REZISTENA LA FORFECAREAcest capitol se refer la rezistena
pmntului la cedare la forfecare, elemente necesare n analiza de
stabilitate a maselor de pmnt. Dac ntr-un punct de pe oricare plan
ntr-o mas de pmnt tensiunea de forfecare devine egal cu rezistena
la forfecare a pmntului, atunci cedarea se va produce n acel
moment. Iniial, nainte de definirea principiului eforturilor
efective, rezistena la forfecare (f) a unui pmnt ntr-un punct de pe
un anumit plan a fost exprimat de Coulomb ca o funcie liniar a
tensiunilor normale la rupere () pe plan n acel punct:f = tg +
cunde c i sunt parametrii rezistenei la forfecare denumii coeziune
i respectiv unghiul de frecare intern. Cu toate acestea, n
conformitate cu principiul c tensiunea de forfecare ntr-un pmnt
poate fi reprezentat numai de rezistena scheletului de particule
solide, rezistena la forfecare trebuie s fie exprimat funcie de
solicitrile normale efective la rupere ('), parametrii rezistenei
la forfecare vor fi notai c' i ':f = ' tg ' + c'Cedarea va avea
loc, astfel, n orice punct din pmnt n care apare o combinaie critic
a tensiunii de forfecare i efortului normal efectiv. Trebuie
apreciat faptul c c' i ' sunt pur i simplu constante matematice
care definesc o relaie liniar ntre rezistena la forfecare i efortul
normal efectiv. Rezistena la forfecare este dezvoltat de ctre
forele de legtur dintre particule, de aceea, n cazul n care
solicitrile normale efective sunt zero, atunci rezistena la
forfecare trebuie s fie zero (dac nu exist cimentare ntre
particule) i valoarea c' este zero. Acest lucru este crucial pentru
interpretarea parametrilor rezistenei la forfecare. O stare de
efort poate fi reprezentat fie de un punct cu coordonatele i ', sau
de un cerc al lui Mohr definit de eforturile principale efective '1
i '3. Puncte de efort i cercurile lui Mohr reprezentnd strile de
efort la cedare sunt prezentate n figurile 4.1 (a) i (b). Linia
care trece prin punctele de efort sau linia tangent la cercurile
lui Mohr poate fi dreapt sau usor curbat i este menionat ca dreapta
de cedare. Exist dou metode de a prezenta parametrii rezistenei de
forfecare. (1) Anvelopa este reprezentat de linia dreapt definit de
ecuaia f = ' tg ' + c', din care se pot obine parametrii c' i '.
Acetea sunt denumii parametrii tangentei i sunt valabili numai
pentru un interval limitat de efort. Aceasta a fost abordarea
tradiional reprezentnd rezistena la forfecare. Dac linia dreapt
trece prin origine, ca n figura 4.1 (b), atunci, desigur, c' este
zero. Dac anvelopa eec este uor curbat parametrii sunt obinui
dintr-o linie dreapt care aproximeaz curba n intervalul de efort
care ne intereseaz, de exemplu, ntre A i B din figura 4.1 (a).
Trebuie apreciat faptul c utilizarea unor parametri ai tangentei nu
presupune c rezistena la forfecare este c' este zero pentru un
efort normal efectiv zero.(2) O linie dreapt este trasat ntre un
anumit punct de efort i origine, ca n figura 4.1 (a), sau o linie
este trasat prin origine tangent la un anumit cerc al lui Mohr.
Parametrul c' este zero, iar panta liniei da ', ecuaia rezistenei
la forfecare va fi f = ' tg '. Unghiul ' determinat n acest fel,
este menionat ca un parametru secant i este valabil numai pentru o
stare de efort special. n general, valoarea secant ' utilizat n
practic, este cea corespunztoare pentru cea mai mare valoare
ateptat a efortului normal efectiv.
Figura ..... Condiii de rupereDin relaia dintre parametrii
rezistenei la forfecare i efortul principal efectiv, poate fi dedus
un anumit punct de rupere. Cazul general cu c' > 0 este
reprezentat n figura 4.2, efortul de compresiune fiind considerat
ca fiind pozitiv. Coordonatele punctului de tangena sunt f i ' .
Unde:
Figura .... Criteriul de rupere Mohr Coulomb
i este unghiul dintre planul teoretic principal i planul de
cedare. Este evident c: + 45 + /2Acum:
Prin urmare:
Sau:
Ultimile ecuaii fac referire la criteriul de rupere Mohr
Coulomb.Pentru o anumit stare de efort, este evident c datorit
faptului c '1 = 1 u i '3 = 3 u, cercurile lui Mohr pentru eforturi
totale i efective au acelai diametru, dar centrele lor sunt
separate de presiunea corespunztoare a apei din pori u. n mod
similar, puncte de efort efectiv maxim i cele de efort total maxim
sunt separate de valoarea lui u.Starea de efort, reprezentat n
figura 4.2 ar putea fi, de asemenea, definit prin coordonatele
punctului P. Coordonatele punctului P sunt 1/2 '1 - '3) i 1/2 '1 +
'3), de asemenea, notat cu t' i s', respectiv, tensiunea maxim de
forfecare i valoarea efortului principal. Starea de tensiune poate
fi exprimat n termeni de efort total. Trebuie remarcat faptul
c:
ncercri pentru determinarea rezistenei la forfecareParametrii
rezistenei la forfecare pentru un anumit pmnt pot fi determinai
prin ncercri de laborator pe probe reprezentative recoltate din
pmnt i in situ.Trebuie acordat o atenie deosebit operaiilor de
extragere a eantioanelor i celor de stocare i manipulare a probelor
nainte de ncercare. Obiectivul este de a pstra structura pmntului
existent in-situ i umiditatea natural a pmntului. n cazul
argilelor, probele pot fi obinute din eantioane recoltate cu tuuri
sau monolii. Se va produce o umflare a a eantioanelor de argil ca
urmare a eliberrii sarcinii geologice existente in-situ la cota de
la care sunt recoltate.
1. Forfecarea directProba este introdus ntr-o cutie metalic
(cunoscut sub numele de caset de forfecare), cu seciunea ptrat sau
circular, mprit pe orizontal la jumtatea nlimii. Sunt dispuse plci
poroase la partea inferioar i superioar a probei, dac acesta este
saturat total sau parial pentru a permite drenajul liber: dac proba
este uscat, se pot utiliza plci de metal solid. Caracteristicile
eseniale ale aparatului sunt prezentate schematic n figura 4.3. O
incrcare vertical (N) este aplicat pe prob prin intermediul unui
piston i proba este supunere la un efort de forfecare care este
aplicat treptat pe un plan orizontal impus ntre cele dou jumti ale
casetei de forfecare. Cele dou pri ale casetei se deplaseaz una fa
de alta, fora tietoare (T) fiind msurat odat cu deplasarea de
forfecare corespunztoare (l).n mod normal, variaia grosimii (h) a
probei este, de asemenea, msurat. Dac grosimea iniial a probei este
h0 atunci tensiunea de forfecare poate fi reprezentat de l /h0 i
deformaia volumic (v) de h /h0. Sunt ncercate mai multe probe de
pmnt, fiecare sub o for vertical diferit, iar valoarea tensiunii de
forfecare la rupere este reprezentat n funcie de tensiunea normal
pentru fiecare ncercare. Parametrii rezistenei la forfecare se obin
dup trasarea dreptei lui Coulomb.
Figura .... Prezentarea schematic a ncercrii de forfecare
direct
ncercarea de forfecare direct prezint mai multe dezavantaje,
principalul fiind faptul c condiiile de drenare nu pot fi
controlate. Cum presiunea apei din pori nu poate fi msurat, poate
fi determinat numai efortul total normal, cu toate c acesta este
egal cu efortul efectiv normal dac presiunea apei din pori este
zero. Doar o aproximare a strii de forfecare pur este produs n prob
i tensiunea de forfecare pe planul de rupere nu este uniform,
cedarea apare progresiv de la marginile spre mijlocul probei. Aria
probei supus efortului de forfecare i celui vertical nu rmne
constant pe tot parcursul ncercrii. Avantajele determinrii sunt
simplitatea sa i, n cazul nisipurilor, uurina pregtirii probei.
2. ncercarea de compresiune triaxialAceasta este cea mai folosit
ncercare pentru determinarea rezistenei la forfecare i este
potrivit pentru toate tipurile de pmnt. ncercarea are avantajul c
pot fi controlate condiiile de drenaj, care s permit, dac este
necesar, consolidarea pmnturilor saturate de permeabilitate redus,
ca parte a procedurii de testare precum i msurarea presiunii apei
din pori. O prob cilindric, avnd n general un raport lungime /
diametru egal cu 2, este utilizat n ncercare i este ncrcat n
condiii de simetrie axial n modul prezentat n figura 4.4. Diametre
tipice ale probelor folosite sunt de 38 i 100 mm. Principalele
caracteristici ale aparatului sunt prezentate n figura 4.5.
Figura . ncrcarea probei n triaxial
Figura . Celula aparatului triaxialBaza circular a aparatului
are un postament central pe care este aezat proba, existnd un acces
prin piedestalul de drenaj pentru msurarea presiunii apei din pori.
Un cilindru de plexiglas, etanat ntre un inel superior i la partea
superioar de o celul circular, care formeaz corpul celulei. n
partea superioar celula dispune de o buc central prin care trece
tija pistonului de ncrcare. Proba este plasat fie pe o piatr poroas
fie pe un disc metalic aflat pe piedestalul aparatului. Un piston
de ncrcare este dispus la partea superioar a probei care este
introdus ntr-o membran de cauciuc. n cazul ncercrii nisipurilor,
proba trebuie pregtit n interiorul unei membran de cauciuc rigid
care se dispune n jurul piedestalului. O presiune negativ redus
este aplicat n apa din pori pentru a menine stabilitatea probei
presiune care este ndeprtat nainte de aplicarea presiunii radiale.
Proba este supus unei presiuni pe toate direciile prin intermediul
lichidului din celul, i , dac este necesar, este permis s aib loc
consolidarea dup care sarcina axial de compresiune este crescut
treptat prin intermediul pistonului pn pn la ruperea probei care
are loc, de obicei, de obicei, dup un plan nclinat. Sarcina este
msurat cu ajutorul unui inel dinamometric sau de un traductor de
presiune montat n interiorul sau n exteriorul celulei. Sistemul de
aplicare a presiunii pe pacursul ncercrii trebuie s fie capabil s
compenseze schimbrile de presiune cauzate de pierderile de lichid
din celul sau cauzate de schimbarea de volum a probei. n ncercarea
triaxial, consolidarea are loc n trepte egale de efort total
normal. n aceste condiii deformaia lateral a probei nu este egal cu
zero n timpul consolidrii. Disiparea excesului de presiune a apei
din pori are loc din cauza drenajului prin discul poros aflat la
partea inferioar (sau superioar) a probei. Apa drenat este dirijat
spre exterior, permind msurarea volumului de ap drenat din prob.
Presiunea radial este considerat a fi efortul principal minim i
suma presiunilor pe tot parcursul aplicarii efortului axial, ca
efort principal maxim, acceptnd faptul c nu exist eforturi de
forfecare la suprafaa probei. Efortul axial aplicat este astfel
denumit diferena principal de efort (de asemenea, cunoscut sub
numele de efort deviator). Efortul intermediar principal este egal
cu efortul principal minim, de aceea, condiiile de efort la rupere
pot fi reprezentate de cercul lui Mohr. Dac mai multe probe sunt
ncercate, fiecare sub o valoare diferit a presiunii radiale,
anvelopa cedrii poate fi trasat i parametrii rezistenei la
forfecare pentru pmnt pot fi determinai. n calculul diferenei de
efort principal, trebuie luat n considerare faptul c suprafaa
seciunii transversale medie (A) a probei nu rmne constant pe tot
parcursul ncercrii. Dac seciunea transversal iniial a probei este
A0 i volumul iniial este V0, dac volumul probei scade n timpul
ncercrii,
unde v este deformaia volumic (V/V0) i o este deformaia axial
(l/l0).n cazul pmnturilor saturate schimbarea de volum V este, de
obicei, determinat prin msurarea volumului de ap din pori ce
dreneaz din prob. Modificarea lungimii axiale l corespunde cu
deplasarea pistonului de ncrcare, care poate fi msurat cu un
microcomparator.Interpretarea de mai sus a condiiilor de efort n
ncercarea triaxial este aproximativ. Eforturile principale ntr-o
prob cilindric sunt, de fapt, axiale, radiale i eforturi
circumfereniale, z, r i respectiv , , aa cum se prezint n figura
4.6, iar starea de efort de-a lungul modelului este static
nedeterminat.
Figura .... Efortul axial, radial i circumferenialDac se
presupune c r = nedeterminarea este depit i r devine constant, egal
cu efortul radial la marginea probei. n plus, condiiile de
solicitare din prob nu sunt uniforme din cauza frecrii produse cu
pistonul de ncrcare i piedestal, acest lucru conduce la apariia de
zone moarte la fiecare capt al probei. Deformarea neuniform a
probei poate fi eliminat n mare msur prin ungerea suprafeelor de
capt. S-a artat, totui, c deformarea neuniform nu are nici un efect
semnificativ asupra rezistenei msurate a pmntului, cu condiia ca
raportul lungime / diametru al epruvetei s nu fie mai mic de 2.
Msurarea presiunii apei din poriPresiunea apei din pori ntr-o
prob triaxial poate fi msurat astfel nct s se permit ca rezultatele
s fie exprimate n termeni de efort efectiv. Presiunea apei din pori
este msurat n mod normal, prin intermediul unui traductor de
presiune electronic. O schimbare a presiunii produce o mic deviere
a diafragmei traductorului. Conexiunea dintre prob i traductor
trebuie s fie umplut cu iar sistemul trebuie s suporte o modificare
de volum neglijabil sub presiune.
Tipuri de determinriSunt posibile numeroase variante ale
procedurii de ncercare cu aparatul triaxial dar cele trei tipuri
principale de testare sunt urmtoarele:1. Neconsolidat-nedrenat.
Proba este supus unei presiuni radiale dup care se aplic imediat
efortul deviator, fr a permite drenajul n nici o etap a ncercrii.2.
Consolidat - nedrenat. Drenajul probei este permis sub o anumit
presiune radial pe tot parcursul ncercrii pn ce consolidarea este
complet, diferena de efort principal este apoi aplicat fr a mai
permite drenajul. Msurarea presiunii apei din pori poate fi fcut n
timpul etapei nedrenate a ncercrii.3. Consolidat - drenat. Drenajul
probei este permis sub o anumit presiune radial pn la consolidarea
complet se aplic efortul deviator cu o vitez suficient de mic , cu
drenaj nc permis, pentru a se asigura c excesul de presiune a apei
din pori se menine la zero.Parametrii rezistenei la forfecare
determinai cu ajutorul procedurilor de ncercare prezentate mai sus
sunt relevani numai n situaiile n care condiiile de drenaj in situ
corespund condiiilor de ncercare. Rezistena la forfecare a unui
pmnt n condiii nedrenate este diferit de cea n condiii drenate.
Rezultatele ncercrii nedrenate pot fi exprimate n termeni de efort
total n cazul pmnturilor complet saturate cu permeabilitate sczut,
parametrii rezistenei la forfecare fiind notai cu cu si U.
Rezistena la forfecare drenat este exprimat n termeni de efort
efectiv ca fiind c' i '. Cel mai important parametru n practic este
viteza la care se realizeaz modificrile efortului total (ca urmare
a operaiunilor de execuie a construciei) n ceea ce privete viteza
de disipare a excesului presiunii apei din pori, care la rndul su
este legat de permeabilitatea pmntului. Condiiile nedrenate se
aplic n cazul n care nu s-a produs o scdere semnificativ a
efortului total, fenomenul poate avea loc n cazul n pmnturilor cu
permeabilitate redus, cum ar fi argilele, imediat dup finalizarea
construciei. Condiiile drenate se aplic n situaiile n care excesul
de presiune a apei din pori este zero, acest situaie este ntlnit n
cazul n pmnturilor cu permeabilitate redus dup consolidarea complet
i ar reprezenta situaia existent dup o lung perioad de timp, poate
chiar mai muli ani, de la finalizarea construciei. Situaia drenat
va fi, de asemenea, relevant n cazul n care viteza de disipare a
presiunii apei din pori a fost n concordan cu viteza de schimbare a
efortului total, acest lucru se ntlnete n cazul pmnturilor cu
permeabilitate ridicat, cum ar fi nisipurile. Prin urmare, situaia
drenat este relevant pentru nisipuri att imediat dup execuia
construciei ct i pe termen lung. Numai dac au existat schimbri
extrem de rapide n starea de efort total (de exemplu, ca urmare a
unei explozii sau a unui cutremur), este relevant pentru un nisip
starea nedrenat. n anumite situaii, condiia de parial drenat poate
exista la terminarea unei construcii, probabil din cauza unei
perioade de execuie foarte lung sau pmntul n cauz prezint o
permeabilitate intermediar. In astfel de cazuri presiunea n exces a
apei din pori trebuie estimat dup care se calculeaz rezistena la
forfecare funcie de eforturile efective. ncercarea de forfecare cu
aparatul cu palete (vane shear test)Acest ncercare este folosit
pentru determinarea in situ a rezistenei la forfecare nedrenate pe
argile intacte, complet saturate, ncercarea nu este indicat pentru
alte tipuri de pmnturi. Aceast ncercare este foarte indicat, n
special, pentru argilele moi, rezistena la forfecare a acestora n
laborator putnd fi modificat n mod semnificativ de procesul de
recoltare a eantioanelor i de manipularea ulterioar. n general,
acest ncercare este folosit pentru argile cu rezistena la forfecare
nedrenat mai mic de 100 KPa. Acest determinare poate da rezultate
eronate n cazul n care n stratul de argila exist microstraturi de
nisip sau praf.Instalaia const dintr-o palet din oel inoxidabil
(figura 4.7) cu patru lamele subiri dreptunghiulare, dispus la
captul unei tije din oel de nalt rezisten. Lungimea paletei este
egal cu de dou ori limea sa total, dimensiunile tipice fiind 150mm
x 75mm i 100mm x 50mm. De preferin diametrul tijei nu trebuie s
depeasc 12,5 mm.
Figura . Aparatul de forfecare cu palete
Paleta i tija sunt introduse n pmnt sub partea inferioar a unei
guri de foraj la o adncime de cel puin trei ori diametrul gurii de
foraj, fiind necesar introducerea paletelor n teren s se fac fr
perturbri apreciabile ale pmntului. DEterminrile pot fi de asemenea
efectuate n argile moi, fr a se realiza un foraj, ci prin
penetrarea direct a paletei n teren pn la adncimea necesar. Se
aplic un moment de torsiune treptat la captul superior al tijei cu
ajutorul unui echipament adecvat pn n momentul forfecrii pmntului
datorit rotaiei paletei. Forfecarea are loc pe suprafaa i marginile
unui cilindru avnd un diametru egal cu limea paletei. Viteza de
rotire a paletei trebuie s fie n intervalul de 6-12 pe minut.
Rezistena la forfecare se calculeaz din expresia:
unde T este valoarea cuplului de forfecare, d limea total a
paletelor i h lungimea paletelor.Totui, rezistena la forfecare pe
suprafaa vertical cilindric poate fi diferit de cea n lungul celor
dou suprafee de capt orizontale, ca urmare a anizotropiei. Dac, dup
ncercarea iniial, paleta este rotit cu vitez mare executnd mai
multe rotaii pmntul va deveni remodelat i poate fi determinat
rezistena la forfecare n aceast stare, dac este necesar.
Rezistena la forfecare a nisipurilor
Caracteristicile de rezisten la forfecare ale unui nisip pot fi
determinate din rezultatele ncercrilor de forfecare, fie forfecare
directe fie ncercri triaxiale drenate. Numai rezistena la forfecare
drenat a unui nisip este n mod normal relevant n practic.
Caracteristicile nisipurilor uscate i saturate sunt n general
aceleai, cu condiia ca presiunea n exces a apei din pori s fie
zero, n cazul nisipurilor saturate. Curbele tipice legate de
efortul i deformaia de forfecare pentru probe de nisip iniial dense
sau afnate rezultate din ncercri de forfecare direct sunt
prezentate n figura 4.8 (a). Curbele similare sunt obinute n urma
ncercrilor de compresiune triaxial drenat. ntr-un nisip dens exist
un grad considerabil de apropiere ntre particule. n general, gradul
de apropiere este mai mare n cazul de nisipuri foarte dense,
constnd din particule unghiulare. Curba caracteristic efort
deformaie pentru un nisip iniial dens prezint un efort maxim la o
presiune relativ sczut i, ulterior, funcie de ndesare acesta este
depit progresiv, efortul scade pe msur ce presiunea crete.
Reducerea gradului de ndesare produce o cretere a volumului probei
n timpul forfecrii caracterizat prin relaia, prezentat n figura 4.8
(c), ntre deformaia volumic i deformaia de forfecare n ncercarea de
forfecare direct. n ncercarea triaxial drenat s-ar obine o relaie
similar ntre deformaia volumic i deformaia axial.Schimbarea de
volum este de asemenea evideniat n ceea ce privete variaia
indicelui porilor (e) Figura 4.8 (d). n final proba ar deveni
suficient de afnat pentru a permite particulelor s se deplaseze n
jurul particulelor nvecinate, fr nici o alt schimbare de volum i
tensiunea de forfecare ajunge la o valoare final.Dilatana este un
termen folosit pentru a descrie creterea volumului unui nisip dens
n timpul forfecrii iar viteza de dilatare poate fi reprezentat de
gradientul dV / d, viteza maxim corespunztoare efortului de vrf.
Unghiul de dilatan () este tan-1 (dV / d).Conceptul de dilatan
poate fi ilustrat n contextul forfecrii directe. n timpul forfecrii
unui nisip dens planul de forfecare este orizontal, dar alunecarea
dintre particulele individuale are loc n numeroase plane
microscopice nclinate la diferite unghiuri fa de orizontal,
deoarece particulele se deplaseaz n sus fa de particulele
nvecinate.
Figura .. Caracteristicile rezistenei la forfecare a
nisipurilor
Unghiul de dilatare reprezint o valoare medie a acestui unghi
pentru proba n ansamblu. Placa de ncrcare a aparatului este astfel
mpins n sus. Pentru un nisip dens unghiul maxim de rezistent la
forfecare ('max) determinat de tensiunile de vrf (figura 4.8 (b))
este semnificativ mai mare dect unghiul de frecare real () dintre
suprafeele particulelor individuale, diferena reprezentnd efortul
necesar pentru a depi ndesarea i pentru rearanjarea particulelor.n
cazul nisipului iniial afnat nu exist o concentrare semnificativ a
particulelor care trebuiedepit i efortul de forfecare crete treptat
pn la o valoare final, fr a exista n prealabil un vrf, nsoit de o
scdere a volumului. Valorile finale ale efortului i indicile
porilor pentru probele dense i afnate, la aceleai valori ale
efortului normal la ncercarea la forfecare direct sunt, n esen
egale dup cum este prezentat n figurile 4.8 (a) i (d). Astfel, la
final forfecarea are loc la volum constant, unghiul corespunztor de
rezisten la forfecare a fi notat 'cv (sau 'crit). n practic
parametrul ' max, care este o valoare tranzitorie, trebuie folosit
numai pentru situaiile n care se poate presupune c deformaia va
rmne semnificativ mai mic dect cea corespunztoare efortului de vrf.
n cazul n care, cu toate acestea, deformaia probabil depete
deformaia corespunztoare efortului de vrf atunci ar trebui s fie
utilizat 'cv.O metod alternativ de reprezentare a rezultatelor
ncercrii de forfecare direct este de a prezenta raportul
eforturilor / ' funcie de deformaia de forfecare. Reprezentarea a
trei ncercri pe trei probe de nisip, avnd acelai indice al porilor
iniial, sunt prezentate n figura 4.8 (e), valorile eforturilor
normale efective (') fiind diferite pentru fiecare ncercare.
Probele au fost etichetate A, B i C, efortul efectiv obiinut fiind
cel mai mic n cazul ncercrii A i cel mai mare n cazul ncercrii C.
Variaia indecelui porilor raportat la deformaia de forfecare sunt
prezentate n figura 4.8 (f).n practic, ncercarea de laborator pe
nisipuri nu este fezabil, datorit problemelor legate de recoltarea
probelor netulburate i de meninere a acestora netulburate, n
aparatul de ncercare. Dac este necesar, determinrile pot fi
efectuate pe probe reconstituite n aparatul de forfecare la densiti
adecvate, dar structura in-situ este puin probabil s fie reprodus.
ndrumri cu privire la valorile corespunztoare ale parametrilor '
max si ' CV sunt date n anumite coduri de proiectare. n cazul
nisipurilor dense sa demonstrat c valoarea ' max n condiii de
tensiune plan poate fi cu 4 sau 5 mai mari dect valoarea
corespunztoare obinut prin ncercri triaxiale convenionale.
Creterea, n cazul nisipurilor afnate este neglijabil.
Rezistena la forfecare a argilelor saturateConsolidare
izotrop
Dac o prob argil saturat este lsat s se consolideze n aparatul
triaxial un an sub o presiune radial, fiind permis un timp
suficient ntre treptele succesive de ncrcare pentru a asigura o
consolidare complet, poate fi obinut relaia dintre indicile porilor
(e) i efortul efectiv ( '3 ). Relaia dintre indicile porilor i
efortul efectiv depinde de istoricul ncrcrii probei de argil. n
cazul n care efortul efectiv existent este maximul la care argila a
fost vreodat supus, argila este considerat a fi normal consolidat.
Dac, ns, efortul efectiv la un moment dat n trecut a fost mai mare
dect valoarea actual, argila este considerat a fi supraconsolidat.
Valoarea maxim a efortului efectiv din trecut mprit la valoarea
curent este definit ca fiind raportul de supraconsolidare (OCR). O
argil normal consolidat prezint, astfel, un raport supraconsolidare
egal cu unu, o argil supraconsolidat, are un raport
supraconsolidare mai mare dect unu. Supraconsolidarea este de
obicei rezultatul unor factori geologici, de exemplu, suprancrcarea
din eroziune, topirea calotelor glaciare dup glaciaie i creterea
permanent a pnzei freatice. Relaia caracteristic dintre e i '3 este
prezentat n figura 4.9. AB este curba pentru o argil n starea
normal consolidat. n cazul n care, dup consolidare n punctul B
efortul efectiv este mic, argila se va umfla sau extinde i relaia
va fi reprezentat de curba BC. n timpul consolidrii de la A la B,
vor avea loc continuu modificri n structura pmntului, dar argila nu
revine la structura sa iniial n timpul umflrii. O argil existente
ntr-o stare reprezentat de punctul C este n prezent
supraconsolidat, raportul de supraconsolidare fiind efortul efectiv
n punctul B, mprit la cel din punctul C.
Figura .. Consolidarea izotrop
n cazul n care efortul efectiv este din nou crescut curba de
consolidare este CD, cunoscut sub numele de curb de recompresie, n
cele din urm devenind continuarea curbei de consolidare normal AB.
Un stat reprezentat de un punct situat la dreapta a curbei de
consolidare normal este imposibil.
Rezistena nedrenatn principiu, ncercarea triaxial
neconsolidat-nedrenat permite a fi stabilit rezistena nedrenat a
argilei n starea netulburat. Atunci cnd o prob de argil saturat
este plasat pe piedestalul celulei triaxiale presiunea iniial a
apei din pori este negativ din cauza tensiunii capilare. Dup
aplicarea unei presiuni radiale tensiunile din prob rmn
neschimbate, deoarece, pentru un pmnt complet saturat n condiii
nedrenate, orice cretere a rezultatelor de presiune radial se
transform ntr-o cretere egal a presiunii apei din pori. Presupunnd
c mai multe probe cu acelai porozitate i compoziie, sunt supuse la
ncercri neconsolidate-nedrenate, fiecare la o valoare diferit a
presiunii radiale, trebuie s rezulte, prin urmare, n valori egale
ale efortului principal de rupere.Rezultatele sunt exprimate n
termeni de efort total aa cum se arat n figura 4.10, dreapta
intrinsec fiind orizontal, adic u = 0, iar rezistena la forfecare
este dat de cu f = cu
Figura . ncercarea triaxial neconsolidat nedrenat pentru argile
saturate
n cazul n care tangenta comun la cercurile lui Mohr obinut din
mai multe determinri nu este orizontal, atunci concluzia este c a
existat o reducere indicelui porilor n timpul ncercrilor, datorit
prezenei aerului n goluri, adic proba nu a fost complet saturat de
la nceputul ncercrii. O alt cauz ar putea fi existena unei cantiti
de aer ntre prob i membrana care mbrac proba.Pentru argilele normal
consolidate rezistena nedrenat crete liniar odat cu creterea
efortului vertical efectiv 'v (de exemplu, odat adncimea dac
nivelul apei este de la suprafa); aceasta este comparabil cu
variaia lui cu cu '3 (Figura 4.11) n ncercrile triaxiale
consolidate-nedrenate.
Figura .... ncercarea triaxial consolidatnedrenat : variaia
rezistenei cu presiunea de consolidare Urmtoarele corelaia dintre
cu / 'v i indicele de plasticitate (IP) pentru argile normal
consolidate, a fost propus de Skempton:
ncercarea neconsolidat-nedrenat i partea neconsolidat a ncercrii
consolidate-nedrenate poate fi realizat rapid (cu condiia msurrii
presiunii apei din pori), ncercarea fiind realizat n mod normal
ntr-o perioad de 10-15 min. De remarcat faptul c argilele in situ
au fost consolidate n condiii de deformaie lateral zero, eforturile
efective verticale i orizontale fiind inegale, adic argila a fost
consolidat anizotrop.Rezistena nedrenat a argilelor moi i tari
netulburate poate fi msurat in situ cu ajutorul ncercrii cu palete.
Cu toate acestea, Bjerrum [5] a prezentat dovezi c rezistena
nedrenat msurat prin ncercarea cu palete este n general mai mare
dect rezistena medie mobilizat de-a lungul unei suprafee de cedare
ntr-o situaie dat. Discrepana sa dovedit a fi mai mare, cu ct
indicele de plasticitate al argilei este mai mare. Cedarea n
aparatul de forfecare cu palete are loc n decurs de cteva minute, n
timp ce ntr-o situaie normal de solicitri ncrcrcrile sunt aplicate
de obicei pe o perioad de cteva sptmni sau luni. Un factor secundar
poate fi considerat i anizotropia. Bjerrum a prezentat un factor de
corecie () funcie de indicele de plasticitate, aa cum se arat n
figura 4.12, rezistena la forfecare obinut cu aparatul de forfecare
cu palete este nmulit cu un factor funcie de eforturile in
situ.
Figura ... Factor de corecie pentru rezistena la forfecare
nedrenat msurat cu aparatul de forfecare cu palete. (Dup Bjerrum
[5].)
Argila poate fi clasificat n funcie de rezistena la forfecare
nedrenat ca n tabelul 4.1.
Tabelul ...... Clasificarea argilelor funcie de rezistena
nedrenatConsistenaValoarea rezistenei nedrenate (KPa)
Tare> 300
Foarte rigid150 - 300
Rigid75 - 150
Ferm40 - 75
Moale20 - 40
Foarte moale< 20
Sensibilitatea argilelorUnele argile sunt foarte sensibile la
remodelare, suferind pierderi considerabile de rezisten dac
structura lor natural a fost deranjat sau distrus. Sensibilitatea
unui argile se definete ca raportul dintre rezistena nedrenat n
stare netulburat i rezistena nedrenat, la aceiai umiditate, n stare
remodelat. Remodelarea n scopul testrii este n mod normal impus de
procesul de frmntare. Sensibilitatea majoritii argilelor este
cuprins ntre 1 i 4. Argilele cu sensibiliti cuprinse ntre 4 i 8
sunt menionate ca sensibile i cele cu sensibiliti cuprinse ntre 8 i
16 ca foarte sensibile. Sensibilitatea unor argile poate fi de
ordinul 100.
Exemplul 1Urmtoarele rezultate au fost obinute din ncercarea de
forfecare direct pe probe de nisip compactat la densitatea in situ.
S se determine valoarea parametrului rezistenei la forfecare '.
Efort normal (kN/m2 50 100 200 300Rezistena la forfecare (kN/m2)
36 80 154 235
ntr-o mas de acest nisip cedarea ar avea loc ntr-un plan n cazul
n care tensiunea de forfecare este 122kN/m2 i efortul normal
efectiv ar fi 246 kN/m2 ?
Dreapta intrinsec
Valorile eforturilor de forfecare la rupere sunt reprezentate
grafic fa de valorile corespunztoare ale eforturilor normale, aa
cum se prezint n figur. Dreapta intrinsec este indicat pentru a
reprezenta punctele grafic, n acest caz, o linie dreapt ce trece
prin origine. Valoarea ' poate fi msurat direct i este de 38.Starea
de efort = 122kN/m2, ' = 246 kN/m2 se situeaz sub dreapta de
cedare, i, prin urmare, nu ar produce cedarea.
Exemplul 2Rezultatele prezentate n Tabelul 2 au fost obinute la
forfecare ntr-o serie de ncercri triaxiale pe probe de argil
saturat cu diametrul iniial de 38mm i lungimea de 76mm. S-au
determinat valorile parametrilor rezistenei la forfecare, cu
privire la (a) efortul total i (b) efortul efectiv.Diferena
principal a efortului de forfecare n fiecare incercare se obine
prin mprirea forei axiale la suprafaa seciunii transversale a
epruvetei la rupere (Tabelul 4.3). Aria seciunii transversale
corectate se calculeaz din ecuaia: . Valorile iniiale ale lungimii,
suprafeei i volumului pentru fiecare prob sunt: l0 = 76mm; A0 =
1135mm2; V0 =86 x 103 mm3
Cercurile lui Mohr de cedare i dreptele intrinseci
corespunztoare pentru ambele serii de determinri sunt prezentate n
figura 4.18. n ambele cazuri dreapta intrinsec este linia cea mai
apropiat de o tangent comun a cercurilor lui Mohr. n total
parametrii de efort, care reprezint rezistena nedrenat a argilei,
sunt:Cu = 85 Kpa; u = 0
Tabel ..... Tipul ncercriiPresiunea radial (KP a)ncrcarea axial
(N)Deformaia axial mmVariaia volumului
aNedrenat2002229,83-
40021510,06-
60022610,28-
bDrenat20040310,816.6
40084812,268,2
600126514,179,5
Tabel ....3(KPa)l/l0V/V0Ariamm21 - 3KPa1KPa
a2000,1291304170370
4000,1321309164564
6000,1351312172772
b2000,1420.0771222330530
4000,1610,09512256911091
6000,1860,110124010201620
Figura .......Parametrii efortului efectiv, care reprezint
rezistena drenat a argilei, sunt:c' = 0; ' = 27
Rezistena rezidualn ncercarea triaxial drenat, majoritatea
argilelor ar prezenta n final o scdere a rezistenei la forfecare
odat cu creterea incrcrii dup ce rezistena maxim a fost atins. Cu
toate acestea, n testul triaxial exist o limit a ncrcrii care poate
fi aplicat pe prob. Metoda cea mai satisfctoare de investigare a
rezistenei la forfecare a argilelor la sarcini mari este prin
intermediul aparatului de forfecare inelar [3, 8], un aparat de
forfecare direct inelar. Proba inelar (Figura 4.24 (a)) este
forfecat, sub un efort normal, dup un plan orizontal prin rotirea
unei jumti din aparat n raport cu cellalt jumtate; ne existnd nici
o restricie cu privire la mrimea deplasrii prin forfecare ntre cele
dou jumti ale probei.
Figura .... (a) testul cu inelul de forfecare; (b) rezistena
rezidual
Viteza de rotaie trebuie s fie suficient de mic pentru a se
asigura c proba rmne ntr-o stare drenat. Eforturi de forfecare,
care se calculeaz din aplicarea unui cuplu de fore, este
reprezentat grafic n raport cu deplasarea prin forfecare aa cum se
arat n figura 4.24 (b). Rezistena la forfecare este mai mic dect
valoarea de vrf i argila ntr-o zon ngust adiacent cu planul de
cedare se va nmuia i va ajunge la starea critic. Cu toate acestea,
din cauza ncrcrii neuniforme n prob, punctul exact pe curba
corespunztoare strii critice este incert. Prin continuarea
deplasrii prin forfecare rezistena la forfecare continu s scad, sub
valoarea critic, i n cele din urm ajunge la o valoare rezidual cu o
deplasare relativ mare.Structura original a pmntului n zona de
forfecare este distrus, ca urmare a reorientrii particulelor. Prin
urmare poate fi utilizat n aparatul de forfecare inelar o prob
remodelat, dac este necesar determinarea numai a rezistenei
reziduale (i nu rezistena de vrf).Rezultatele mai multor
determinri, n cadrul unui interval de valori de efort normal,
permit s fie obinute att rezistena de vrf ct i de rezisten
rezidual, parametrii rezistenei reziduale n termeni de efort
efectiv fiind notai c'r i 'r. Rezistena rezidual poate fi exprimat
ca:r = 'f tan 'r Capacitatea portant a terenuluiProiectarea
fundaiilor
Fundaia este acea parte dintr-o structur care transmite
sarcinile direct la pmntul pe care reazem. Dac un strat de pmnt de
suprafa este capabil de a prelua n mod adecvat sarcinile
structurale este posibil s se utilizeze fundaii de suprafa, acestea
fiind denumite, n general i fundaii de mic adncime. Pentru
proiectarea fundaiilor exist dou abordri posibile, dup cum
urmeaz:(1) Metoda efortului admisibil care folosete un factor unic
de siguran pentru a ne asigura c presiunea transmis de o fundaie
este semnificativ mai mic dect valoarea care ar provoca cedarea
prin forfecare a terenului care o susine. Un factor relativ mare de
2 pn la 3 este acceptat pentru a nu exista incertitudinicu privire
la condiiile de teren i pentru a exista sigurana c tasrile nu vor
fi excesive. Capacitatea portant admis (qa) este definit ca
presiunea maxim care poate fi aplicat pe pmnt, astfel nct este
asigurat un factor de siguran corespunztor n cazul cedrii prin
forfecare i c tasrile (n special tasarea diferenial) nu cauzeaz
daune inacceptabile pentru sigurana n exploatare a structurii. (2)
Metoda strilor limit, pe care se bazeaz Eurocod 7 (EC7), care are
ca scop asigurarea c toate cerinele de performan relevante sunt
ndeplinite n toate circumstanele imaginabile. Strile limit ultime
sunt concepute pentru evitarea colapsului sau producerea de pagube
majore. Strile limit de serviciu au ca scop evitarea tasrilor
inacceptabile, care ar putea da natere la pagube minore n acest
scop, proiectarea se bazeaz pe factori pariali de siguran care sunt
aplicai n permanent sarcinilor caracteristice i sarcinilor
variabile, denumite n continuare parametrii aciuni, i ale
terenului, denumite n continuare proprietile terenului. Fiecare
aciune se nmulete cu un factor parial adecvat i fiecare proprietate
a terenului este mprit cu un factor corespunztor. Marja de siguran
provine astfel din dou surse. Urmtoarele stri limit trebuie s fie
luate n considerare, dup caz. Trebuie s fie ndeplinite att strile
limit ultime ct i starea limit de serviciu.Stri limit ultime:(EQU);
pierderea echilibrului structurii sau terenului, considerat ca un
corp solid, n care rezistenele materialelor structurii i ale
terenului nu aduc o contribuie important la asigurarea rezistentei
(STR); cedarea intern sau deformaia excesiv a structurii sau
elementelor de structur, cum sunt de exemplu tlpile de fundaie,
piloii sau pereii de subsol, n care rezistena materialelor
structurii contribuie semnificativ la asigurarea rezistenei (GEO);
cedarea sau deformaia excesiv a terenului, n care rezistena
pmnturilor sau a rocilor contribuie n mod semnificativ la
asigurarea rezistenei (UPL); pierderea echilibrului structurii sau
terenului provocat de subpresiunea apei (presiunea arhimedic), sau
de alte aciuni verticale (HYD); cedarea hidraulic a terenului,
eroziunea intern i eroziunea regresiv n teren, sub efectul
gradienilor hidraulici
Starea limit de exploatare normal Verificarea pentru strile
limit de exploatare normal. n teren sau ntr-o seciune, element sau
mbinare a structurii, trebuie fie s urmreasc ndeplinirea
condiiei:Ea < Cd, n mod normal este indicat s se dea valoarea
1.0 coeficienilor pariali pentru strile limit ale exploatrii
normale.Trebuie luate n considerare deplasrile produse de aciuni
aspra fundaiei.Calculele tasrilor trebuie s se refere att la
tasarea imediat ct i la tasarea pe termen lung. La calculul
tasrilor n pmnturi saturate parial sau total, este indicat s se
considere trei componente ale tasrii dup cum urmeaz:s0: tasarea
imediat; pentru pmnturile saturate, datorit deformaiei de lunecare
sub volum constant i pentru pmnturile parial saturate datorit att
deformaiilor de lunecare ct i reducerii de volum; s1: tasarea
datorat consolidrii; s2: tasarea datorat curgerii lente.In cazul
fundaiilor rigide, se poate admite o distribuie liniar a presiunii
de contact. Se poate utiliza un calcul mai detaliat al interaciunii
teren-structur, pentru a justifica o proiectare mai economic.
Trei cazuri de proiectare sunt descrise n EC7. Cazul A se refer
la situaii n care stabilitatea este reglementat de greutatea
structurii, cu proprietile de baz, cum ar fi forfecarea fiind
relativ nesemnificative. Un exemplu este ridicarea unei fundaii din
cauza presiunii hidrostatice. n acest caz, greutatea este o aciune
favorabil permanent la care se aplic un factor parial de 0,95 n
timp ce fora hidraulic este o aciune variabil nefavorabil la care
se aplic un factor parial de 1,50. Un alt exemplu este rsturnarea
unui zid de sprijin. Cazul B se refer la situaii de incertitudine n
ceia ce privete aciunile permanente i variabile nefavorabile n care
factorii pariali au valori de 1,35 i respectiv 1,50 n timp ce
proprietile de baz sunt neafectate. Acest caz este relevant n mod
normal pentru proiectarea structural de fundatiilor si peretilor de
sprijin. Cazul C Se ocup de cu situaiile n care valorile
proprietilor terenului sunt incerte, prin urmare, factorii pariali
supraunitari se aplic la parametrii relevani ai pmntului. Pentru
parametrii c' i tan' factorii de siguran pariali au valori de 1,60
i respectiv 1,25. n acest caz, un factor unitar este aplicat la
ambele aciuni permanente favorabile i nefavorabile i un factor de
1.30 la aciuni variabile. n toate cazurile, aciunile favorabile
variabile nu sunt luate n considerare i anume factorul parial este
zero. Cazul C este n mod normal critic n determinarea dimensiunilor
fundaiilor, n cazul pereilor de sprijin i n analiza stabilitii
pantelor. Pentru calculele de tasare toi factori parial sunt egali
cu 1.00. Rezistenele materialelor care sunt utilizate n proiectarea
la stri limit sunt n concordan cu rezistenele materialelor folosite
n construcii. Depirea rezistenei la forfecare (i alte stri ultime)
trebuie verificat att n Cazul B ct i n cazul C. Ambele condiii
nedrenate i drenate se verific n cazul argilelor, cu toate c starea
nedrenat este de obicei critic.
Pericolul tasrilorDegradrile cauzate de tasri pot fi clasificate
ca arhitecturale, funcionale sau structurale. n cazul structurilor
pe cadre, daunele din tasare sunt de obicei limitate la placaje i
finisaje (de exemplu, daune arhitecturale). In unele cazuri,
structurile pot fi proiectate i executate astfel nct un anumit grad
de micare poate fi acceptat fr a se produce deteriorri. In alte
cazuri, un anumit grad de fisurare poate fi inevitabil.
Distorsiunea unghiular (cunoscut sub numele de rotaie relativ) ntre
dou puncte din cadrul unei structuri este egal cu tasarea
diferenial ntre puncte mprit la distana dintre ele. Nici un
prejudiciu s-a observat n cazul n care distorsiunea unghiular a
fost mai mic de 1/300: pentru fundaii izolate, aceast valoare
corespunde aproximativ la o tasare maxim de 50mm pentru nisipuri i
de 75mm pentru argile. Se recomand ca limita de siguran pentru a
evita apariia de crpturi n panourile pereilor structuri trebuie s
fie de 1/500. n cazul pereilor portani zidrie de criteriile
recomandate depind de raportul lungime-nlime al cldirii. Abordarea
de mai sus pentru limitarea tasrilor este empiric i este destinat
pentru structurile simple. Un criteriu mai fundamentat este cel
legat de limitarea eforturilor de ntindere la care fisuri vizibile
apar ntr-un anumit material. n mod ideal conceptul de limitare al
eforturilor de ntindere trebuie utilizat n asociere cu o analiz a
eforturilor n elastic cu ajutorul unui model simplu idealizt al
structurii, inclusiv a fundaiilor.
Categorii geotehniceProblemele legate de fundaii i problemele
geotehnice n general, pot fi mprite n trei categorii legate de
dezvoltarea cercetrii terenului de fundare i procedura de
proiectare n funcie de categoria n cauz. Categoria geotehnic 1 se
refer de obicei la structurile relativ mici i simple (de exemplu cu
1-2 etaje), pentru care sunt cunoscute condiiile de teren
(confirmate prin proceduri simple, cum ar fi gropi de ncercare),
din experien sau nu exist straturi afnate sau compresibile i nu
exist probleme semnificative legate de ap subteran. Proiectarea se
bazeaz n mod normal pe experien iar calculele de stabilitate i de
tasare nu sunt de obicei necesare.Categoria geotehnic 2 cuprinde
fundaiile de suprafa sau de adncime pentru structurile
convenionale, poduri, ziduri de sprijin i diguri pentru care exist
un risc mare privind condiiile de ncrcare neobinuite i condiiile de
teren dificile. Detaliile cu privire la condiiile de teren sunt
determinate de procedurile de investigaie de rutin, cum ar fi
puuri, plus ncercri de teren si de laborator. Condiii dificile
privind apa subteran nu ar trebui s apar n timpul sau dup execuie.
Proiectarea implic n mod normal calcule de stabilitate i de tasare
de rutin.Categoria geotehnic 3 cuprinde fundaii de suprafa i de
adncime pentru structuri relativ mari sau neobinuite, spturi adnci
i diguri care implic un risc anormal i / sau condiii de teren
extrem de dificile (inclusiv condiiile subterane). Este necesar
extinderea investigaiilor de teren completate de ncercri pe teren i
de laborator i necesit n unele cazuri utilizarea unor tehnici
avansate. Proiectarea necesit, de obicei, calcule extinse de
stabilitate i de tasare, care implic de multe ori utilizarea
metodei elementului finit.
Capacitatea portant ultimCapacitatea portant ultim este definit
ca presiunea care ar provoca depirea rezistenei la forfecare a
terenului de sub fundaie sau adiacent fundaiei.Au fost identificate
trei moduri distincte de cedare i acestea sunt ilustrate n Figura
8.1 n caz de cedare prin forfecare general, suprafee de cedare
continue se dezvolt la marginile fundaiei i suprafaa pmntului arat
ca n figura 8.1. Pe msur ce presiunea crete fa de valoarea QF
starea de echilibru plastic este atins iniial n pmnt n jurul
marginilor fundaiei, apoi se extinde treptat n jos i spre exterior.
n cele din urm starea de echilibru plastic se dezvolt de-a lungul
terenului deasupra suprafeelor de cedare. Ridicarea suprafeei
terenului are loc pe ambele pri ale fundaiei n mod egal, dei
micarea final de alunecare va avea loc doar pe o parte, nsoit de
nclinarea fundaiei. Acest mod de cedare este tipic a pmnturilor cu
compresibilitate sczut (adic pmnturilor dense sau rigide) i curba
de presiune-tasare este de forma general prezentat n figura 8.1,
capacitatea portant final fiind bine definit. n modul de cedare
prin forfecare local exist o comprimare semnificativ a terenului
sub fundaie i doar dezvoltarea parial a strii de echilibru plastic.
Suprafeele de cedare, prin urmare, nu ajung la suprafaa terenului i
are loc doar o uoar umflare a terenului din jurul fundaiei.
Figura . Modele de rupere: (a) cedarea general la forfecare, (b)
cedarea local(c) cedarea prin puansonare.
Cedarea prin forfecare local este asociat cu pmnturile de
compresibilitate ridicat i, dup cum se indic n figura 8.1, se
caracterizeaz prin apariia de tasri relativ mari (ceea ce ar fi
inacceptabile n practic) i faptul c capacitatea portant final nu
este clar definit. Starea de cedare prin forfecare apare atunci cnd
exist tasri relativ mari ale terenului de sub fundaie, nsoite de
forfecarea pe direcia vertical n jurul marginilor fundaiei. n acest
caz nu exist nici o ridicare a suprafeei terenului situat lateral
fundaiei i nici a nclinare a fundaiei. Tasrile relativ mari sunt,
de asemenea, o caracteristic a acestui mod de cedare i capacitatea
portant final nu este bine definit. n cazul cedrii prin puansonare
forfecare va avea loc ntr-un pmnt de compresibilitate redus n cazul
n care fundaia este situat la adncime considerabil. Problema
capacitii portante poate fi considerate din punct de vedere
teoretic plasticitate. Teoremele legate inferioar i superioar
(Seciunea 6.1) pot fi aplicate pentru a oferi soluii pentru
capacitatea portanta final al unui sol. n anumite cazuri, soluii
exacte pot fi obinute corespunztor egalitatea de jos i soluii
legate de sus. Cu toate acestea, astfel de soluii se bazeaz pe
ipoteza c solul poate fi reprezentat printr-o relaie perfect
plastic tensiune-deformaie, aa cum se arat n figura 6.1. Aceast
aproximare este realist doar pentru solurile de comprimare sczut,
adic soluri corespunztoare modul de forfecare general de eec. Cu
toate acestea, pentru alte moduri, soluionarea i nu eec forfecare
este n mod normal, criteriul de limitare. Un mecanism de cedare
potrivit pentru o fundaie continu este prezentat n figura 8.2.
Fundaia, de lungime infinit i lime B i, transmite o presiune
uniform q pe suprafaa unei pmnt omogen, izotrop. Parametrii
rezistenei de forfecare pentru pmnt sunt notai cu simbolurile
generale C i . Ca o presupunere simplificarea greutate unitar a
pmntului este neglijat (adic = 0). Atunci cnd presiunea devine egal
cu capacitatea portant final qf fundaia va fi comprimat n jos n
masa de pmnt, producnd o stare de echilibru plastic, sub forma unei
zone activ Rankine, sub fundaie, unghiurile ABC i BAC fiind 45 + /
2. Micarea descendent a penei de pmnt ABC preseaz pmntul adiacent
lateral, spre exterior, producnd o for lateral pe ambele pri ale
penei. Prin urmare, zonele pasive Rankine ADE i BGF se dezvolt pe
ambele pri ale penei ABC, unghiurile DEA si GFB fiind 45 - / 2.
Tranziia ntre micarea descendent a penei ABC i micarea lateral a
penelor ADE i BGF are loc prin zonele de forfecare radiale (de
asemenea, cunoscute sub numele de planuri de alunecare) ACD i BCG,
suprafeele CD i CG fiind spirale logaritmice (sau arce circulare n
cazul n care = 0) la care BC i ED, sau AC i FG, sunt tangente. O
stare de echilibru plastic exist astfel deasupra suprafeei EDCGF,
restul masei de pmnt fiind ntr-o stare de echilibru elastic.
Figura Cedarea n cazul unei fundaii continui
Urmtoarea soluie exact poate fi obinut, folosind teoria de
plasticizare, pentru capacitatea portant final al unei fundaii
continui de suprafaa, pe baza mecanismul descris mai sus pentru a
realiza starea nedrenat (u = 0) n care rezisten la forfecare este
dat de cu:
Pentru cazul general n care parametrii rezistenei la forfecare
sunt c i este necesar s se ia n considerare o suprasarcin qo care
acioneaz pe suprafaa terenului aa cum se arat n figura 8.2, n caz
contrar, dac c = 0 capacitatea portant a unui pmnt pentru care
greutatea volumic este neglijat ar fi zero.Fundaiile nu se reazem n
mod normal la suprafaa unei mase de pmnt, aa cum se presupune n
soluiile de mai sus, ci la o adncime D sub suprafaa aa cum se arat
n figura 8.3. n aplicarea acestor soluii n practic, se presupune c
rezistena la forfecare a pmntului ntre suprafa i adncimea D este
neglijat, acest pmnt fiind considerat doar ca o suprasarcin sub
forma unei presiuni uniforme q0 = D pe planul orizontal la nivel
tlpii fundaiei. Aceasta este o presupunere rezonabil pentru o
fundaie de mic adncime (interpretat ca o fundaie pentru care
adncimea D nu este mai mare dect limea B). Pmntul de deasupra
nivelului de fundaiei este n mod normal mai slab dect pmntul aflat
la adncime mai mare, mai ales n cazul n care este umplutur.
Capacitatea portant final a pmntului sub o fundaie continu de mic
adncime poate fi exprimat prin urmtoarea ecuaie:
Fundaie cu talpa la adncimea D fa de suprafa.
unde Nc, Nq i N se numesc factori de capacitate portant funcie
doar de valoarea lui . Primul termen din ecuatie este contribuia la
capacitate portant datorit componentei rezistenei la forfecare
reprezentat prin parametrul c, al doilea termen este contribuia
datorit suprasarcinii i al treilea termen se datoreaz greutii
pmntului de sub nivelul de fundare. Valorile Nq i Nc implicit
trebuie utilizate n calculul capacitii portante astfel:
n EC7 se propune urmtoarea relaie pentru calculul lui N:
Capacitile portante ale unor fundaii izolate ptrate,
dreptunghiulare sau circulare sunt determinate cu ajutorul unor
factori de form semi-empirici aplicai soluiei pentru o fundaie
continu. Factorii de capacitate portant Nc, Nq i N trebue nmulii cu
respectivii factori de form sc, sq si s. Expresii detaliate sunt
oferite, de asemenea, n EC7. Factori de influien funcie de adncimea
de fundare dc, dq i d au fost indicai funcie de raportul D / B, dar
acetea trebuie utilizai numai n cazul n care exist sigurana c
rezistena la forfecare a terenului existent deasupra nivelului
tlpii fundaiei este, i va rmne, constant (sau aproximativ
constant).Efectul unei ncrcri nclinate cu un anumit unghi fa de
vertical asupra capacitii portante poate fi luat n considerare cu
ajutorul factorilor de nclinare. Dac unghiul de nclinare a sarcinii
rezultante fa de vertical este coeficienii Nc, Nq i N ar trebui
multiplicai, respectiv, cu urmtorii factori:
unde V i H sunt componentele verticale i orizontale ale sarcinii
rezultante.Relaia pentru determinarea capacitii portante poate fi
scris ntr-o form general, inclusiv funce de forma fundaiei i
factorii de nclinare (plus factori de adncime dac este cazul)
astfel:
Fundaiile pot fi solicitate excentric i de fore nclinate fa de
vertical nclinat avnd ca rezultat o reducere a capacitii poarte.
Dac e este excentricitatea sarcinii rezultante pe talpa unei
fundaii de lime B, o suprafa de latime B ' trebuie utilizat n
relaia de calcul a capacitii portante, undeB ' = B 2eAstfel
ncrcarea rezultant se presupune c este uniform distribuit pe limea
efectiv B'. Dac sarcina rezultant este excentric i dup direcia
lungimii bazei unei fundaii dreptunghiulare, este utilizat o
expresie similar pentru lungimea L'.Este foarte important ca
valorile corespunztoare greutii volumice sunt utilizate n relaia
capacitii portante. ntr-o analiz corect de efort trebui s fie luate
n considerare trei situaii diferite . ( 1 ) n cazul n care nivelul
apei este mult sub nivelul de fundare , greutatea volumic ( ) este
utilizat n al doilea i al treilea termen al relaiei capacitii
portante. ( 2 ) Dac nivelul apei este la acelai nivel cu talpa
fundaiei ,se va utiliza valoarea greutii volumice n stare submersat
(') n al treilea termen (care reprezint rezistena datorit greutii
pmntului sub nivelul de fundaie), greutatea volumic n stare natural
fiind folosit n al doilea termen al relaiei ( reprezentnd rezistena
datorat suprasarcinii situate mai sus de nivelul tlpii fundaiei ) .
( 3 ) n cazul n care nivelul apei este la suprafa , trebuie
utilizat n calcule greutatea volumic submersat att n al doilea ct i
n al treilea termen . n cazul unui nisip ( c' = 0 ) primul termen
al relaiei este , bineneles , zero. ntr-o analiz de efort total
pentru o fundaie pe zgura complet saturat greutatea volumic n stare
saturat (sat) va fi folosit n al doilea termen , al treilea termen
fiind zero ( N = 0 pentru u = 0 ) . Trebuie calculat[ capacitatea
portant pentruproiectare cu ajutorul parametrilor rezistenei de vrf
corespunztori nivelulului de efort corespunztor. Trebuie
recunoscut, totui, c rezultatele calculelor de capacitate portant
sunt foarte sensibile la valorile asumate ale parametrilor
rezistenei la forfecare, n special la valorile cele mai mari ale
lui '. Prin urmare, trebuie acordat atenia cuvenit gradului
probabil de precizie a parametrilor.
Capacitatea portant admisibil a argilelorCapacitatea portant
admisibil a argilelor, argilelor prfoase i prafurilor poate fi
limitat fie prin introducerea unui factor corespunztor de siguran
mpotriva cedrii prin forfecare sau pe considerente de tasare.
Factorului de siguran al rezistenei la forfecare va crete de
fiecare dat cnd are loc consolidarea. Pentru argilele omogene cu
permeabilitatea redus, factorul de siguran trebuie verificat pentru
starea de imediat dup execuie, folosind parametrii nedrenai ai
rezistenei la forfecare. Cu toate acestea, n cazul argilelor
prezint macro-tesaturii modificarea semnificativ a
caracteristicilor de permeabilitate n mas poate fi relativ mare,
iar starea nedrenat poate fi foarte conservativ la finalul
execuiei. Pentru cele mai multe cazuri, n practic, sunt adecvate
calculele de tasare simple, cu condiia ca valorile parametrilor
pmntului au fost determinate in situ. Trebuie apreciat c precizia
prediciilor de tasare este mult mai mult influenat de inexactitile
existente n valorile parametrilor pmntului dect de deficienele din
metodele de calcul. Tulburarea eantioanelor la prelevare poate avea
un efect major asupra valorilor parametrilor determinai n
laborator. n cazul argilelor supraconsolidate tasarea depinde de
depirea presiuneii de preconsolidare i de gradul de depire al
acesteia.
Capacitatii portante admisibil a nisipurilorTermenul de "nisip"
include nisipuri, pietriuri, nisipuri prfoase i aluviuni
ne-plastice. Cele mai multe depozite de nisip sunt non-omogene i
capacitatea portant admis a fundaiilor de mic adncime este limitat.
Tasarea nisipurilor este rapid i are loc aproape n ntregime n
timpul execuiei sub ncrcarea iniial. Tasarea diferenial ntre
fundaii este reglementat n principal de variaiile existente n
omogenitatea nisipului cu adncimea i n mai mic msur de variaiile de
presiune pe fundaii. S-a constatat c tasarea diferenial ntre
fundaii de dimensiuni aproximativ egale care transmit aceeai
presiune la teren este puin probabil s depeasc 50% din tasarea
maxim. n cazul n care fundaiile sunt de dimensiuni diferite tasarea
diferenial va fi mai mare. Pentru fundaii care transmit aceeai
presiune maxim, tasarea crete odat cu creterea dimensiunii
fundaiilor. La o presiune dat i aceiai mrime a fundaiei, tasarea
scade uor cu creterea adncimii de fundare, datorit presiunii
laterale mai mari. Distribuia tasrilor sub un radier este diferit
de cea pentru o serie de fundaii. Tasarea fundaiilor este
reglementat de caracteristicile terenului relativ apropiat de
suprafa. Tasarea radierelor, pe de alt parte, este guvernat de
caracteristicile terenului pe o adncime mult mai mare. Capacitatea
portant admis pentru un nisip depinde n primul rnd pe indicele
porilor, istoria ncrcrii, poziia pnzei freatice funcie de cota de
fundare i de mrimea fundaiei. Mrimea tasrii nisipurilor este de
asemenea influenat de istoria ncrcrii n timp a depozitului, adic
dac nisipul este normal consolidat sau supraconsolidat. Dac dou
nisipuri avnd aceeai clasificare ar avea acelai grad de ndesare,
dar unul este normal consolidat i unul supraconsolidat, tasarea ar
fi mai mare n cazul nisipului normal consolidat pentru ncrcri
identice. Poziia nivelului apei freatice afecteaz att tasrile ct i
capacitatea portant final. n cazul n care nisipul aflat la oadncime
mare este submersat greutatea volumic n stare natural este de
aproximativ njumtit, rezultnd o reducere a presiunii laterale i o
cretere corespunztoare a tasrii, reducerea greutii volumice va
conduce, de asemenea, la obinerea unei valori mai mici ale
capacitii portante finale. Tasri imprevizibile pot fi cauzate i de
reducera gradului de ndesare al nisipului datorit tulburrii strii
acestuia n timpul execuiei. Tasarea poate fi cauzat i ca urmare a
unei reduceri a presiunii lateral, de exemplu, din cauza
excavaiilor adiaci. n cazul n care un depozit de nisip este afnat,
vibraiile pot conduce la scderea volumului acestuia, cauznd tasri
apreciabile. Nisipurile aflate n straturi de grosime mare trebuie
compactate nainte de execuia fundaiilor, de exemplu, prin
utilizarea tehnicii de vibro-compactare. Datorit dificultii foarte
mari legate de recoltarea de probe de nisip netulburate pentru
ncercri de laborator i datorit eterogenitii inerente a depozitelor
de nisip, capacitatea portant admisibil este n mod normal estimat
prin intermediul corelaiilor pe baza rezultatelor ncercrilor
in-situ. ncercrile in situ folosite frecvent sunt penetrrile
dinamice sau statice.
ncercarea cu placan acest ncercare nisipul este ncrcat prin
intermediul unei plci de oel cu suprafaa de cel puin 300 mm2, fiind
obinute citiri pentru ncrcare i tasare pn la rupere sau pn la
valori de cel puin 1,5 ori mai mari dect capacitatea portant admis
estimat. Fiecare treapt de ncrcare trebui s fie egal cu aproximativ
o cincime din capacitatea portant admis estimat.Placa de incercare
este amplasat, n general, la nivelul adncimii de fundare ntr-o
groap ptrat cu latura de cel puin 1,5 m. ncercarea este de ncredere
numai n cazul n care nisipul este suficient de uniform sub adncimea
fundare. Zonele minore locale slabe situate aproape de suprafa vor
influena rezultatele ncercrii n timp ce aceeai situaie nu va mai
avea nici un efect semnificativ asupra fundaiei la scar larg. Pe de
alt parte, un strat slab situat la o adncime relativ mare sub
adncimea plcii de ncercare, dar n zona activ a fundaiei fundaiei,
aa cum se arat n figura 8.7, nu ar avea nici o influen asupra
rezultatelor ncercrilor cu placa dar ar avea un efect important
asupra performanelor fundaiei.
Fig. ..... Influiena unui strat slab
Tasrile ntr-un nisip cresc pe msur ce dimensiunea plcii sau a
fundaiei i a zonei ncrcate crete i principala problem privitoare la
utilizarea ncercrilor cu placa este extrapolarea tasrilor unei plci
de incercare la o fundaie. Corelaia necesar depind de gradul de
ndesare, de compoziia granulometric i de istoricul ncrcrii
nisipului i n prezent nu exist o metod sigur de extrapolare.
ncercarea de penetrare standardAceast ncercare de penetrare
dinamic este utilizat pentru a evalua gradul de ndesare a unui
depozit de nisip. ncercarea este efectuat cu ajutorul unui
prelevator de probe (figura 10.5 (c)), cu diametrul exterior de
50mm, diametru interior de 35mm i o lungime de aproximativ 650 mm,
conectat la captul unor tije. Prelevarea se realizeaz n nisip de la
partea inferioar a unei guri de foraj tubat cu ajutorul unui ciocan
65 kg n cdere liber de la o nlime de 760mm. Numrul de lovituri
necesare pentru a introduce prelevatorul 300mm n teren este
nregistrat: acest numr se numete rezistena la penetrare etalon (N).
Numrul de lovituri necesare pentru fiecare 75mm de penetrare
trebuie nregistrat separat. Dac sunt atinse 50 de lovituri nainte
de a se realiza o penetrare de 300 mm, nu mai trebuie aplicate alte
lovituri dar penetrarea efectiv trebuie s fie nregistrat. La
ncheierea unei ncercri prelevatorul este extras cu nisipul din
interior. Testele sunt n mod normal efectuate la intervale cuprinse
ntre 0,75 i 1,50 m la adncimi situate sub cota de fundaie, cel puin
egal cu limea (B) a fundaiei. La ncercrile efectuate sub nivelul
apei, trebuie avut grij pentru a se evita intrarea apei prin partea
inferioar a gurii de foraj, deoarece aceasta ar avea tendina de a
slbi nisipul din cauza presiunii infiltraiilor. Trebuie s fie
adugat ap pentru a menine constant nivelul apei n gaura de foraj
(sau la nivelul necesar pentru a echilibra orice presiune a apei
din pori n exces). Atunci cnd testul se efectueaz n nisip fin sau
nisip argilos mai jos de nivelul apei valoarea N msurat, dac este
mai mare de 15, trebuie s fie corectat deoarece rezistena a crescut
ca urmare a excesului presiunii negative a apei din pori aprut n
timpul introducerii prelevatorului i aflat n imposibilitatea de a
se disipa imediat, valoarea corectat este dat de relaia:
Valorile N msurate trebuie corectate, pentru diferite metode de
eliberare a ciocanului i lungimea total a tijelor. Pentru
mecanismul de cltorie , modul de asamblare i nicoval folosit, n
general, n Marea Britanie, procentul de energie pentru lungimi ale
tijei de peste 10m este de 60%. Acesta a fost recomandat ca un
raport standard de 60% energie tija ce trebuie adoptat i toate
valorile N msurate trebui corectate, valorile corectate fiind
notate N60. Dac lungimea tijelor este mic(