Tema 2 - Fundatii - Zid de Sprijin - CCIA [PDF]

Zitiervorschau

F.C.C.I.A., SERIA A, GRUPA 1 nr. de ordine …

TEMA DE PROIECT PROIECTAREA UNUI ZID DE SPRIJIN

Piese scrise: 1. Predimesionarea zidului de sprijin, 2. Calcul analitic şi grafic al împingerii pământului, 3. Verificarea la SLU a zidului de sprijin)alunecare pe talpă, răsturnare, capacitate portantă teren). Piese desenate: 1. Secţiune verticală prin zidul de sprijin (sc. 1:20 sau 1:50), 2. Planşă pentru calculul grafic al împingerii pământului (Culmann).

Bibliografie: - Notiţe seminar; - Normativ SR EN 1997-1 - Proiectare Geotehnică- partea generală; - Ghid de proiectare Geotehnica.

1



DATE DE TEMA

Tema lucrării prevede: Proiectarea unui zid de sprijin de tip cornier din beton armat în vederea realizării unei platforme supraînălţate. 

Umplutura din spatele zidului de sprijin 1.

 k ,nisip  (19.4  0.2  Gr )  19.4  0.2 1  19.2kN / m3 ; 

2.

k ,nisip  (31  0.5 U a )  (31  0.5  7)  34.5 ;  unghi de frecare intern între particulele

greutatea specifică a umpluturii

pământului din umplutură 3. 

ck , nisip  0kPa ;  coeziunea umpluturii

Terenul de fundare (argilă nisipoasă) 4.

 k ,arg ila  (18.0  0.1 Gr )  18.0  0.11  18.1kN / m3 ; 

5.

k ,arg ila  (21  0.5 U a )  (21  0.5  7)  24.5 ; 

greutatea specifică a terenului

unghi de frecare intern între particulele

pământului terenului de fundare 6.

ck ,arg ila  (25  2  Gr )  (25  2 1)  23kPa ;  coeziunea terenului de fundare

7. Nivelul apei subterane = -8.00m 8. Suprasarcina pe umplutură

q  (20  2.5Gr )  (20  2.5 1)  17.5kN / m 2

9. Înălţimea zidului de sprijin

H  (3.5  0.1  N 0 )  (3.5  0.1 17)  5.2m

10. Adâncimea de fundare

D f  1.10m

11. Greutatea specifică a betonului armat

 b.a  25kN / m3

2



Predimensionarea zidului de sprijin

25

5.20 50 50

1.20

50 2.20





Acţiuni verticale caracteristice din greutatea proprie a zidului:

Greutate caracteristică talpa zidului: Gk ,t  25  2.20  0.5  27.5kN / m

G 2 k ,i  25  0.25  4.70  29.38kN / m



Greutate caracteristică a inimii zidului



0.25  4.70  14.69kN / m 2 Greutate caracteristică din umplutura de pământ Gk ,u  19.2 1.20  (5.20  0.5)  108.29kN / m



Greutatea totală caracteristică

G 3k ,i  25 

Gk  Gk ,t  G 2 k ,i  G 3k ,i  Gk ,u  179.86kN / m

3

2 Gk,i

Gk,u

3 Gk,i

Gk,t O

Ipoteza 1- Condiţii nedrenate  Abordarea de calcul 3 - A1†  M 2  R 3 

Valorile de calcul ale materialelor

  '  1.25  coef. parţial de siguranţă aplicat unghiului de frecare intern

 cu  1.4  

Unghi de frecare internă de calcul pentru umplutură

 d  a tan( 

coef. parţial de siguranţă aplicat coeziunii nedrenată

tan( k ,nisip )

 '

)  a tan(

tan(34.5) )  28.8 1.25

Coeziunea de calcul pentru umplutură

cd'  0kN / m 2 

Coeziunea nedrenată de calcul pentru argilă

cud  

cu ,k

 cu



23  16.43kN / m 2 1.4

Efectele acţiunilor

 G , fav   G ,nef  1.00  coef. parţial de siguranţă aplicat aportului favorabil al greutăţii zidului

 Q  1.3  coef. parţial de siguranţă aplicat aportului nefavorabil al suprasarcinii 

Valori de calcul ale încărcărilor verticale - favorabile Vd , fav  Gk   G , fav  179.86 1.00  179.86 kN / m - nefavorabile

Vd ,nef  Gk   G , nef  qk  (1.20  0.25)   Q  179.86 1.00  25.38 1.3  212.85kN / m 

Coeficientul presiunii active pentru umplutură:

K a  tg (45 

d 2 28.8 2 )  tg (45  )  0.35 2 2

4

- Presiunea generată de umplutura de nisip:

Pad 1 

 G  K a   k ,nisip  5.202 2



1.00  0.35 19.2  5.202  90.85kN / m 2

- Presiunea generată de suprasarcină:

Pad 2   Q  K a  qk  5.20  1.3  0.35 17.5  5.20  41.41kN / m 

Încărcarea orizontală totală de calcul

Pa  Pad 1  Pad 2  132.26kN / m  

Metoda grafică pentru evaluarea impingerii zidului de sprijin (CULMANN).

Forţe de greutate din pământul din spatele zidului şi din suprasarcină.

G1  AABC1   k , nisip  qk   Q  AC1  1.3 19.2  17.5 1.3  0.5  36.335kN / m G2  72.67kN / m  2G1 . . . . Pa  132.13kN / m

% 

132.26  132.13  0.1%  2% 132.26 

Verificare la alunecare pe talpă

H Ed  Pa  H Rd

H Rd  rezistenţa la alunecare

-  R , h  1.00  coef. parţial de siguranţă aplicat rezistenţei la alunecare Pentru condiții nedrenate se calculează rezistența la alunecare conform SR EN1997-1:2004 – 6.5.3(11) ec. 6.4b.

H Rd 

cu ,d  B

 R ,h



16.43  2.20  36.15kN / m  H Ed  132.26kN / m 1.00

 B  9m Gk ,t  25  9  0.5  112.5kN / m Gk ,u  19.2  8  (5.20  0.5)  721.92kN / m Gk  112.5  29.38  14.69  721.92  878.49kN / m Vd , fav  878.49kN / m Vd ,nef  878.49  17.5  (8  0.25) 1.3  1066.18kN / m H Rd  

cu ,d  B

 R ,h



16.43  9  147.87 kN / m  H Ed  132.26kN / m 1.00

Verificare la capacitate portantă a terenului de sub talpa de fundare

Vd  Rd -  R ,v  1.00  coef. parţial de siguranţă aplicat rezistenţei la capacitate portantă

5

Vd  Vd ,nef  1066.18kN / m Rd  A' ((  2)  cud  bc  Sc  ic  q) A' - Aria efectivă de calcul a tălpii de fundare bc - factor pentru înclinarea bazei tălpii de fundare sc - factor de formă a bazei tălpii de fundare ic - factor de înclinare al încărcării aplicat coeziunii q - sarcina geologică la nivelul tălpii de fundare 

Determinarea excentricităţii încărcării

eB 

B M Ed  M Ed ,des 9 5065.72  265.14     0m 2 Vd 2 1066.18

M Ed   G  ( M k ,t  M k2,i  M k3,i  M k ,u )   Q  qk  (8  0.25)  (

8  0.25  0.50  0.25)  2

 1.00  4150.74  1.3 17.5  8.25  4.875  5065.72kNm / m 9 M k ,t  Gk ,t   506.25kNm / m 2 M k2,i  Gk2,i  0.875  25.71kNm / m M k3,i  Gk3,i  0.625  9.18kNm / m M k ,u  Gk ,u  5  3609.6kNm / m Pad 1 Pad 2 M Ed ,des  M Ed  M Ed  Pad 1 



Verificarea excentricităţii

eB  0m  

5.20 5.20  Pad 2   265.14kNm / m 3 2

B  1.5m 6

Aria efectivă de calcul

A'  B '  L'  ( B  2eB ) 1m  9m 2 

Înclinarea bazei fundaţiei

bc  

1  2  0.19;   0  2

Forma fundaţiei

sc  1  0.2( 

α→ unghi de inclinare faţă de orizontală al bazei tălpii de fundare

B' )  2.8 L'

Inclinarea încărcării produsă de o încărcare orizontală

ic 

H 1 1 132.26 (1  1  Ed )  (1  1  )  0.66 2 A ' cu , d 2 9 16.43

H Ed  A ' cu ,d 

Rd  A' ((  2)  cud  bc  sc  ic  q)  9((  2) 16.43  0.19  2.8  0.66  ( D f   k ,arg ila )  446.14kN / m 6

Verificarea la răsturnare a zidului a sprijin (stare de echilibru limită EQU)



M Ed ,des  M Ed , sta EQU EQU M Ed  ( M k ,t  M k2,i  M k3,i  M k ,u )  0.9  4150.74  3735.66kNm / m , sta   Q EQU EQU M Ed  M Ed ,des  1.5  265.14  397.71kNm / m , des   Q EQU EQU M Ed , sta  3735.66kNm / m  M Ed , des  397.71kNm / m

Ipoteza 2- Condiţii drenate  Abordarea de calcul 3 - A1†  M 2  R 3 

Valorile de calcul ale materialelor



  '  1.25 

coef. parţial de siguranţă aplicat unghiului de frecare intern

 c '  1.25 

coef. parţial de siguranţă aplicat coeziunii efective(drenată)

Unghi de frecare internă de calcul pentru umplutură

 d ,nisip  a tan( 

tan( k ,nisip )

'

)  a tan(

tan(34.5) )  28.8 1.25

Coeziunea de calcul pentru umplutură

cd'  0kN / m 2 

Unghi de frecare intern pentru argilă

 d ,arg ila  a tan( 

'

)  a tan(

tan(24.5) )  20.03 1.25

Coeziunea drenată de calcul pentru argilă

cd  

tan( k ,arg ila )

ck ,arg ila

 c'



23  18.4kN / m 2 1.25

Efectele acţiunilor

 G , fav   G ,nef  1.00 

coef. parţial de siguranţă aplicat aportului favorabil al

greutăţii zidului

 Q  1.3  

coef. parţial de siguranţă aplicat aportului nefavorabil al suprasarcinii

Valori de calcul ale încărcărilor verticale - favorabile Vd , fav  Gk   G , fav  313.42kN / m - nefavorabile Vd , nef  375.98kN / m



Coeficientul presiunii active pentru umplutură:

K a  tg (45 

d 2 28.8 2 )  tg (45  )  0.35 2 2

7

- Presiunea generată de umplutura de nisip:

Pad 1 

 G  K a   k ,nisip  5.202 2



1.00  0.35 19.2  5.202  90.85kN / m 2

- Presiunea generată de suprasarcină:

Pad 2   Q  K a  qk  5.20  1.3  0.35 17.5  5.20  41.41kN / m 

Încărcarea orizontală totală de calcul

Pa  Pad 1  Pad 2  132.26kN / m Verificare la alunecare pe talpă



H Ed  Pa  H Rd

H Rd  rezistenţa la alunecare

-  R , h  1.00  coef. parţial de siguranţă aplicat rezistenţei la alunecare Pentru condiții nedrenate se calculează rezistența la alunecare conform SR EN1997-1:2004 – 6.5.3(11) ec. 6.4b.

H Rd 

Ff

 R ,h



G k  1.00  tg d ,arg ila 1.00

 179.86  tg (20.03)  65.57 kN / m  H Ed  132.26 kN / m

 B  5m G k , t  25  5  0.5  62.5 kN / m G k , u  19.2  4  (5.20  0.5)  360.96 kN / m G k  62.5  29.38  14.69  360.96  467.53kN / m V d , fav  467.53 kN / m V d , nef  467 .53  17.5  (4  0.25)  1.3  564.22 kN / m H Rd 

Ff

 R ,h





G k  1.00  tg d  564.22  tg (20.03)  205.7 kN / m  H Ed  132.26 kN / m 1.00 Verificare la capacitate portantă a terenului de sub talpa de fundare

Vd  Rd -  R ,v  1.00  coef. parţial de siguranţă aplicat rezistenţei la capacitate portantă

Vd  Vd ,nef  564.22kN / m Rd  A' (cd ,arg ila  N c  bc  sc  ic  q ' N q  bq  sq  iq  0.5   k ,arg ila  B ' N  b  s  i ) 

Determinarea excentricităţii încărcării

eB 

B M E d  M E d , des 5 1552  265.14     0.22 m 2 Vd 2 564.22

M E d   G  ( M k , t  M k2, i  M k3, i  M k , u )   Q  q k  (4  0.25)  (

4  0.25  0.50  0.25)  2

 1.00  1274.02  1.3  17.5  4.25  2.875  1552 kN m / m 5 M k , t  G k , t   156.25 kN m / m 2 2 2 M k , i  G k , i  0.875  25. 71kN m / m M k3, i  G k3, i  0.625  9.18 kN m / m M k , u  G k , u  3  1082.88 kN m / m M E d , des  M EPadd 1  M EPadd 2  Pad 1 

5.20 5.20  Pad 2   265.14 kN m / m 3 2

8



Verificarea excentricităţii

eB  0.22m  

B  0.83m 6

Aria efectivă de calcul

A'  B '  L'  ( B  2eB ) 1m  4.56 m 2 

Factori adimensionali  pentru capacitate portantă  t g d ,arg ila

Nq  e

tg (45 

d ,arg ila

N c  ( N q  1)ctgd ,arg ila

20.03 )  4.49 2 2  (4.49  1)ctg (20.03)  9.58 )  e t g (20.03) tg (45 

N  2(( N q  1)tgd ,arg ila )  2.54  înclinarea bazei tălpii de fundare

bq  b  (1   tgd ,arg ila ) 2  1 bc 

bq  (1  bq ) N ctg d ,arg ila



1  0.29 9.58  tg (20.03)

 forma tălpii de fundare fundaţiei

B' ) sin  d ,arg ila  1  4.56  sin(20.03)  2.56 L' B' s  1  0.3( )  0.37 L' sc  ( sq N q  1) / ( N q  1)  (2.56  4.49  1) / (4.49  1)  3.01 sq  1  (

 înclinarea încărcării produsă de o forţă orizontală

iq  1  [1  ic  iq 

(Vd ,nef

H Ed 132.26 ]m  1  [1  ]1.18  0.27  A ' c ' ctg d ,arg ila ) (564.22  4.56  0  ctg (20.03)

(1  iq ) N ctg d ,arg ila

i  1  [1 

(Vd ,nef

 0.27 

(1  0.27)  0.06 9.58  tg (20.03)

H Ed 132.26 ]m1  1  [1  ]2.18  0.44  A ' c ' ctg ') (564.22  4.56  0  ctg (20.03)

B' )] L ' m  mB   1.18 B' [1  ( )] L' ' Rd  A (18.4 9.58 0.29 3.01 0.06  (Df  k,argila )  4.491 2.56 0.27  0.518.1 4.56 2.541 (0.39)  0.44)  241.84kN / m [2  (





Verificarea la răsturnare a zidului a sprijin (stare de echilibru limită EQU)

M Ed ,des  M Ed , sta EQU EQU M Ed  ( M k ,t  M k2,i  M k3,i  M k ,u )  0.9 1274.02  1146.62kNm / m , sta   Q EQU EQU M Ed  M Ed ,des  1.5  265.14  397.71kNm / m , des   Q EQU EQU M Ed , sta  1146.62kNm / m  M Ed , des  397.71kNm / m

9