izotrop. Calea a doua poate fi aplicata in conditii foarte variate, deoarece in cadrul ei se poate tine seama de stratificatia din taluz, de diferitele sarcini exterioare care actioneaza asupra taluzului, de actiunea hidrodinamica a apei si de sarcinile seismice.Linia de alunecare este un cerc. Bazat pe observatia ca suprafata de alunecare la pamanturile argiloase se apropie foarte mult de o suprafata cilindrica circulara, s-au elaborat o serie de metode care presupun o linie de alunecare sub forma unui cerc.5Aceste metode pot fi impartite in doua grupe:- metode care considera echilibrul unor volume elementare verticale luate in ansamblu;- metode care considera echilibrul intregului masiv care lucreaza ca un tot.Valorile bi se aleg rotunjite, pe cat posibil, la 0,1 sau 0,2 metri.Procedeul de trasare al fasiilor:- se prelungesc dreptele directoare ale unghiurilor 1si 2ce se vor intersecta in punctul O;- prin punctul O se costruieste arcul de cerc avand centrul in O si raza OB, pana intersecteaza cota NA;- dinpunctul Oseduceprimaverticala, cevadelimitazonaincareunghiurilesunt pozitive, respectiv negative;- se duce a doua verticala prin punctul A;- prinpuncteledeintersectiedintresuprafatadealunecaresi liniadeseparatieadouastraturi adiacente se duc verticale (in zonele obtinute intre doua verticale consecutive fasiile se vor sprijini pe acelasi strat);- se duc fasiile avand baza de cel mult 1m, rotunjite, atunci cand este cazul la 0,1 sau 0,2 m;- se construiesc corzile ce subantind arcele aferente fiecarei fasii;- se construiesteprinmijlocul fiecarei fasii,dreapta pe care se va masura inaltimeafiecarui strat parcurs de acea fasie;- se uneste centrul O cu intersectia dintre coarda si inaltimea aferente fiecarei fasii in parte rezultand intre aceasta dreapta si verticala ce trece prin O unghiul iaferent fiecarei fasii.6In cadrul primei grupe masivul se imparte in fasii verticale suficient de inguste ca sa se poata considera ca impingerile pe peretii verticali ai fasiilor se echilibreaza reciproc. In mod curent numerotarea fasiilor se face din amonte spre aval. In cazul in care la extremitatea amonte exista o fasie situata numai in apa aceasta poate capata numarul de ordine 0. Prima fasie se noteaza cu 1, inaltimea ei determinandu-se din adancimea fisurii care poata sa apara la partea superioara a versantului. Ea se poate calcula cu relatia:)245 (20+ tgchc (1)Cercul de rupere se duce in mod arbitrar prin partea de jos a crapaturii.Greutatea G a fasiei este echilibrata de reactiunea terenului.Fortele care asigura stabilitatea unei fasii sunt C si Ff (coeziunea care se dezvolta pe suprafata de alunecare de la baza fasiei i frecarea de pe aceeasi suprafata). Forta care provoaca deplasarea fasiei este componenta tangentiala a greutatii fasiei T.Sedefinestedrept graddesigurantalaalunecareataluzului dupacercul cosiderat raportul dintre momentul fortelor care asigura stabilitatea masivului asezat deasupra suprafetei de alunecare si momentul fortelor careproducalunecarealui. Momenteleseiaufatadecentrul Oal cercului de alunecare. Explicitand valorile fortelor si luand in considerare echilibrul intregului ansamblu de fasii se obtine expresia:rsti ii i i i ii ii i i i isFFGs c tg GR GR s c tg GF + + sin) cos (sin) cos ((2)In care: sFfactor de sigurantastFforta de stabilitaterFforta de rasturnareGi este greutatea fasiei i;i unghiul dintre verticala prin centrul O si normala la cerc care trece prin mijlocul bazei fasiei i;ci coeziunea pamantului la baza fasiei i;i unghiul de frecare interioara al materialului de la baza fasiei i;si lungimea arcului reprezentand baza fasiei i.Frecarea si coeziunea se presupune ca se repartizeaza uniform pe baza fasiei i.Daca se noteaza cu him inaltimea medie a unei fasii, greutatea ei va avea expresia:) ( 1 mi i i ih m b G (3)De asemenea, daca se asimileaza arcul de cerc de la baza fasiei cu coarda corespunzatoare se poate scrie:7i il s (4)si relatia (2) devine: + i mi i ii i i mi i ish m bl c tg h m bF sin )] ( 1 [) 1 cos )] ( 1 ([(5)Gradul de siguranta trebuie sa fie cuprins intre 1,5 si 2,0. In cazul unui teren neomogen se admitesaseintroducaincalcul ununghi defrecaresi ocoeziunecalculatecamedii ponderate, ponderile fiind reprezentate prin lungimile arcelor de alunecare corespunzatoare diferitelor straturi.Calculul numeric.strat 1 - 3/ 17 m KN strat 2 - 3/ 5 . 18 m KN strat 3 - 3/ 00 . 8 m KN ( )( ) ( )( )3/ 31 . 18 19 . 0 1 428 . 0 1 9 . 26 1 1 m KN W ns + + 3/ 9 . 26 m KNs % 19 We = 0.75428 . 075 . 0 175 . 01++eenstrat 4 - 3/ 7 . 18 m KN ( ) KN h m b Gimi i i i 411 Calculul se va face tabelar (tabel 1).5 . 1 817 . 131 . 89890 . 204 72 . 1427> +stotalF8nr.bi hm (m) lii Gi =f(bi,hi) sini cosi i ci tgi tgi*Gi*cosi Gi*sini ci*li Fsfasie (m) 1 2 3 4 T (m) (KN)1 0.09 0.15 0.00 0.00 0.00 0.15 0.31 73.20 0.23 0.96 0.29 14 0 0.25 0.02 0.22 0 0.082 0.82 0.30 1.18 0.00 0.00 1.48 2.30 68.70 22.08 0.93 0.36 18 6 0.32 2.61 20.57 13.8 0.803 0.82 0.30 2.98 0.00 0.00 3.28 1.78 62.40 49.39 0.89 0.46 18 6 0.32 7.43 43.77 10.68 0.414 0.82 0.30 4.39 0.00 0.00 4.69 1.52 57.20 70.78 0.84 0.54 18 6 0.32 12.46 59.49 9.12 0.365 0.94 0.30 5.00 0.63 0.00 5.93 1.53 52.30 102.59 0.79 0.61 19 12 0.34 21.60 81.17 18.36 0.496 0.94 0.30 5.00 1.75 0.00 7.05 1.39 47.70 121.86 0.74 0.67 19 12 0.34 28.24 90.13 16.68 0.507 0.94 0.30 5.00 2.70 0.00 8.00 1.29 43.40 138.21 0.69 0.73 19 12 0.34 34.58 94.97 15.48 0.538 0.94 0.30 5.00 3.52 0.00 8.82 1.21 39.40 152.33 0.63 0.77 19 12 0.34 40.53 96.69 14.52 0.579 0.94 0.30 5.00 4.00 0.24 9.54 1.15 35.60 164.81 0.58 0.81 25 0 0.47 62.49 95.94 0 0.6510 0.94 0.30 5.00 4.00 0.87 10.17 1.10 32.00 175.88 0.53 0.85 25 0 0.47 69.55 93.20 0 0.7511 0.94 0.30 5.00 4.00 1.42 10.72 1.06 28.60 185.55 0.48 0.88 25 0 0.47 75.97 88.82 0 0.8612 0.93 0.30 5.00 4.00 1.89 11.19 1.03 25.20 191.75 0.43 0.90 25 0 0.47 80.90 81.64 0 0.9913 0.87 0.30 5.00 4.00 2.07 11.37 0.94 22.10 182.31 0.38 0.93 25 0 0.47 78.77 68.59 0 1.1514 0.90 0.30 5.00 4.00 1.96 11.26 0.95 19.10 186.74 0.33 0.94 25 0 0.47 82.29 61.11 0 1.3515 0.90 0.30 5.00 4.00 1.79 11.09 0.94 16.00 183.88 0.28 0.96 25 0 0.47 82.42 50.68 0 1.6316 0.90 0.30 5.00 4.00 1.58 10.88 0.92 13.10 180.35 0.23 0.97 25 0 0.47 81.91 40.88 0 2.0017 0.90 0.30 5.00 4.00 1.31 10.61 0.91 10.10 175.80 0.18 0.98 25 0 0.47 80.71 30.83 0 2.6218 0.90 0.30 5.00 4.00 1.00 10.30 0.91 7.20 170.59 0.13 0.99 25 0 0.47 78.92 21.38 0 3.6919 0.90 0.30 5.00 4.00 0.64 9.94 0.90 4.30 164.53 0.07 1.00 25 0 0.47 76.50 12.34 0 6.2020 0.90 0.30 5.00 4.00 0.23 9.53 0.90 1.40 157.63 0.02 1.00 25 0 0.47 73.48 3.85 0 19.0821 1.00 0.30 5.00 3.77 0.00 9.07 1.00 -1.50 166.63 -0.03 1.00 19 12 0.34 57.36 -4.36 12 -15.9022 1.00 0.30 5.00 3.21 0.00 8.51 1.00 -4.70 156.38 -0.08 1.00 19 12 0.34 53.66 -12.81 12 -5.1223 1.00 0.30 5.00 2.60 0.00 7.90 1.01 -7.90 145.21 -0.14 0.99 19 12 0.34 49.52 -19.96 12.12 -3.0924 1.00 0.30 5.00 1.94 0.00 7.24 1.02 -11.20 133.12 -0.19 0.98 19 12 0.34 44.96 -25.86 12.24 -2.2125 1.00 0.30 5.00 1.21 0.00 6.51 1.03 -14.40 119.76 -0.25 0.97 19 12 0.34 39.94 -29.78 12.36 -1.7626 1.00 0.30 5.00 0.43 0.00 5.73 1.05 -17.80 105.47 -0.31 0.95 19 12 0.34 34.58 -32.24 12.6 -1.4627 0.96 0.30 4.58 0.00 0.00 4.88 1.03 -21.10 86.24 -0.36 0.93 18 6 0.32 26.14 -31.04 6.18 -1.0428 0.96 0.30 3.69 0.00 0.00 3.99 1.06 -24.50 70.43 -0.41 0.91 18 6 0.32 20.82 -29.21 6.36 -0.9329 0.96 0.30 2.74 0.00 0.00 3.04 1.09 -27.90 53.56 -0.47 0.88 18 6 0.32 15.38 -25.06 6.54 -0.8730 0.96 0.30 1.71 0.00 0.00 2.01 1.13 -31.50 35.27 -0.52 0.85 18 6 0.32 9.77 -18.43 6.78 -0.9031 0.96 0.30 0.59 0.00 0.00 0.89 1.18 -35.10 15.37 -0.58 0.82 18 6 0.32 4.09 -8.84 7.08 -1.2632 0.24 0.15 0.00 0.00 0.00 0.15 0.30 -37.50 0.61 -0.61 0.79 14 0 0.25 0.12 -0.37 0 -0.32 17 18.5 18.31 18.7 Fstot = 1.817 1427.72 898.31 204.9092. Note de calcul referitoare la dimensionarea si verificarea zidului de sprijin.Fig. 2. Dimensiunile unui zid de sprijinZidurile de sprijin de greutate sunt constructii masive, care rezista prin propria lor greutate la impingerea activa a pamantului. Aceasta se poate calcula cu ajutorul teoriei lui Coulomb, prin metoda Rankine sau grafo-analitic prin metoda Culmann. 2.1Primul pasconstaindimensionareazidului desprijin. Punctul deplecareestedat de inaltimea H a zidului, celelalte dimensiuni fiind derivate ale acesteia. Astfel:- b se ia = H/12, dar 0,3 m;- t = H/8 H/6 (in cazul nostru t = b = H/12);- He = H t;- B2 = t;- B se ia H )3221( - B1 = B b - B2Dupa ce s-a realizat dimensionarea zidului se calculeaza solicitarile asupra zidului de sprijin (pentru1ml dezid). Sedeterminaastfel forteleactive(impingereapamantului, impingerea sau subpresiunea apei), fortele pasive (reactiunile provenite din greutatea proprie a zidului),momentele generate de aceste forte fata de anumite puncte de pe talpa.tDfHehhHbB1 B2BBBPaGdGeGtFqACOOHprot10Calculul numeric pentru prima dimensionarea a zidului.Observatie: fiind elemente din beton dimensiunile trebuie sa fie multiplu de 5 cm.Se cunosc:m h 10 . 4 m Df20 . 1 m hgarda3 . 0 Se calculeaza:m h D h Hgarda f60 . 5 30 . 0 20 . 1 10 . 4 + + + + mHb 50 . 0 47 . 01260 . 512 m t D h Hf dren80 . 4 5 . 0 20 . 1 10 . 4 + + m h H Hgarda dren elevatie10 . 5 3 . 0 80 . 4 + m D h Hf AC30 . 5 20 . 1 10 . 4 + + m H B 75 . 3 73 . 3 60 . 53232 ,_

m B b B B 75 . 2 5 . 0 5 . 0 75 . 32 1 2.2 Se fac apoi verificarile zidului de sprijin la:- stabilitatea la rasturnare, deoarece sub actiunea impingerii active Pa cunoscuta ca pozitie, marime si directie, zidul sepoateroti injurul punctului Odelaextremitateaaval atalpii. Momentul de rasturnareMrestedatdefortaPa,iarmomentul destabilitateMs,careiseopuneestedatde greutatea zidului (in principal), greutatea pamantului din dren si eventuala suprasarcina ce actioneaza pe teren. Coeficientul de siguranta la rasturnare se determina cu relatia:5 . 1 rsstMMF- stabilitatea la alunecare pe talpa,deoarece sub actiunea impingerii active zidul se poate deplasa catre aval. In cazul in care talpa zidului este orizontala, coeficientul de siguranta la alunecare se determina cu relatia:2 . 1 >HVFsunde V suma fortelor verticale iar H suma fortelor ce actioneaza in plan orizontal.- presiuneaefectivapetalpafundatiei deoareceasupratalpii zidului actioneazaocompresiune excentrica(datoratacompunerii fortelor verticalecuceleorizontale), trebuiecalculataaceasta presiunesi verificat sanudepaseascapresiuneaconventionaladecalcul, determinataconform m B b t 50 . 02 11prevederilor STAS 3300/2-85. Pentru pamanturile necoezive, presiunea conventionala de calcul se stabileste in functie de granulozitate si umiditate, iar pentru cele coezive, in functie de indesare (exprimata prin valoarea indicelui proilor e) si de umiditate, respectiv consistenta (exprimata prin valoareaindicelui deconsistentaIc). Admitandvariatialiniaraapresiunilor petalpa, valorile extreme ale acestei presiuni sunt date de relatiile:01> + WMANpconvpWMANp 2 . 12< unde N suma tuturor fortelor verticale; A aria talpii; M momentul fortelor fata de punctul O iar 62h bW mom de inertie al talpii.In urma efectuarii acestor verificari, se vor face modificari ale dimensiunii zidului, dupa cum urmeaza:- dacatoatevalorileobtinutelaverificare suntmai maridecat celenecesare secautamicsorarea zidului, astfel incat la noua dimensiune sa se verifice inca conditiile anterioare;- daca unele verificari dau rezultate necorespunzatoare se pot lua urmatoarele masuri:- dacanuesteindeplinitaconddestabilitateseinclinatalpacupanala1:10fatade orizontala (tg = 0.1), iar daca nu este suficient se maresc dim zidului, in special lungimea B a talpii zidului;- daca nu sunt satisfacute conditiile de presiune efectiva pe talpa fundatiei trebuie marita lungimea talpii zidului.OBS:redimensionareazidului siverificarealuisefacepanacandsuntindeplinitesimultan primele 3 conditii.Calculul impingerii active a pamantului din spatele zidului de sprijin, ce trebuie determinata pentru a realiza aceste verificari se face prin metoda Rankine.Aceasta metoda presupune urmatoarele ipoteze:- peretele zidului de sprijin este vertical;- suprafata terenului natural este orizontala;- frecarea dintre zid si pamant se neglijeaza.In aceste conditii, impingerea activa a unui masiv de pamant necoeziv se poate calcula conform fig. 3.12ig. 3. Calculul impingerii prin metoda Rankine ptr masiv necoezivUnde:- Pa1 este impingerea activa datorata sarcinii geologice;a ak H P2121 - Pa2 este impingerea activa datorata suprasarcinii;a aqHk P 2- k este coeficientul de impingere activa)245 (0 2 tg kIn cazul unui masiv coeziv, apare in plus o reactiune datorata fortei de frecare:a ack H c P 2 .Deoarece avem de-a face cu un masiv de pamant in straturi cu greutati volumice, unghiuri de frecareinternasi coef decoeziunediferiti, sefolosestemediaponderataaaccestora, factorul de pondere fiind inaltimea stratului.Pe langa determinarea valorii impingerii active trebuie determinata si adancimea la care actioneazaaceasta(sauinaltimeafatadetalpazidului), pentruaseputeafaceulterior calculeale momentului indus de catre impingerea activa.Calcularea acestei adancimi se face conform regulii corpurilor compuse, astfel:iiPatotAh Ah, undeAireprezintaariileimpingerii activeafiecarui component (pamant, suprasarcina si coeziune) iar hi reprezinta adancimile la care se manifesta acestea.2.2.1 Prima verificarea la alunecarea pe talpaObservatie: calculele se fac pentru 1 ml de zid.132 . 1 >HVFs35 . 0 Fq Gtalpa Gelevatie Gdren V + + + KN H B dren Gdren 6 . 237 80 . 4 75 . 2 18 11 KN H b ba Gelevatie 75 . 63 10 . 5 50 . 0 25 1 KN t B ba Gtalpa 88 . 46 50 . 0 75 . 3 25 1 KN B q Fq 55 . 55 75 . 2 2 . 20 11 KN V 78 . 403Pa Ha a ak H q k H c k H Pa + _2_22153 . 0277 . 17452452_2 ,_

,_

o oatg tg k3_/ 42 . 1830 . 55 . 18 0 . 5 17 30 . 0m KN + 77 . 1730 . 518 00 . 5 14 30 . 0_ + 66 . 530 . 56 0 . 5 0 30 . 0_ + cKN Pa 88 . 150 53 . 0 30 . 5 2 . 20 53 . 0 30 . 5 66 . 5 2 53 . 0 30 . 5 42 . 18212 + 2 . 1 94 . 088 . 15078 . 403 35 . 0< sFnu convine trebuie redimensionat zidul2.2.2 Redimensionarea zidului.Observatie: s-a ales dimensiunea de 4.80 m pentru B in loc de 3.75 m.Se cunosc din enunt si de la prima dimensionare urmatoarele:m h 10 . 4 m Df20 . 1 m hgarda3 . 0 m h D h Hgarda f60 . 5 30 . 0 20 . 1 10 . 4 + + + + mHb 50 . 0 47 . 01260 . 512 m t D h Hf dren80 . 4 5 . 0 20 . 1 10 . 4 + + m h H Hgarda dren elevatie10 . 5 3 . 0 80 . 4 + m B b t 50 . 02 14m D h Hf AC30 . 5 20 . 1 10 . 4 + + m B 80 . 4 Se recalculeaza:m B b B B 80 . 3 5 . 0 5 . 0 80 . 42 1 2.2.3 A doua verificarea la alunecarea pe talpa2 . 1 >HVFs35 . 0 Fq Gtalpa Gelevatie Gdren V + + + KN H B dren Gdren 32 . 328 80 . 4 80 . 3 18 11 KN H b ba Gelevatie 75 . 63 10 . 5 50 . 0 25 1 KN t B ba Gtalpa 00 . 60 50 . 0 80 . 4 25 1 KN B q Fq 76 . 76 80 . 3 2 . 20 11 m KN V / 83 . 528Pa Ha a ak H q k H c k H Pa + _2_221 (ramane aceeasi)53 . 0277 . 17452452_2 ,_

,_

o oatg tg k3_/ 42 . 1830 . 55 . 18 0 . 5 17 30 . 0m KN + 77 . 1730 . 518 00 . 5 14 30 . 0_ + 66 . 530 . 56 0 . 5 0 30 . 0_ + cKNPa88 . 150 742 . 56 678 . 43 67 . 13753 . 0 30 . 5 2 . 20 53 . 0 30 . 5 66 . 5 2 53 . 0 30 . 5 42 . 18212 + + mAh Ahii iPatot456 . 388 . 150639 . 518678 . 43 742 . 56 116 . 13765 . 2 678 . 43 65 . 2 742 . 56 53 . 3 67 . 137 + + 2 . 1 23 . 188 . 15083 . 528 35 . 0> sFOK2.2.4 Verificarea la rasturnare5 . 1 > rstsMMF15

,_

+ + + +

,_

+ +

,_

+ + ,_

+ + + + ,_

+ + ,_

+ + 280 . 350 . 0 50 . 0 76 . 76280 . 460250 . 050 . 0 75 . 63280 . 350 . 0 50 . 0 32 . 3282 2 2 212 212BB b FqBGtalpabB GelevatieBB b Gdren MstKN Mst54 . 1366 m/mKN h H Pa MPatot AC r22 . 278 ) 456 . 3 30 . 5 ( 88 . 150 ) ( m/m5 . 1 91 . 422 . 27854 . 1366> sF2.2.5 Prima verificarea a presiunilor pe talpaconvpBMBNBMBNWMANp 2 . 1661 12 21< + + + 0622> BMBNWMANp KN V N 83 . 528 ,_

+

,_

,_

2 2 2 2 2 2 2121'HPaB BFq cb BGelevatieB BGdren MoKNm 864 . 180844 . 1 88 . 15028 . 328 . 476 . 76 50 . 0250 . 028 . 475 . 6328 . 328 . 432 . 328 ,_

+ ,_

,_

0 073 . 638 . 46 864 . 1808 . 483 . 52821> kPa pKPa p kPa pconv5 . 445 25 . 371 2 . 1 2 . 1 273 . 1578 . 46 864 . 1808 . 483 . 5282 < + OBS: 493 . 2073 . 63273 . 15712minmax ppPP2.3 Armarea zidului de sprijin.Pentru a putea face armare zidului se tine cont ca asupra talpii zidului se manifesta compresiune excentrica. Dimensionarea armaturii de rezistenta se face pe baza momentelor incovoietoare,calculate in sectiunile 1-1 si 2-2, in plus pentru sectiunea 2-2 se va calcula si pentru forta taietoare.Pentru talpa:- avem valorile Pmin si Pmax cu ajutorul lor, prin interpolare se calculeaza P11 cu formula:min min max111) ( P P PBBP + (kPa);Ic=0.5 Ic=0.80 Ic=10.6 450 495 5250.7525 . 371 convp0.8 300 330 35016- se calculeaza apoi 211 minP PPmed+ fiind rezultanta ce actioneaza la B1/2;- se calculeaza forta concentrata echivalenta ce ar da aceasta presiune notata cu Fcalc cu relatia:11 B P A P Fmed talpa med med (kN)- se calculeaza rezultanta sistemului de forte ce actioneaza asupra talpii fundatiei, notata cu Fcalc cu relatia:med dren q calcF G F F + (kN)- se calculeaza momentul ce actioneaza asupra sectiunii 1-121BF Mcalc calc (kNm) (pentru fasia de zid de 1 ml considerata)Se calculeaza armatura necesara cu ajutorul schemei 1.2 si se verifica cu ajutorul schemei 1.1Pentru elevatie: plecam de la valorile minime si maxime ale imingerii active. Ne intereseaza sa calculam armarea in sectiunea 2-2 a elevatiei (deoarece in aceasta sectiune elevatia este incastrata in talpa). Pentru aceasta trebuie sa determinam Mcalc dat de impingerea activa. Acesta se calculeaza astfel:- secalculeazaimpingereaactivaapamantului ceactioneazainsectiunea2-2asupraelevatiei si notata cu P22 (kN), prin inlocuirea in formula impingerii active a lui HAC cu hdren;- se calculeaza distanta fata de sectiunea 2-2 la care actioneaza aceasta forta cu relatia iiPaAh Ah22(relatie folosita la determinarea adancimii lacare semanifeta impingerea activa)- se calculeaza momentul cu relatia:1722 22 pa calch P M (kNm)Se calculeaza armatura necesara cu ajutorul schemei 1.2 si se verifica cu ajutorul schemei 1.1OBS:numarul debare cerezultain urma aramarii talpii trebuie sa fie egal cu numarulde bare ce rezulta in urma armarii elevatiei. Pentru armarea constructiva se vor folosi bare de tip OB37 8/15.Calculul numeric.Se considera ca avem beton clasa C12/15, armarea de rezistenta se va face cu otel PC52 iar cea constructiva (de repartitie) cu OB37 (si eventual si pentru forta taietoare) Pentru talpa:- avem valorile Pmin si Pmax cu ajutorul lor, prin interpolare se calculeaza P11 cu formula:648 . 137 073 . 63 ) 073 . 63 273 . 157 (8 . 48 . 3) (min min max111 + + p p pBBP(kPa);- se calculeaza apoi36 . 1002073 . 63 648 . 137211 min++P PPmed (kPa) ;- se calculeaza forta concentrata echivalenta ce ar da aceasta presiune notata cu Fmed cu relatia:37 . 381 1 8 . 3 36 . 100 11 B P A P Fmed talpa med med (kN)- se calculeaza rezultanta sistemului de forte ce actioneaza asupra talpii fundatiei, notata cu Fcalc cu relatia:71 . 23 + med dren q calcF G F F(kN)- se calculeaza momentul ce actioneaza asupra sectiunii 1-11805 . 4528 . 371 . 2321 BF Mcalc calc(kNm) Se aplica schema 1.2 pentru determinarea armaturii.Se cunosc:mm hmm b5001000MPa Rc 5 . 9 (elemente din C12/15, monolite, orizontale, cu dim laturii celei mai mici>300mm)MPa Ra 300 (PC52, cu diametrul barelor h'0,0170,017 0,054 1048,56610121131 0,0586 drept 50 1150 370 /0,0110,011 0,036 1045,638 3221140 0,040In console se va prelungii armtura pus n seciunile 3 respectiv 5.b) Armarea transversalSeciuneaa ho Aa(m) Q Rt(red)=Rt P Pe si/ho e Ae ae-nec ae-ef[mm] [mm] [mm2] [KN] [MPa] [%] [%] [mm] [mm2] [mm] [mm]2st 50 1150 942413,80,90 0,80,1640,2650,854 8 50.376,0442 752dr 50 1150 942461,11,00 0,80,1640,2950,809 8 50,368,2435 504st 50 1150 1140 3740,81 0,80,1980,2170,988 8 50.392,5576 754dr 50 1150 1140 5011,09 0,80,1980,2910,853 8 50.369,0949 50456st 50 1150 1140 4130,90 0,80,1980,2400,940 8 50.383,8173 756dr 50 1150 1140661,11,44 0,80,1980,3840,743 8 50.3 52,362 5046Etrieri vor fi de 8 la distanele ae rezultate din calcul repartizai pe treimile alturate stlpilor, iar n treimile mijlocii se va pstra diametrul de 8 mm dar se va mrii distana dintre ei deoarece fora tietoare scade pe aceast poriune( fiind nul la un moment dat).4. Dimensionarea si verificarea fundatiei pe piloti a zidului de cheu.4.1. Calculul capacitatii portante a pilotului izolat supus la solicitari axialeCapacitatea portanta a unui pilot izolat de tip purtator pe varf, supus la solicitari axiale, ce se introduce prin batere, se determina cu relatia:) (KN P m k Rcr iz unde:- k coeficient de omogenitate7 . 0 k- mcoeficient al conditiilor de lucru1 m- crPincarcarea critica a pilotului (KN)o ooocrH Qq Qq QeA a A a A aP + ++

,_

+ 2 , 02 22unde:- afactor ce depinde de tipul pilotului si conditiile de batere (Kpa)KPa a 1500 - A aria sectiunii pilotului (m2)2 236 . 0 6 . 0 m A - erefuzul pilotului (cm)cm e 5 . 1 - oQgreutatea berbecului (KN)q Qo - qgreutatea pilotului (inclusiv a calciulii de protectie, care reprezinta 1/5 din greutatea pilotului fara caciula) (KN), unde hpilot = 19 m( ) KN V qba2 . 205 19 36 . 0 2556)511 ( + - oHinaltimea de cadere a berbeculuim Ho2 KN Pcr571 . 2719 2 2 . 2052 . 205 22 . 205 2 . 0 2 . 205015 . 036 . 0 1500236 . 0 1500236 . 0 15002 ++

,_

+ 47KN Riz7 . 1903 571 . 2719 1 7 . 0 4.2. Calculul numarului de piloti si stabilirea dimensiunilor radieruluiNumarul de piloti se calculeaza cu formula: ), 2 1) 5 . 1 2 . 1 ((( int + PRreg npdar nu mai putin de 4, unde P este incarcarea verticala.9 7 ) 2 1 (7 . 1903) 5 . 1 2 . 1 ( 9520 +pnDispunerea in plan a pilotilor se face tinand cont de urmatoarele:- pentru pilotii cu diametru mai mic de 600 mm, distanta minima dintre piloti este: m d ti7 . 2 8 . 1 6 . 0 ) 5 . 4 3 ( ) 5 . 4 3 ( ;- dispunerea se face in randuri paralele sau radial, respectind distantele minime intre piloti;- distanta minima intre fata exterioara a pilotilor marginali si extremitatea radierului trebuie sa fie de minimum 1d, dar nu mai mica de 25 cm; pentru ea s-a aplicat formula:m d tm9 . 0 6 . 0 ) 5 . 1 1 ( 48Dupa realizarea calculelor s-a constatat ca numarul de piloti este cuprins intre 24 (minim) si 36 (maxim). S-acalculat distributia pilotilorpe radierpentru numarulmaximdepilotisis-auobtinut urmatoarele date:- distanta pe axa OX dintre piloti este 2 m;- distanta pe axa OX dintre piloti si margine este de 0.8 m (mai mare decat ceam minim de 0,25 m);- distanta pe axa OY dintre piloti este 1.8 m;- distanta pe axa OY dintre piloti si margine este de 0.6 m.Rezulta ca pilotii se vor aseza in 4 randuri paralele cu latura mare a cheiului si respectiv pe 9 randuri paralele cu latura mica a cheiului, rezultand un numar total de 36 de piloti.4.3 Calculul eforturilor in pilotii fundatiei.Efortul intr-unpilot al unei fundatii curadier jos si piloti verticali, solicitati laincarcari verticale si momente, se poate calcula cu relatia:49 + ++niiyniix rxx Myy MnG NS1212unde:- N efortul vertical de calcul (KN)KN N 9520 - y x M M, momentele de calcul, fata de axele principale ale grupului de piloti (KNm)kNm b F MMF yx2856 1 2856000 - i iy x ,distantele de la axa pilotului i din grup, la axele principale ale grupului de piloti (m)- y x,distantele de la axa pilotului considerat, la axele principale ale grupului de piloti- nnumarul pilotilor in grup55 n- rGgreutatea radierului = 500 . 10 25 2 10 21 b fLBD (kN)pilot Nr .) (KNmMy) (mxii yx M) (22mxi + ++niiyniix rxx Myy MnG NS12121 2856 -3.9 -11138.4 15.21 519.502 2856 -1.3 -3712.8 1.69 543.913 2856 1.3 3712.8 1.69 568.324 2856 3.9 11138.4 15.21 592.735 2856 -3.9 -11138.4 15.21 519.506 2856 -1.3 -3712.8 1.69 543.917 2856 1.3 3712.8 1.69 568.328 2856 3.9 11138.4 15.21 592.739 2856 -3.9 -11138.4 15.21 519.5010 2856 -1.3 -3712.8 1.69 543.9111 2856 1.3 3712.8 1.69 568.3212 2856 3.9 11138.4 15.21 592.7313 2856 -3.9 -11138.4 15.21 519.5014 2856 -1.3 -3712.8 1.69 543.9115 2856 1.3 3712.8 1.69 568.3216 2856 3.9 11138.4 15.21 592.7317 2856 -3.9 -11138.4 15.21 519.5018 2856 -1.3 -3712.8 1.69 543.9119 2856 1.3 3712.8 1.69 568.3220 2856 3.9 11138.4 15.21 592.7321 2856 -3.9 -11138.4 15.21 519.5022 2856 -1.3 -3712.8 1.69 543.9123 2856 1.3 3712.8 1.69 568.3224 2856 3.9 11138.4 15.21 592.7325 2856 -3.9 -11138.4 15.21 519.5026 2856 -1.3 -3712.8 1.69 543.9127 2856 1.3 3712.8 1.69 568.3228 2856 3.9 11138.4 15.21 592.7329 2856 -3.9 -11138.4 15.21 519.5030 2856 -1.3 -3712.8 1.69 543.9131 2856 1.3 3712.8 1.69 568.325032 2856 3.9 11138.4 15.21 592.7333 2856 -3.9 -11138.4 15.21 519.5034 2856 -1.3 -3712.8 1.69 543.9135 2856 1.3 3712.8 1.69 568.3236 2856 3.9 11138.4 15.21 592.73niix12304.2Rezulta ca efortul axial maxim este: Smax = 592.73 kN.Se face verificarea ca efortul axial maxim sa fie mai mic decat capacitatea portanta a unui pilot izolat:70 . 1903 70 . 1903 1 73 . 592max iz u gR m R S OK.4.4 Calculul capacitatii portante si a solicitarilor pentru pilotul izolat supus la solicitari orizontale.Solicitarea transversala efectiva in orice pilot vertical al unei fundatii cu radier jos produsa de o incarcare orizontala Hor se determina cu relatia simplificata:kNnHSporor33 . 79362856 Verificarea fundatiei la solicitare transversala consta in indeplinirea conditiei:Sor orR m , unde m =1 coeficient al conditiilor de lucru, iar Ror capacitatea portanta transversala a pilotului ce se determina cu relatia:cror orkmP R , in care k = m = 0.7, iar 0lMPcap cror este forta critica orizontala a unui pilot considerat articulat in radier.OBS: pentru a putea determina Mcap ar trebui sa cunoastem date despre sectiunea pilotului (armatura aplicata).Consideram ca pilotul este executat din BC 25 si armat cu PC 52 avand 8 bare de 22 mm.A = 35 + mm 46222h0= H-a = 600 46 = 564 mmp=% 336 , 0 100564 60011401000 h bAefa077 , 0133001003368 , 0100 aaRR p5155 , 0 077 , 0) 52 ( 55 , 0< PCbm=074 , 02077 , 01 077 , 021

,_

,_

Mcap= m KN R h b mc 39 . 1851013 564 600 074 , 06220Rezulta: kNlMkm kmP Rcap cror or84 . 90139 . 1857 . 0 7 . 00 Deci 84 . 90 33 . 79 or orR S.52