STUDIU GEOTEHNIC SI DE STABILITATE A TALUZ ULUIprimariadorohoi.ro/files/2018/URBANISM/PUZ AMARIE TERINCA/9_STUDIU... · (normativul NP 074 / 2014 tabelul A 1.4). RISC GEOTEHNIC PUNCTAJ

S.C

. ST

AR

L S

.R.L

.

1

CONSTRUIRE LOCUINȚĂ INDIVIDUALĂ D+P+1E ÎMPREJMUIRE, RACORDURI ȘI ANEXE

MUNICIPIUL DOROHOI, STRADA DIMA GRIGORE NR 7 JUDETUL BOTOȘANI

STUDIU GEOTEHNIC SI DE STABILITATE A TALUZULUI

P

RO

IECTA

NT SP

ECIA

LITATE

S.C. STA

RO

L S.R.L. SU

CEA

VA

A

RH

ITECTU

RA

: B

IRO

U D

E A

RH

ITE

CT

UR

Ă

BEN

EFICIA

R

AM

AR

IE A

LE

XA

ND

RU

murariud

zaharia

murariud

starol

S.C. STAR L S.R.L.

2

C1. DATE GENERALE DENUMIRE LUCRARE Construire locuință individuală D+P+1E, racorduri, împrejmuire și anexe gospodărești AMPLASAMENT Municipiul Dorohoi str. Dima Grigore nr. 7 municipiul Dorohoi județul Botoșani (CF 53396) BENEFICIAR Amarie Alexandru PROIECTANT GENERAL BIROU DE ARHITECTURĂ PROIECTANT DE SPECIALITATE S.C. STAROL S.R.L. SUCEAVA DATE TEHNICE FURNIZATE DE BENEFICIAR Nivel de înălțime D+P+1E Dimensiuni 20 x 15 = 300 m2 amprentă pe sol

C2. DATE PRIVIND TERENUL DE AMPLASAMENT C2.1 DATE SEISMICE Pentru IMR = 225 ani ag = 0.15 Tc = 0.7 (conform P100/2013) C2.2 DATE GEOMORFOLOGICE Din punct de vedere, geomorfologic zona este situată în extremitatea nord-estică a Podişului Moldovenesc, subunitate în cadrul Platformei Moldoveneşti. În cadrul acestei subunităţi, relieful este alcătuit din cutări sub forma de dealuri străbătute de pâraie de diferite ordine hidrologice. Altitudinea medie este în zona cercetată de aproximativ 310 m Din punct de vedere al vegetaţiei zona este alcătuită in proporţie de peste 70% din terenuri agricole si fâneţe. Clima este de tip temperat continental cu influente baltice având o temperatură medie multianuală de 7.5C şi următorii parametri -număr zile de iarnă (<0C) 35-45 zile

-număr zile de vară (>25C) 70 zile Alţi factori climaterici care trebuie menţionaţi sânt; -umiditatea medie a aerului 81.7% -nebulozitatea medie 6.1 zecimi de cer -precipitaţii medii multianuale 627 mm. -viteza medie a vanturilor 2.5 m/s

S.C. STAR L S.R.L.

3

C2.3 DATE GEOLOGICE Zona este situată in partea nord-vestică a platformei Moldoveneşti, platformă ce

reprezintă o unitate geostructurală distinctă, dar aparţinând platformei Ruse. Din punct de vedere stratigrafic această unitate este reprezentată de două mari complexe stratigrafice -Fundamentul cristalin, de vârsta proterozoică, caracterizat prin roci metamorfozate de tip şisturi cristaline cutate, aflate in zona la o adâncime de aproximativ 1000 m . -Cuvertura sedimentară dispusă discordant şi transgresiv peste fundamentul cristalin alcatuită din depozite sedimentare

CUVERTURA SEDIMENTARA Din punct de vedere al genezei această formaţiune s-a dezvoltat într-un ciclu evolutiv de tip platformă şi după profesorul L. Ionesii (1988) aceasta unitate cuprinde trei mari complexe Lito-stratigrafice, corespunzând la trei mari cicluri de acumulare. Aceste complexe sânt acoperite parţial de depozite de origine continentală de vârsta Cuaternara. Prezentăm ciclul 3 care aflorează în zonă 3 Ciclul Badenian-Volinian(Miocen)

S.C. STAR L S.R.L.

4

-Badenianul este reprezentat in zona de trei complexe: a) Complexul infraanhidritic constituit din gresii şi nisipuri cu intercalaţii de calcare si

marne b) Complexul evaporitic alcătuit din anhidrite, alabastru şi gipsuri cu intercalaţii de

tufuri vulcanice si marne. c) Complexul argilo-marno-calcaros având ca reper stratigrafic marnele cu

Lithothammnium -Sarmaţianul este foarte bine reprezentat in zona prin următoarele unităţi litostratigrafice care aflorează in zona şi sânt foarte fosilifere: a)Buglovianul dispus concordant peste Badenian e format din depozite argiloase şi argilonisipoase cu intercalaţii calcaroase, marnoase tufacee si ruditice intr-un facies salmastru b)Volinianul este reprezentat de serii de argile, nisipuri, tufuri, gresii şi calcare a căror depunere s-a făcut pe doua etaje de adâncime a paleomării, astfel in zona de şelf depunându-se calcare de tip oolitic, iar in zona batiala sedimentându-se argilele.

4 Depozite Cuaternare

Depozitele de origine marină sus menţionate sânt acoperite de formaţiuni de vârsta pleistocenă si holocenă alcătuite din depozite argiloase, lossoide, uneori C2.3 DATE HIDROGEOLOGICE SI HIDROLOGICE

Din punct de vedere hidrologic şi hidrogeologic zona aparţine bazinului de ordin superior al pârâului Întors într-o zona ne inundabilă

Pânza freatică cantonează in depozitele nisipoase sau ruditice lentiliforme ori stratiforme ale formaţiunilor de vârstă cuaternară în facies deltaic, în cazul depozitelor de peneplenă şi in depozitele stratiforme arenitice, în cazul versanţilor. C2.4 DATE GEOTEHNICE

In vederea determinării caracteristicilor geotehnice ale terenului de fundare pentru acest obiectiv, s-au executat 1 foraj penetrometric cu con pierdut cu suprafaţa de 10 cm diametrul de 35 mm şi unghiul conului de 60' , la o adâncime de 6.0 m (F1), foraj executate cu un penetrometru dinamic marca „TECNOTEST"

Prelucrarea datelor obţinute s-a făcut cu programe specializate furnizate de firma „GEOSTRU" Italia Poziţionarea forajului este dată în planşa anexa din breviarul de calcul Coloana litologică este dată în planşele anexe din breviarul de calcul

In forajul executat a fost găsită următoarea litologie: Foraj F1 - Sol vegetal 0,60m - Argilă galbenă ușor nisipoasă 4,00 m - Argilă prăfoasă galben verzuie 1,10m - Nisip argilos consolidat gălbui 0,30m

Apa subterana, a fost detectată, la -5,7m şi nu prezintă agresivitate sulfatică

S.C. STAR L S.R.L.

5

C2.5 ISTORICUL AMPLASAMENTULUI SI SITUATIA ACTUALA Obiectivul va fi construit pe un teren intravilan în suprafață de 1772 m2, proprietate particulară a beneficiarului conform extrasului de carte funciară nr. 53396 situat în municipiul Acest teren a avut folosință – grădină - C2.6 VECINATATI Obiectivul se învecinează la: - nord vest cu proprietate particulară - sud vest cu proprietate particulară - Nord est cu str. Dima Grigore - Sud est cu proprietate particulară C2.7 INCADRAREA OBIECTIVULUI ÎN ZONE DE RISC Seismic

Conform hartii de macrozonare seismica a teritoriului României, anexa la SR 11100/1-93, perimetrul cercetat se încadrează in macrozona de intensitate 71, cu perioada de revenire de 50 de ani (fig. 1.13-2).

Conform hărților anexe la normativul P100-1/2013, valoarea de vârf a accelerației terenului pentru proiectare, pentru cutremure având intervalul mediu de recurenta IMR = 225 ani, este ag = 0.15g, iar perioada de control (colt) a spectrului de răspuns Tc = 0.70 sec (fig. 1.12-3 si 1.12-4).

Fig. 1.13-2 - Zonarea seismica a teritoriului Romaniei

S.C. STAR L S.R.L.

6

Fig. 1.13-3 - Zonarea teritoriului României in termeni de valori de vârf ale accelerației terenului pentru proiectare ag pentru cutremure

Fig. 1.13-4 - Zonarea teritoriului României in termeni de perioada de control (colt), Tc, a spectrului de răspuns

Gelitiv

Adâncimea maxima de îngheț în zona investigata, conform STAS 6054/77, este de 90 -100cm (fig. 1.12-1).

S.C. STAR L S.R.L.

7

Fig. 1.12-1 - Zonarea teritoriului României după adâncimea de îngheț

Alunecări de teren Amplasamentul nu este în zonă de alunecări de teren conform studiului de stabilitate efectuat mai jos Inundații Amplasamentul nu este în zonă inundabilă, diferența de elevație între obiectiv şi Pârâul Întors fiind de peste 20 m C3 PREZENTAREA INFORMATIILOR GEOTEHNICE

In vederea determinării caracteristicilor geotehnice ale terenului de fundare pentru acest obiectiv, s-au executat 1 foraj penetrometric cu con pierdut cu suprafaţa de 10 cm diametrul de 35 mm şi unghiul conului de 60' , la o adâncime de 6.0 m (F1), foraj executate cu un penetrometru dinamic marca „TECNOTEST"

Prelucrarea datelor obţinute s-a făcut cu programe specializate furnizate de firma „GEOSTRU" Italia Poziţionarea forajului este dată în planşa anexa din breviarul de calcul Coloana litologică este dată în planşele anexe din breviarul de calcul

In forajul executat a fost găsită următoarea litologie: Foraj F1 - Sol vegetal 0,60m - Argilă galbenă ușor nisipoasă 4,00 m - Argilă prăfoasă galben verzuie 1,10m - Nisip argilos consolidat gălbui 0,30m

Apa subterana, a fost detectată, la -5,7m şi nu prezintă agresivitate sulfatică

S.C. STAR L S.R.L.

8

C.3.1 PARAMETRI GEOTEHNICI DETERMINATI SI CALCULATI

FORAJ F1

C4 EVALUAREA INFORMATIILOR GEOTEHNICE C4.1 INCADRAREA IN CATEGORIE GEOTEHNICA In baza datelor obţinute din teren putem face următorul punctaj, conform tabelului A 1.3 din normativul NP 074 / 2014

PARAMETRU INCADRARE PUNCTAJ

Condiţii teren Teren bun 1

Ape subterane Fără epuizmente 1

Categorie de importanţă Normală 2

Vecinătăţi Risc moderat 3

Risc seismic A(g)=0.20 g 2

Risc geotehnic 9puncte

Încadrarea în zona seismica se face conform normativului P100-1/2013 a cărui hartă cu izolinii de acceleraţie gravitaţională şi perioadă de colţ o anexăm. Încadrarea în categorii geotehnice se face după următorul tabel: (normativul NP 074 / 2014 tabelul A 1.4).

RISC GEOTEHNIC PUNCTAJ CATEGORIE GEOTEHNICA

redus 6-9 1

moderat 10-14 2

major 14-21 3

Având în vedere încadrarea în categoria geotehnică 2 conform normativului NP 074 / 2014 tabelul A 1.5 se vor executa un minimum de 1 sondaj

CATEGORIA GEOTEHNICA NUMARUL DE SONDAJE

Categoria 1 1

Categoria 2 2

Categoria 3 3

S.C. STAR L S.R.L.

9

C4.2 ANALIZA SI INTERPRETAREA DATELOR DIN TEREN SI LABORATOR C.4.2.1 CALCUL STABILITATE TALUZ In vederea calculului de stabilitate a taluzului s-a efectuat o ridicare topografică cu un aparat GPS marca Leica Zeno precizia înregistrată în teren fiind 1 – 6 cm. Au rezultat următoarele coordonate

Nr. X Y Z

Pct. [m] [m] [m]

1 718213.61 603470.42 148.88

2 718222.79 603481.89 148.76

3 718235.49 603495.31 151.20

4 718225.72 603507.34 152.87

5 718217.10 603496.71 150.51

6 718202.77 603479.46 149.55

7 718254.31 603541.65 157.85

8 718258.60 603548.06 157.53

9 718258.71 603553.14 157.47

10 718243.33 603505.55 153.82

11 718243.33 603515.00 155.43

12 718250.31 603526.61 157.12

13 718273.65 603542.58 157.09

14 718265.85 603533.55 157.13

15 718255.23 603540.59 157.85

16 718256.46 603559.43 157.34

17 718262.89 603553.96 156.86

18 718257.72 603523.66 157.68

19 718247.83 603510.52 155.33

20 718235.79 603519.39 155.68

21 718246.68 603547.63 158.60

22 718243.44 603544.75 158.73

23 718250.90 603532.92 158.44

Prin prelucrarea electronică a acestor date a fost modelată 3D suprafața terenului

S.C. STAR L S.R.L.

10

și a fost executat un profil geologic

Cu ajutorul parametrilor geotehnici detectați în forajul F1 prelucrați cu ajutorul unui program electronic de calcul furnizat de firma Geostru Italia am determinat factorul minim de siguranță pentru ca taluzul să fie stabil folosind metoda Fellenius. Rezultate analiză taluz [A2+M2+R2] ======================================================================== Fs minim acceptat 1,30 Fs minim identificat 1,65 Abscisă centru suprafață 12,86 m Ordonată centru suprafață 156,3 m Rază suprafață 5,83 m ======================================================================== xc = 12,864 yc = 156,296 Rc = 5,834 Fs=1,654 -------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- Nr. B Alfa Li Wi Kh•Wi Kv•Wi c Fi Ui N'i Ti m (°) m (Kg) (Kg) (Kg) (kg/cm2) (°) (Kg) (Kg) (Kg) -------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 1 0,48 -14,9 0,5 64,82 9,72 4,86 0,0 22,9 0,0 69,8 -7,3 2 0,48 -10,1 0,49 173,3 26,0 13,0 0,0 22,9 0,0 188,0 -4,7 3 0,48 -5,3 0,48 254,74 38,21 19,11 0,0 22,9 0,0 276,2 14,4 4 0,48 -0,6 0,48 310,07 46,51 23,26 0,0 22,9 0,0 333,8 43,3 5 0,48 4,1 0,48 339,59 50,94 25,47 0,0 22,9 0,0 360,4 75,2 6 0,48 8,9 0,49 343,13 51,47 25,74 0,0 22,9 0,0 356,5 103,7 7 0,48 13,7 0,49 319,94 47,99 24,0 0,0 22,9 0,0 322,8 122,3 8 0,48 18,6 0,51 268,62 40,29 20,15 0,0 22,9 0,0 260,9 123,8 9 0,48 23,6 0,52 186,99 28,05 14,02 0,0 22,9 0,0 172,9 100,7 10 0,48 28,9 0,55 71,77 10,77 5,38 0,0 22,9 0,0 62,3 44,1

In concluzie nu există risc de alunecare de teren pentru o încărcare a taluzului cu 100 kPa

S.C. STAR L S.R.L.

11

C.4.2.2 PRESIUNI ADMISIBILE DE FUNDARE Plecând de la ideea fundării directe, s-au determinat presiunile admisibile pentru o

fundaţie de tip grindă de fundare (talpă continuă) cu dimensiunile de 15x0.4 m şi adâncimea de fundare la -2,2m

Încărcarea de proiect a fost luată 60 kPa, încărcare ce corespund unui obiectiv de acest tip respectiv 100 kPa pentru construcții mai înalte (D+P+2E).

Metoda de calcul aleasă a fost metoda Terzaghi şi EC7 pentru cea mai mare valoare a presiunii admisibile (A2+M2+R2) şi Terzaghi şi EC7 (A2+M2+R2+ verificare la seism) pentru cea mai mică, iar pentru tasări metoda tasării elastice şi metoda Burland-Burbidge. A fost verificată posibilitatea de lichefiere a stratelor necoezive în ideea creşterii nivelului hidrostatic

VARIANTA 1 TEREN NATURAL - PRESIUNE ADMISIBILA MAXIMA IN CONDITIA NEDRENATA, ÎNCĂRCARE 60 kPa, ADANCIME DE FUNDARE -2,2m (A2+M2+R2+ verificare la seism)

Locație Sarcina limita (kPa)

Tasare centrala

(mm)

Tasare margine

(mm)

Tasare Burbidge

(mm) La 10 ani

Metoda Fs

F2(-2,2m) 108,62 2,25 0,84 2,62 EC7 1,81

(A1+M1+R1)


Tasare centrala

(mm)

Tasare margine

(mm)

Tasare Burbidge

(mm) La 10 ani

Metoda Fs

F2(-2,2m) 148,35 2,25 0,84 2,62 Terzaghi 2,47

VARIANTA PERNA BALAST COMPACTAT - PRESIUNE ADMISIBILA MAXIMA IN CONDITIA NEDRENATA, ÎNCĂRCARE 100 kPa,ADANCIME DE FUNDARE -2,2m (A2+M2+R2+ verificare la seism)


Tasare centrala

(mm)

Tasare margine

(mm)

Tasare Burbidge

(mm) La 10 ani

Metoda Fs

F2(-2,2m) 176,01 2,25 0,84 2,62 Terzaghi 1,76

(A1+M1+R1)


Tasare centrala

(mm)

Tasare margine

(mm)

Tasare Burbidge

(mm) La 10 ani

Metoda Fs

F2(-2,2m) 286,52 2,25 0,84 2,62 Terzaghi 2,86

S.C. STAR L S.R.L.

12

C.4.2.3 VERIFICARE LICHEFIERE

VERIFICARE LA LICHEFIERE - Metodă de calcul al C.N.R.- GNDT Seed si Idriss

=================================================================================

Svo: Presiune totală de confinare; S'vo: Presiune efectivă de confinare; T: Tensiune tangentială ciclică; R: Rezistentă teren la lichefiere; Fs: Coeficient de siguranță

Strat Adâncime strat

(m)

Nspt Nspt' Svo

(kN/m2)

S'vo

(kN/m2)

T R Fs Condiție:

2 4,60 5,00 5,731 76,805 76,805 0,091 0,100 1,10 Nivel nelichefia

bil


bil


bil

C.5 SISTEMUL DE FUNDARE RECOMANDAT SI ADANCIMEA DE FUNDARE Stratul de fundare poate fi oricare strat din intervalul 0 -6m cu condiția de a nu se depăşi presiunea admisibilă de fundare dată în graficul Adâncime -Q lim din breviarul de calcul pentru forajul (F1) Recomandăm ideea fundării directe, pentru care s-au efectuat calculele şi s-au determinat presiunile admisibile pentru o fundaţie de tip grindă de fundare (talpă continuă) cu dimensiunile de 15x0.4 m şi adâncimea de fundare la -2,2m. Presiunile admisibile ce se aplica asupra stratelor de fundare pentru adâncimea de -2,2 m sânt date in tabelul de mai jos.

ÎNCĂRCARE 60 kPa(teren natural)


Tasare centrala

(mm)

Tasare margine

(mm)

Tasare Burbidge

(mm) La 10 ani

Metoda Fs

F2(-2,2m) 108,62 2,25 0,84 2,62 EC7 1,81

ÎNCĂRCARE 100 kPa (cu pernă de balast compactat de 0,5 m)


Tasare centrala

(mm)

Tasare margine

(mm)

Tasare Burbidge

(mm) La 10 ani

Metoda Fs

F2(-2,2m) 176,01 2,25 0,84 2,62 Terzaghi 1,76 Valorile de mai sus au fost supuse verificării seismice Pentru alte adâncimi se urmăresc graficele Adâncime -Q lim din breviarul de calcul (corectaţi cu

un coeficient 0.73% valoarea din graficul Adâncime -Q lim deoarece programul nu face corecții seismice în diagrame)

S.C. STAR L S.R.L.

13

RECOMANDARI GENERALE Recomandăm folosirea în calcule a valorii minime de portanță şi a tasărilor din F1 Recomandăm executarea unei perne de balast de 0,5 m pentru creșterea factorului de siguranță pentru încărcări ce depășesc 60kPa Recomandăm compactarea mecanică a pernei de balast la un grad de compactare de 97-97% Nu există potențial de alunecare de teren (factor de siguranță 1,65 față de 1,3 admisibil) Nu există potențial de lichefiere Nu există alte restricții geotehnice Întocmit

Ing. geolog Daniel Murariu

murariud

zaharia

murariud

starol

S.C. STAR L S.R.L.

14

ANEXE GRAFICE SI BREVIAR DE CALCUL

S.C. STAR L S.R.L.

15

ÎNCERCARE DE PENETRARE DINAMICĂ

Client: P.F. AMARIE ALEXANDRU Descriere: CONSTRUIRE LOCUINTA INDIVIDUALA D+P+1E IMPREJMUIRE RACORDURI SI ANEXE GOSPODĂRESTI Locatie: STR DIMA GRIGORE NR 7 MUNICIPIUL DOROHOI JUDETUL SUCEAVA

Caracteristici tehnice instrumente Sonda: TECNOTEST Referintă normă DIN 4094 Greutate masă pentru lovituri 30 Kg Înăltime cădere liberă 0,20 m Greutate sistem de lovire 12 Kg Diametru vârf con 35,68 mm Suprafată cu bază ascutită 10 cm2 Lungimea prăjinilor 1 m Greutate prăjini pe metru 2,4 Kg/m Lungime prima prăjină 0,90 m Penetrare la vârf 0,10 m Număr de lovituri pe vârf N(10) Coeficient corelational 0,783 Cămăsuire/noroi bentonitic Nu Unghi vârf de con 60 °

inginer geolog Daniel Murariu

murariud

zaharia

murariud

starol

S.C. STAROL S.R.L.SUCEAVASERVICII GEOTEHNICE SI HIDROGEOLOGICE0744580095. [email protected]

ÎNCERCARE DE PENETRARE DINAMICÃ F1Instrument folosit... TECNOTEST

Client: P.F. AMARIE ALEXANDRU Data: 17.04.2018Descriere: CONSTRUIRE LOCUINTA INDIVIDUALA D+P+1E IMPREJMUIRE RACORDURI SI ANEXE GOSPODÃRESTILocatie: STR DIMA GRIGORE NR 7 MUNICIPIUL DOROHOI JUDETUL SUCEAVA

Numãr de lovitui penetrare vârf Rpd (Kg/cm2) Interpretare statigraficã

0 5 10 15 20

1

2

3

4

5

6

3

3

5

5

4

4

4

5

4

6

6

5

5

6

7

6

7

7

7

8

9

9

10

8

6

6

6

8

7

6

7

8

5

6

7

4

4

5

5

6

6

6

5

6

4

4

8

8

9

14

20

16

15

15

15

17

17

20

19

21

0 5,6 11,2 16,8 22,4

1

2

3

4

5

6

1 60 c

m

0.00

60,0

sol vegetal

2

400

cm

460,0

argilã usor nisipoasã

3

110

cm

570,0

argile prãfoase

4 30 c

m

600,0

nisip argilos slab consolidat galbui

5,7

Niv

e.

INGINER GEOLOG DANIEL MURARIU

Scara1:26

murariud

zaharia

murariud

starol

murariud

zaharia

murariud

starol

murariud

starol

murariud

starol

murariud

starol

S.C. STAR L S.R.L.

16

ÎNCERCĂRI DE PENERTOMETRIE DINAMICE CONTINUE (DYNAMIC PROBING)

DPSH – DPM (... scpt etc.) Note ilustrative - Diverse tipologii de penetrometre dinamice Încercarea de penetrometrie dinamică constă în introducerea în teren a unui vârf conic (înaintări progresive d) măsurând numărul de lovituri N necesar. Încercările de Penetrometrie Dinamice sunt foarte răspândite şi utilizate de către geologi şi geotehnişti, datorită simplităţii de execuţie, economiei şi rapidităţii de execuţie. Elaborarea lor, interpretarea şi vizualizarea grafică dă posibilitatea “catalogării si parametrizării” solului cu ajutorul unei imagini continue, care permite o comparaţie între consistenţa diverselor nivele traversate şi o corelaţie directă cu sondajele geognostice pentru caracterizarea stratigrafică. Sonda penetrometrică permite de asemenea recunoaşterea destul de precisă a grosimii păturilor din substrat, cota eventualelor nivele freatice, suprafețe de ruptură în taluzuri şi consistenţa generală a terenului. Utilizarea datele, deduse din corelaţiile indirecte şi făcând referire la diverşi autori, trebuie oricum să fie tratată cu spirit critic si, dacă este posibil, după teste geologice pe teren. Elemente caracteristice ale penetrometrului dinamic sunt următoarele: - greutate ciocan M; - înălţime liberă cădere H; - vârf conic: diametru bază con D, suprafaţa bazei A (unghi de deschidere a); - avansare (penetrare) d; - prezenţa/absenţa cămăşuirii externe (noroi bentonitic). În ceea ce priveşte clasificarea ISSMFE (1988) diverselor tipuri de penetrometre dinamice (vezi tabelul de mai jos) avem de-a face cu o subdiviziune în patru clase (pe baza greutăţii M a ciocanului) : - tip USOR (DPL); - tip MEDIU (DPM); - tip GREU (DPH); - tip SUPERGREU (DPSH);

Clasificarea ISSMFE a penetrometrelor dinamice:

Tip Acronime Greutate ciocan M (kg)

Adâncime maximă probă (m)

Uşor DPL (Uşor) M £ 10 8

Mediu DPM (Mediu) 10 < M < 40 20-25

Greu DPH (Greu) 40 £ M < 60 25

Super-greu(Super Heavy) DPSH M ³ 60 25

S.C. STAR L S.R.L.

17

Corelație cu Nspt

Deşi încercarea de penetrometrie standard (SPT) reprezintă azi unul dintre mijloacele cele mai răspândite si economice pentru obținerea de informaţii din subteran, marea parte a corelaţiilor existente privesc numărul de lovituri Nspt obţinut cu ajutorul încercării, este necesară raportarea numărului de lovituri al unei încercări dinamice cu Nspt. Transformarea este dată de:

NNSPT t ⋅= β Unde:

SPTt

Q

Q=β

în care Q reprezintă energia specifică pentru lovitură si Qspt reprezintă energia care se referă la încercarea SPT. Energia specifică pentru lovitură se calculează în acest mod:

( )'MMA

HMQ

+⋅⋅

⋅=

δ

2

în care M greutate ciocan. M’ greutate prăjini. H înălţime cădere. A suprafaţa laterală a conului. d intervalul de penetrare.

Evaluarea rezistentei dinamice a conului Rpd

Formula Olandeză

( )[ ] ( )[ ]PMA

NHM

PMeA

HMRpd

+⋅⋅

⋅⋅=

+⋅⋅

⋅=

δ

22

Rpd rezistența dinamică a conului (arie A).

e penetrare medie pe lovitură (pas instrument împărţit la număr lovituri) (d/ N).

M greutatea ciocanului (înălţimea de cădere H).

P greutate totală prăjini şi sistem de lovire/batere.

Calculul (N 1)60

(N1)60 este numărul de lovituri normalizat definit ca:

( ) kPa 101.32=Pa 1.7<CN )(Pa/' =CNcon N60CN voσ⋅=

601N (Liao e Whitman 1986)

( ) drS CCCER/60 ⋅⋅⋅⋅= SPTNN60 ER/60: Randament sistem de foraj normalizat la 60%.

Cs: Parametru funcţie de tub foraj (1.2 dacă lipseşte).

Cd: Funcţie de diametrul forajului (1 dacă este cuprins între 65-115mm).

S.C. STAR L S.R.L.

18

Metodologie de Prelucrare

Prelucrările au fost efectuate printr-un program de calcul automat Dynamic Probing produs de GeoStru

Software.

Programul calculează raportul energiilor transmise (coeficientul de corelaţie cu SPT) prin elaborările

propuse de către Pasqualini (1983) - Meyerhof (1956) - Desai (1968) - Borowczyk-Frankowsky (1981).

Permite de asemenea utilizarea datelor obţinute din efectuarea încercărilor de penetrometrie pentru

extrapolarea informațiilor geotehnice si geologice utile.

O vastă experiență dobândită, împreună cu buna interpretare şi corelare, permit obţinerea datelor utile

pentru proiectare, de multe ori date mai fiabile decât din alte surse bibliografice, aspra litologiilor precum şi

date geotehnice determinate asupra verticalelor litologice din puţine încercări de laborator realizate ca şi

reprezentare generală a unei verticale eterogene neuniformă si/sau complexă.

În particular se obţin informaţii privind :

- conturul vertical şi orizontal al intervalelor stratigrafice;

- caracterizarea litologică a unităţilor stratigrafice;

- parametrii geotehnici sugeraţi de diverşi autori în funcţie de valorile numărului de lovituri şi de

rezistenţa pe con.

Evaluare statistici si corelații

Prelucrarea Statistica

Permite prelucrarea statistică a datelor numerice din Dynamic Probing, utilizând în calcul valori

reprezentative ale stratului, considerând o valoare inferioară sau superioară mediei aritmetice a stratului

(valoare des utilizată); valorile ce se pot introduce sunt :

Media Media aritmetică a valorilor numărului de lovituri pe stratul considerat.

Media minimă

Valoarea statistică inferioară mediei aritmetice a valorilor numărului de lovituri pe stratul considerat. Maxim

Valoarea maximă a valorilor numărului de lovituri pe stratul considerat. Minim

Valoarea minimă a valorilor numărului de lovituri pe stratul considerat. Deviaţia standard medie

Deviaţie standard medie a valorilor numărului de lovituri pe stratul considerat. Media deviată

Valoarea statistică a mediei deviate a valorilor numărului de lovituri pe stratul considerat.

S.C. STAR L S.R.L.

19

Media (+) deviaţie Media + deviaţia (valoarea statistică) a valorilor numărului de lovituri pe stratul considerat.

Media (-) deviaţie

Media - deviaţia (valoarea statistică) a valorilor numărului de lovituri pe stratul considerat.

Distribuție normală R.C.

Valoarea lui Nspt,k este calculată pe baza unei distribuții normale sau gausiene, fixând o probabilitate

de a nu depăși de 5%, conform relaţiei de mai jos:

( )Nsptmediok NsptNspt σ⋅−= 645.1,,

unde σ Nspt este deviaţia standard a lui Nspt

Distribuție normală R.N.C.

Valoarea lui Nspt,k este calculată pe baza unei distribuții normale sau gausiene, fixând o probabilitate

de a nu depășii de 5%, tratând valorile medii ale lui Nspt distribuite normal:

( ) nNsptNspt Nsptmediok /645.1,, σ⋅−=

unde n este numărul de citiri.

Presiunea admisibilă

Presiunea admisibilă specifică pe interstrat (cu sau fără efect de reducere a energiei pentru mişcarea

laterală a prăjinilor) calculată după cunoscutele elaborări propuse de Herminier, aplicând un coeficient de

siguranţă (în general = 20-22) care corespunde unui coeficient de siguranţă standard pentru fundaţii egal cu

4, cu o geometrie standard cu lăţime egală cu 1 m şi adâncime d = 1m.

Corelații geotehnice terenuri necoezive

Lichefiere

Permite calculul potenţialului de lichefiere al solurilor (în principal nisipoase) utilizând date Nspt.

Prin relaţia lui SHI-MING (1982), aplicabilă pentru terenuri nisipoase, lichefierea este posibilă numai

dacă Nspt-ul startului avut în vedere este inferior Nspt- ului critic conform prelucrării lui SHI-MING.

Corelație Nspt în prezenta pânzei freatice

( )155015 −⋅+= Nspt.correttoNspt

Nspt este valoarea medie în strat

Corelaţia este aplicată în prezenţa pânzei freatice dacă numărul de lovituri este mai mare de 15

(corecţia este realizată dacă pânza freatică se regăseşte în întreg stratul).

S.C. STAR L S.R.L.

20

Unghi de forfecare

• Peck-Hanson-Thornburn-Meyerhof (1956) - corelaţie validă pentru terenuri solide la adâncime < 5

m; corelaţia validă pentru nisipuri şi pietrişuri reprezintă valori medii. Corelaţie istorică foarte

utilizată, valabilă pentru adâncime < 5 m pentru terenuri uscate şi < 8 m pentru terenuri cu strat

freatic (tensiuni < 8-10 t/mp).

• Meyerhof (1956) - Corelaţie valabilă pentru terenuri argiloase şi argiloase-mărnoase fisurate,

terenuri moi şi pături detritice (din modificarea experimentală a datelor).

• Sowers (1961) - Unghi de frecare în grade valid pentru nisipuri în general (cond. optime pentru

adâncime < 4 m pentru terenuri uscate şi < 7 m pentru terenuri cu strat freatic s >5 t/mp).

• De Mello - Corelaţie valabilă pentru terenuri predominant nisipoase si nisipoase-pietroase (din

modificarea experimentală a datelor) cu unghiul de frecare < 38° .

• Malcev (1964) - Unghiul de frecare în grade valabil pentru nisipuri in general (cond. optime pentru

adâncime > 2 m şi pentru valorile unghiului de frecare < 38° ).

• Schmertmann (1977) - Unghiul de frecare în grade pentru diversele tipuri litologice (valori

maxime). N.B. valori de obicei prea optimiste, deduse din corelațiile indirecte din Dr (%).

• Shioi-Fukuni (1982) (ROAD BRIDGE SPECIFICATION) - Unghi de frecare în grade valabil pentru

nisipuri - nisipuri fine sau prăfoase şi prafuri (cond. optime pentru adâncimea încercării > 8 m

terenuri uscate şi > 15 m pentru terenuri cu strat freatic) s>15 t/mp.

• Shioi-Fukuni (1982) (JAPANESE NATIONALE RAILWAY) - Unghi de frecare

(grade) valabil pentru nisipuri medii, grosiere şi cu pietriş.

• Owasaki & Iwasaki - Unghi de frecare în grade valabil pentru nisipuri - nisipuri medii, grosiere şi cu

pietriș (cond. optime pentru adâncimea > 8 m pentru terenuri uscate şi > 15 m pentru terenuri cu

strat freatic) s >15 t/mp.

• Meyerhof (1965) – Corelaţie valabilă pentru terenuri nisipoase cu % de praf < 5% cu o adâncime <

5 m şi cu % de praf > 5% cu o adâncime < 3 m.

• Mitchell şi Katti (1965) – Corelaţie validă pentru nisipuri şi pietrişuri.

S.C. STAR L S.R.L.

21

Densitatea relativă (%)

• Gibbs & Holtz (1957) - corelaţie valabilă pentru orice presiune efectivă, pentru pietriş Dr este

supraestimat, iar pentru prafuri subestimat.

• Skempton (1986) - elaborare valabilă pentru prafuri şi nisipuri şi nisipuri fine până la grosiere NC

pentru orice presiune efectivă, pentru pietrişuri de valoarea Dr % este supraestimat, pentru prafuri

este subestimat.

• Schultze & Menzenbach (1961) - pentru nisipuri fine şi cu pietriş NC ,metodă valabilă pentru orice

valoare de presiune efectivă în depozitele NC, pentru pietrişuri valoarea lui Dr % este

supraestimată, pentru prafuri este subestimată.

Modulul lui Young [EY (Kg/cmp)]

• Terzaghi - elaborare validă pentru nisip curat şi pentru nisip cu pietriş fără să luăm în

considerare presiunea efectivă.

• Schmertmann (1978) - elaborare valabilă pentru diferite tipuri litologice.

• Schultze-Menzenbach - elaborare valabilă pentru diferite tipuri litologice.

• D'Appollonia şi alții (1970) - corelaţie validă pentru nisip, nisip SC, nisip NC şi pietriş.

• Bowles (1982) - corelaţie validă pentru nisip argilos, nisip prăfos, nisip mediu, nisip, praf nisipos şi

pietriş.

Modul Edometric (Mo (Eed) (Kg/cmp))

• Begemann (1974) - elaborarea densității rezultată din încercări în Grecia corelaţie validă pentru

praf cu nisip, nisip şi pietriş.

• Buismann-Sanglerat - corelaţie valabilă pentru nisip şi nisip argilos

• Farrent (1963) - corelaţie valabilă pentru nisip, nisip cu pietriş (din modificarea experimentală a

datelor).

• Menzenbach şi Malcev - corelaţie validă pentru nisipuri fine, nisipuri cu pietriş, nisip şi pietriş.

Stare de consistentă

• Clasificarea A.G.I. (1977)

Greutatea Volumică (t/mc)

• Meyerhof şi alții, validă pentru nisipuri, pietrişuri, praf, praf nisipos.

S.C. STAR L S.R.L.

22

Greutate Volumică Saturată

• Terzaghi-Peck (1948-1967)

Modulul lui poisson

• Clasificare A.G.I.

Potențial de lichefiere (Stress Ratio)

• Seed-Idriss (1978-1981) - Această corelaţie este validă numai pentru nisipuri, pietriş şi prafuri

nisipoase, reprezintă raportul dintre efortul dinamic mediu şi tensiunea verticală de consolidare

pentru calcularea potenţialului de lichefiere a nisipurilor şi terenurilor nisipoase-cu pietriş prin

intermediul graficelor autorilor.

Viteza undelor de forfecare Vs (m/s)

• Această corelaţie este validă numai pentru terenuri necoezive nisipoase şi pietroase.

Modul dinamic de deformație (G)

• Ohsaki & Iwasaki - elaborare valabilă pentru nisipuri plastice şi nisipuri curate.

• Robertson şi Campanella (1983) şi Imai & Tonouchi (1982) - elaborare validă mai ales pentru

nisipuri şi pentru tensiuni litostatice care se încadrează între 0,5 - 4,0 kg/cmp.

Modul de reacție (Ko)

• Navfac (1971-1982) - elaborarea validă pentru nisipuri, pietrişuri, praf, praf nisipos.

rezistența la vârf a penetrometrului static ( Qc (Kg/cmp))

• Robertson (1983) - Qc

Corelații geotehnice pentru terenuri coezive

Coeziune nedrenată [Cu (Kg/cmp)]

• Benassi & Vannelli - corelaţii deduse din experienţa firmei constructoare Penetrometre SUNDA

1983.

• Terzaghi-Peck (1948-1967) - corelaţie validă pentru argile nisipoase-prăfoase NC cu Nspt < 8,

argile prăfoase cu plasticitate medie, argile marnoase fisurate.

• Terzaghi-Peck (1948) - Cu (min-max).

S.C. STAR L S.R.L.

23

• Sanglerat - din date Penetr. Static pentru terenuri coezive saturate, această de corelaţie nu este

valabilă pentru argilele senzitive cu o senzitivitate > 5, pentru argile supraconsolidate fisurate şi

pentru prafuri cu plasticitate scăzută.

• Sanglerat - pentru argile prăfoase-nisipoase puțin coezive, valori valide pentru rezistenţe

penetrometrice < 10 lovituri, pentru rezistenţe penetrometrice > 10 prelucrarea validă este aceea a

"argilelor plastice" a lui Sanglerat.

• (U.S.D.M.S.M.) U.S. Design Manual Soil Mechanics - Coeziune nedrenată pentru argile prăfoase si

argile cu plasticitate medie şi ridicată, (Cu-Nspt-grad de plasticitate).

• Schmertmann (1975) - (valori medii), valid pentru argile şi nisipuri argiloase cu Nc=20 şi

Qc/Nspt=2.

• Schmertmann (1975) - (valori minime), validă pentru argile NC .

• Fletcher (1965) - (Argila de Chicago) Coeziune nedrenată, coloană valori valide pentru argile cu

plasticitate medie-scăzută.

• Houston (1960) - argilă cu plasticitate medie-ridicată.

• Shioi-Fukuni (1982) , validă pentru terenuri puțin coezive şi plastice, argilă cu plasticitate medie-

ridicată.

• Begemann.

• De Beer. Rezistenta la vârf penetrometru static [Qc (Kg/cmp)]

• Robertson (1983) Qc. Modul Edometric [Mo (Eed) (Kg/cmp)]

• Stroud şi Butler (1975) - pentru litotipi cu plasticitate medie, valid pentru litotipi argiloşi cu

plasticitate medie - crescută - din experiențe pe argilele glaciare.

• Stroud şi Butler (1975) - pentru litotipi cu plasticitate medie-scăzută (IP < 20), validă pentru litotipi

argiloşi cu plasticitate medie-scăzută (IP < 20) - din experiențe pe argilele glaciare.

• Vesic (1970) - corelație validă pentru argile moi (valori minime şi maxime).

• Trofimenkov (1974), Mitchell şi Gardner - validă pentru litotipi argiloși şi prăfoși-argiloși (raport

Qc/Nspt=1.5-2.0).

• Buismann-Sanglerat - valid pentru argile compacte ( Nspt <30) medii şi moi ( Nspt <4) şi argile

nisipoase (Nspt=6-12).

S.C. STAR L S.R.L.

24

Modulul lui Young [EY (Kg/cmp)]

• Schultze-Menzenbach (Min. si Max.), corelație valabilă pentru prafuri coezive şi prafuri argiloase

cu IP > 15

• D'Appollonia si alții (1983) - corelaţie validă pentru argile saturate-argile fisurate.

Starea de consistenţă

• Clasificare A.G.I. (1977)

Greutate Volumică (t/mc)

• Meyerhof şi alţii - validă pentru argile, argile nisipoase şi prăfoase prevalent coezive.

Greutate Volumică saturată

• Meyerhof şi alţii.

S.C. STAR L S.R.L.

25

ÎNCERCAREF1

Instrument folosit... TECNOTEST Încercare efectuată în data de... 17.04.2018 Adâncime încercare 6,00 mt Nivel freatic identificat Tip prelucrare: Mediu Adâncime (m) Nr. de

lovitutri Calcularea

coef. reducere Sonda Chi

Rezistentă dinamică

redusă (Kg/cm2)

Rezistentă dinamică (Kg/cm2)

Presiune admisibilă

redusă Herminier -

Olandesi (Kg/cm2)

Presiune admisibilă (Kg/cm2)

0,10 3 0,857 10,42 12,16 0,52 0,61 0,20 3 0,855 10,39 12,16 0,52 0,61 0,30 5 0,853 17,28 20,27 0,86 1,01 0,40 5 0,851 17,25 20,27 0,86 1,01 0,50 4 0,849 13,77 16,22 0,69 0,81 0,60 4 0,847 13,74 16,22 0,69 0,81 0,70 4 0,845 13,71 16,22 0,69 0,81 0,80 5 0,843 17,09 20,27 0,85 1,01 0,90 4 0,842 13,65 16,22 0,68 0,81 1,00 6 0,840 19,38 23,08 0,97 1,15 1,10 6 0,838 19,34 23,08 0,97 1,15 1,20 5 0,836 16,08 19,23 0,80 0,96 1,30 5 0,835 16,05 19,23 0,80 0,96 1,40 6 0,833 19,22 23,08 0,96 1,15 1,50 7 0,831 22,38 26,92 1,12 1,35 1,60 6 0,830 19,14 23,08 0,96 1,15 1,70 7 0,828 22,29 26,92 1,11 1,35 1,80 7 0,826 22,25 26,92 1,11 1,35 1,90 7 0,825 22,20 26,92 1,11 1,35 2,00 8 0,823 24,09 29,27 1,20 1,46 2,10 9 0,822 27,05 32,93 1,35 1,65 2,20 9 0,820 27,00 32,93 1,35 1,65 2,30 10 0,819 29,95 36,59 1,50 1,83 2,40 8 0,817 23,92 29,27 1,20 1,46 2,50 6 0,816 17,91 21,95 0,90 1,10 2,60 6 0,814 17,87 21,95 0,89 1,10 2,70 6 0,813 17,84 21,95 0,89 1,10 2,80 8 0,811 23,75 29,27 1,19 1,46 2,90 7 0,810 20,74 25,61 1,04 1,28 3,00 6 0,809 16,93 20,93 0,85 1,05 3,10 7 0,807 19,71 24,42 0,99 1,22 3,20 8 0,806 22,49 27,91 1,12 1,40 3,30 5 0,805 14,04 17,44 0,70 0,87 3,40 6 0,803 16,82 20,93 0,84 1,05 3,50 7 0,802 19,59 24,42 0,98 1,22 3,60 4 0,801 11,17 13,95 0,56 0,70

S.C. STAR L S.R.L.

26

3,70 4 0,800 11,16 13,95 0,56 0,70 3,80 5 0,798 13,93 17,44 0,70 0,87 3,90 5 0,797 13,90 17,44 0,70 0,87 4,00 6 0,796 15,92 20,00 0,80 1,00 4,10 6 0,795 15,90 20,00 0,79 1,00 4,20 6 0,794 15,87 20,00 0,79 1,00 4,30 5 0,793 13,21 16,67 0,66 0,83 4,40 6 0,791 15,83 20,00 0,79 1,00 4,50 4 0,790 10,54 13,33 0,53 0,67 4,60 4 0,789 10,52 13,33 0,53 0,67 4,70 8 0,788 21,02 26,67 1,05 1,33 4,80 8 0,787 20,99 26,67 1,05 1,33 4,90 9 0,786 23,58 30,00 1,18 1,50 5,00 14 0,735 32,84 44,68 1,64 2,23 5,10 20 0,734 46,85 63,83 2,34 3,19 5,20 16 0,733 37,43 51,06 1,87 2,55 5,30 15 0,732 35,04 47,87 1,75 2,39 5,40 15 0,731 35,00 47,87 1,75 2,39 5,50 15 0,730 34,95 47,87 1,75 2,39 5,60 17 0,729 39,56 54,26 1,98 2,71 5,70 17 0,728 39,51 54,26 1,98 2,71 5,80 20 0,727 46,42 63,83 2,32 3,19 5,90 19 0,726 44,05 60,64 2,20 3,03 6,00 21 0,675 43,42 64,29 2,17 3,21

Adânc. strat

(m)

NPDM Rd (Kg/cm2

)

Tip Clay Fraction

(%)

Greutate

Volumică

(t/m3)

Greutate

Volumică

saturată (t/m3)

Tensiune

efectivă (Kg/cm2

)

Coeficient de

corelatie cu Nspt

NSPT Descriere

0,6 4 16,22 Necoeziv

0 1,46 1,88 0,04 0,78 3,13 sol vegetal

4,6 6,15 22,38 Coeziv 0 1,75 1,88 0,44 0,78 4,82 argilă usor

nisipoasă

5,7 14 45 Coeziv 0 1,99 2,19 0,9 0,78 10,96 argile prăfoas

e 6 20 62,92 Necoezi

v 0 1,89 1,95 1,02 0,78 15,66 nisip

argilos slab

consolidat galbui

S.C. STAR L S.R.L.

27

CALCUL PARAMETRI GEOTEHNICI ÎNCERCARE F1 SOLURI COEZIVE Coeziune nedrenată (Kg/cm2) NSPT Adânc

. strat (m)

Terzaghi-Peck

Sanglerat

Terzaghi-Peck (1948)

U.S.D.M.S.M

Schmertmann 1975

SUNDA (1983) Benassi e Vannelli

Fletcher (1965) Argila de Chicago

Houston (1960)

Shioi - Fukui 1982

Begemann

De Beer

[2] - argilă usor nisipoasă

4,82 4,60 0,30 0,60 0,25 0,20 0,47 0,67 0,44 0,79 0,24 0,29 0,60

[3] - argile prăfoase

10,96 5,70 0,74 1,37 0,50 0,44 1,08 1,35 0,97 1,28 0,55 1,15 1,37

Qc Rezistentă pe con Penetrometru Static NSPT Adânc. strat

(m) Corelatie Qc

(Kg/cm2) [2] - argilă usor nisipoasă

4,82 4,60 Robertson (1983) 9,64

[3] - argile prăfoase 10,96 5,70 Robertson (1983) 21,92 Modul Edometric (Kg/cm2) NSPT Adânc. strat

(m) Stroud e Butler (1975)

Vesic (1970) Trofimenkov (1974), Mitchell e Gardner

Buisman-Sanglerat


4,82 4,60 22,11 72,30 50,95 60,25

[3] - argile prăfoase

10,96 5,70 50,28 -- 113,58 109,60

Modulul lui Young (Kg/cm2) NSPT Adânc. strat

(m) Schultze Apollonia


4,82 4,60 35,03 48,20

[3] - argile prăfoase 10,96 5,70 105,64 109,60

S.C. STAR L S.R.L.

28

Greutate Volumică NSPT Adânc. strat

(m) Corelatie Greutate Volumică

(t/m3) [2] - argilă usor nisipoasă

4,82 4,60 Meyerhof 1,75

[3] - argile prăfoase 10,96 5,70 Meyerhof 1,99 Greutate Volumică saturată NSPT Adânc. strat

(m) Corelatie Greutate Volumică

saturată (t/m3)


4,82 4,60 Meyerhof 1,88

[3] - argile prăfoase 10,96 5,70 Meyerhof 2,19 Viteza undei de forfecare NSPT Adânc. strat

(m) Corelatie Viteza undei de

forfecare (m/s)


4,82 4,60 Ohta & Goto (1978) Prafuri

107,99

[3] - argile prăfoase 10,96 5,70 Ohta & Goto (1978) Prafuri

142,03

TERENURI NECOEZIVE Densitate relativă NSPT Adânc. strat

(m) Gibbs & Holtz

1957 Meyerhof

1957 Schultze &

Menzenbach (1961)

Skempton 1986

[1] - sol vegetal

3,13 0,60 17,57 43,08 67,02 15,67

[4] - nisip argilos slab consolidat

galbui

15,66 6,00 33,05 62,7 62,78 43,61

S.C. STAR L S.R.L.

29

Unghi de frecare interna NSPT Adân

c. strat (m)

Nspt corect. pt. preze

ntă nivel freati

c

Peck-Hanson-

Thornburn-Meyerhof 1956

Meyerhof

(1956)

Sowers

(1961)

Malcev

(1964)

Meyerhof

(1965)

Schmertma

nn (1977

) Sabbi

e

Mitchell & Katti (1981

)

Shioi-Fukuni 1982 (ROA

D BRIDGE

SPECIFICATION)

Japanese

National

Railway

De Mello

Owasaki & Iwasaki

[1] - sol

vegetal

3,13 0,60 3,13 27,89 20,89 28,88 33,64 30,87 0 <30 21,85 27,94 28,79 22,91

[4] - nisip

argilos slab conso

lidat galbui

15,66 6,00 15,33 31,38 24,38 32,29 29,38 35,58 36,78 30-32 30,16 31,6 38,96 32,51

Modulul lui Young (Kg/cm2) NSPT Adânc.

strat (m)

Nspt corect. pt. prezentă

nivel freatic

Terzaghi Schmertmann

(1978) (Sabbie)

Schultze-Menzenbach (Sabbia ghiaiosa)

D'Appollonia ed altri

1970 (Sabbia)

Bowles (1982) Sabbia Media

[1] - sol vegetal

3,13 0,60 3,13 --- 25,04 --- --- ---

[4] - nisip argilos

slab consolidat

galbui

15,66 6,00 15,33 279,47 122,64 181,59 294,98 151,65

Modul Edometric (Kg/cm2) NSPT Adânc. strat

(m) Nspt corect. pt. prezentă nivel freatic

Buisman-Sanglerat (sabbie)

Begemann 1974

(Ghiaia con sabbia)

Farrent 1963

Menzenbach e Malcev

(Sabbia media)

[1] - sol vegetal

3,13 0,60 3,13 --- 33,89 22,22 51,96


galbui

15,66 6,00 15,33 91,98 58,95 108,84 106,37

S.C. STAR L S.R.L.

30

Greutate Volumică NSPT Adânc. strat

(m) Nspt corect. pt. prezentă nivel

freatic

Corelatie Greutate Volumică

(t/m3) [1] - sol vegetal 3,13 0,60 3,13 Terzaghi-Peck

1948 1,39


galbui

15,66 6,00 15,33 Terzaghi-Peck 1948

1,54

Greutate Volumică saturată NSPT Adânc. strat


freatic

Corelatie Greutate Volumică saturată (t/m3)

[1] - sol vegetal 3,13 0,60 3,13 Terzaghi-Peck 1948

1,86


galbui

15,66 6,00 15,33 Terzaghi-Peck 1948

1,96

Modulul lui Poisson NSPT Adânc. strat


freatic

Corelatie Poisson

[1] - sol vegetal 3,13 0,60 3,13 (A.G.I.) 0,35 [4] - nisip argilos

slab consolidat galbui

15,66 6,00 15,33 (A.G.I.) 0,32

Modulul dinamic de deformatie (Kg/cm2) NSPT Adânc. strat


freatic

Ohsaki (Sabbie pulite)

Robertson e Campanella

(1983) e Imai & Tonouchi (1982)

[1] - sol vegetal 3,13 0,60 3,13 189,99 251,01 [4] - nisip argilos


15,66 6,00 15,33 845,91 662,64

Viteza undei de forfecare NSPT Adânc. strat


freatic

Corelatie Viteza undei de forfecare

(m/s) [1] - sol vegetal 3,13 0,60 3,13 Ohta & Goto

(1978) Prafuri 66,06


galbui

15,66 6,00 15,33 Ohta & Goto (1978) Prafuri

154,27

S.C. STAR L S.R.L.

31

Lichefiere NSPT Adânc. strat


freatic

Corelatie Fs Lichefiere

[1] - sol vegetal 3,13 0,60 3,13 Seed e Idriss (1971)

--


galbui

15,66 6,00 15,33 Seed e Idriss (1971)

1,966

Modulul reactiei substratului de fundare Ko NSPT Adânc. strat


freatic

Corelatie K0

[1] - sol vegetal 3,13 0,60 3,13 Navfac 1971-1982

0,54


galbui

15,66 6,00 15,33 Navfac 1971-1982

3,19

Qc Rezistentă pe con Penetrometru Static NSPT Adânc. strat


freatic

Corelatie Qc (Kg/cm2)

[1] - sol vegetal 3,13 0,60 3,13 Robertson 1983 6,26 [4] - nisip argilos


15,66 6,00 15,33 Robertson 1983 30,66

S.C. STAR L S.R.L.

32

CALCULAREA CAPACITATII PORTANTE SI A TASARILOR FUNDATIILOR DE SUPRAFATA SARCINA LIMITA A FUNDATIILOR PE TEREN

Sarcina limita a unei fundații de suprafața poate fi definita in funcție de valoarea maxima de incarnare pentru care in niciun punct al subsolului nu se ajunge la condiția de rupere (metoda lui Frolich), sau in funcție de valoarea sarcinii, mai mare decât precedenta, pentru care fenomenul de ruptura daca este extins la un volum mare al solului (metoda lui Prandtl si următorii).

Prandtl a studiat problema de ruptura a unui semispațiu elastic datorata efectului unei sarcini aplicate pe suprafețe sa cu referire la otel, caracterizând rezistenta la forfecare cu o ecuație de tipul:

t = c + s ´ tan j valida si pentru terenuri.

Ipotezele si condițiile introduse de Prandtl sunt:

• Material fara greutate si deci g=0

• Comportament rigid-plastic

• Rezistenta la forfecare estimabila cu t=c + s ´ tanj

• Sarcina uniforma, verticala aplicata pe o fasie de lungimea infinita si de latine 2b (stare de deformație plana)

• Tensiuni tangențiale nule la contactul dintre dasia de sarcina si suprafața limita a semispațiului.

La forfecare se verifica si plasticizarea materialului dintre suprafețele limita ale semispațiului si suprafețele GFBCD.

In triunghiul AEB forfecarea se realizează in funcție de doua familii de segmente rectilinii si inclinate la 45°+j/2 fata de orizontala.

In zonele ABF si EBC forfecarea se produce de-a lungul a doua familii de linii, una constituita din segmente rectilinii care trec prin punctele A si E si o alta de arcuri din familia de spirale logaritmice.

Polii acestora sunt punctele A si E. In triunghiurile AFG si ECD ruptura se realizează pe segmente inclinate la ±(45°+ j/2) in raport cu verticala.

Mecanism de cedare Prandtl

Identificând astfel volumul terenului adus la ruptura de sarcina limita, acesta poate fi calculat scriind condiția de echilibru dintre forțele agente pe orice volum de teren delimitat pe baza uneia dintre suprafețele de alunecare.

Se ajunge deci la o ecuație q =B ´ c, unde coeficientul B depinde numai de unghiul de frecare j al terenului.

S.C. STAR L S.R.L.

33

[ ]1)2/45(tan2tan

cot −+°= ϕϕπ

ϕ egB

Pentru j =0 coeficientul B este egal cu 5.14, deci q=5.14 ´ c.

In celalalt caz particular de teren necoeziv (c=0, g¹0) rezulta q= 0, după teoria lui Prandtl, nu ar fi posibil deci sa se aplice nici sarcina pe suprafața limita a unui teren necoeziv.

De la aceasta teorie, chiar daca nu se aplica practic, au luat naștere cercetările si metodele de calcul următoare.

De fapt Caquot s-a pus in aceleași condiții ca si Prandtl excepție făcând faptul ca fasie de sarcina nu mai este aplicata pe suprafața semispațiului, dar la o adâncime h, cu h £ 2b; terenul dintre suprafața si adâncimea h are următoarele caracteristici: g¹0, j=0, c=0

si este deci un mediu care are greutate dar nu are rezistenta.

Rezolvând ecuațiile echilibrului se ajunge la expresia:

q = A ´ g1 + B ´ c

care, in mod sigur este un pas înainte fata de Prandtl, dar care inca nu oglindește realitatea.

Metoda lui Terzaghi (1955)

Terzaghi , urmând studiul lui Caquot, a adus anumite modificări pentru a tine cont de caracteristicile efective ale cuplului lucrare de fundație - teren.

Sub acțiunea sarcinii transmisa de fundație terenul care se găsește in contact cu fundația are tendința de al aluneca lateral, dar este împiedicat de către rezistentele tangențiale care se dezvolta intre fundație si teren. Aceasta aduce cu sine o modificare a stării de tensiune in terenul de sub fundație; pentru a tine seama de aceasta Terzaghi asignează laturilor AB si EB ale marginii lui Prandtl o inclinație y fata de orizontala, alegând valoarea lui y in funcție de caracteristicile mecanice ale terenului la contactul teren-a fundație.

Ipoteza g2 =0 pentru terenul de sub fundație este depășita admițând ca suprafețele de ruptura raman nealterate, expresia sarcinii limita este deci:

q =A ´ g ´ h + B ´ c + C ´ g ´b

in care C este un coeficient care rezulta in funcție de unghiul de frecare j al terenului de sub suprafața de fundare si de unghiul j definit anterior;

b este semi-lățimea fasiei.

Mai mult, bazându-se pe date experimentale, Terzaghi trece de la problema plana la problema spațiala introducând factori de forma.

O contribuție ulterioara fost adusa de Terzaghi asupra comportamentului efectiv al terenului.

In metoda lui Prandtl se presupune un comportament rigid-plastic al terenului, Terzaghi in schimb admite acest comportament in terenurile foarte compacte.

In aceste terenuri, curba sarcini-tasări prezintă o prima un parcurs rectiliniu, urmat de un parcurs scurt curbiliniu (comportament elastico-plastic); ruptura este instantanee si valoarea sarcinii limita este clar identificata (ruptura generala).

Intr-un tren foarte afânat in schimb, relația sarcini-tasări prezintă un parcurs curbiliniu accentuat începând de la sarcinile cele mai ușoare cu un efect de ruptura progresiva a terenului (ruptura locala); in concluzie aflarea sarcinii limita nu este atât de clara si evidenta ca si in cazul terenurilor compacte.

Pentru terenurile foarte afânate, Terzaghi propune sa se ia in considerare sarcina limita, valoarea care se calculează cu formula precedenta introducând totuși valorile reduse ale caracteristicilor mecanice ale terenului si anume:

tgjrid = 2/3 ´tgj e crid= 2/3´c

S.C. STAR L S.R.L.

34

Explicând coeficienții formulei precedente, formula lui Terzaghi poate fi scrisa:

qult = c ´ Nc ´ sc + g ´ D ´ Nq + 0.5 ´ g ´ B ´ Ng ´sg

unde:

−=

−=

−=

+=

12

cos2

tan

cot)1(

tan)2/75.0(

)2/45(2

cos2

2

ϕ

γϕγ

ϕ

ϕϕπ

ϕ

pKN

qNcN

ea

a

Nq

Formula lui Hansen (1970)

Este o extensie ulterioara a teoriei lui Meyerhof; extensiile constau in introducerea lui bi care țin cont de o

eventuala inclinație pe orizontala a suprafeței de fundare si un factor gi pentru terenul inclinat.

Formula lui Hansen este valabila pentru orice raport D/B, deci atât pentru fundații superficiale cat si pentru cele de adâncime, dar același autor a introdus coeficienții pentru o interpretare mai buna a comportamentului real al fundației, fara de care ar fi crescut prea mult sarcina limita cu adâncimea.

Pentru valori D/B <1

B

Dqd

B

Dcd

2)sin1(tan21

4.01

ϕϕ −+=

+=

Pentru valori D/B>1:

B

Dqd

B

Dcd

1tan

2)sin1(tan21

1tan4.01

−−+=

−+=

ϕϕ

In cazul j = 0

------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------

D/B 0 1 1.1 2 5 10 20 100

----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------

d'c 0 0.40 0.33 0.44 0.55 0.59 0.61 0.62

--------------------------------------------------------------------------------------------------------------------

In factorii următori expresiile cu (') sunt valabile când j=0.

Factor de forma:

S.C. STAR L S.R.L.

35

L

Bs

L

B

cs

L

B

cN

qN

cs

L

B

cs

4.01

tan1qs

continue fundatiipentru 1

1

2.0''

−=

+=

=

+=

=

γ

ϕ

Factori de inclinație a sarcinii

0)(

5

cot

)450/7.0(1

0)(

5

cot

7.01

5

cot

5.01

1

1

15.05.0'

>

+−

−=

=

+−=

+−=

−

−−=

−−=

ηϕ

ηγ

ηϕγ

ϕ

acfAV

Hi

acfAV

Hi

acfAV

Hqi

qN

qi

qici

acfA

Hci

Factori de inclinație ai terenului (fundație pe versant):

5)tan5.01(

1471

147

'

βγ

β

β

−==

−=

=

gqg

cg

cg

Factori de inclinație al planului de fundare (baza inclinata)

)tan2exp(

1471

147

'

ϕη

η

η

−=

°

°−=

°

°=

qb

cb

cb

S.C. STAR L S.R.L.

36

Formula Brich-Hansen (EC 7 - EC 8)

Atât timp cat o fundație poate rezista, sarcina de proiect cu masuri de siguranța in ceea ce privește ruptura generala, pentru toate combinațiile de sarcina face referire la SLU (starea limita ultima), trebuie sa fie satisfăcuta următoarea inegalitate:

Vd ≤ Rd

Unde Vd este sarcina de proiect la SLU, normala la baza fundației, cuprinzând si greutatea fundației; in timp ce Rd este sarcina limita a proiectului fundației in relație cu sarcinile normale, ținând cont si de efectul sarcinilor inclinate sau excentrice. In calcularea analitica a sarcinii limita a proiectului Rd trebuiesc luate in considerare situațiile pe termen scurt si lung in terenurile cu granulație mica.

Sarcina limita in condiții nedrenată se calculează ca:

R/A’ = (2 + p) cu sc ic +q

Unde:

A’ = B’ L’ zona fundației eficace a proiectului, văzuta, in cazul sarcinii excentrice, ca si zona redusa pe centrul căreia este aplicata la rezultanta sarcinii.

cu coeziune nedrenată.

q presiune litostatice totala pe planul de fundare.

sc factor de forma

sc = 1 + 0,2 (B’/L’) pentru fundații rectangulare

sc = 1,2 pentru fundații pătrate sau circulare.

ic factor corector pentru inclinația sarcinii datorata unei sarcini H.

( )uc c'A/H115,0i −+=

Pentru condițiile drenate sarcina limita de proiect este calculata după cum urmează

R/A’ = c’ Nc sc ic + q’ Nq sq iq + 0,5 g’ B’ Ng sg ig

Unde:

( )( )

( ) 'tanNN

'cotNN

/'taneN

q

qc

'tan

q

φ

φ

φ

γ

ϕπ

12

1

2452

−⋅=

−=

+=

Factorii de forma

( ) 'sin'/'1 φLBsq += pentru forma rectangulara

'sin1 φ+=qs pentru forma pătrata sau circulara

( )'L/'B3,01s −=γ pentru forma rectangulara

7,0s =γ pentru forma pătrata sau circulara

( ) ( )1N/1Nss qqqc −−⋅= pentru forma rectangulara, pătrata sau circulara.

Factori inclinație rezultata datorata unei sarcini orizontale H

iq = ig = 1- H / (V + A’ c’ cotf’)

S.C. STAR L S.R.L.

37

ic = (iq Nq -1) / ( Nq – 1)

Factori inclinație rezultata datorata unei sarcini orizontale H paralela cu B’

( )[ ]( )[ ]

( ) ( )11

1

1

1

−−⋅=

⋅⋅+−=

⋅⋅+−=+

qqqc

m

m

q

N/Nii

'cot'c'AV/Hi

'cot'c'AV/Hi

φ

φ

γ

Unde

H//L'pentru

'

'1

'

'2

H//B'pentru

'

'1

'

'2

+

+

==

+

+

==

B

L

B

L

mm

L

B

L

B

mm

L

B

Daca H formează un unghi θ cu direcția lui L’, exponentul “m” este calculat cu expresia de mai jos:

θθθ22 sinmcosmmm BL +==

In afara de factorii corectivi de mai sus sunt considerați aceia complementari adâncimii planului de fundare si inclinației planului de fundare si a nivelului terenului. (Hansen).

Verificarea la alunecare In conformitate cu criteriile proiectului la SLU, stabilitatea unei fundații izolate trebuie sa fie verificata in funcție de colapsul prin alunecare pe lângă cel de ruptură generală. In comparație cu colapsul prin alunecare rezistenta se calculează ca sumă a unei componente datorată aderentei si una datorată forfecării fundație-teren; rezistenta laterală care derivă din împingerea pasivă a terenului poate fi luata in considerare in funcție de un procent stabilit de către utilizator. Rezistenta de calcul pentru forfecare si adeziune se calculează conform expresiei:

FRd = Nsd tand+ca A’

In care Nsd reprezintă valoarea de calcul a forței verticale, d si unghiul de rezistentă la tăiere la baza fundației izolate, ca reprezintă aderenta fundație-teren si A’ este suprafața fundației eficace,

înțeleasă, in cazul sarcinilor excentrice, ca si suprafața redusa la centrul căreia este aplicata rezultanta.

S.C. STAR L S.R.L.

38

Factori de corecție in zona seismica: Paolicci si Pecker

Pentru a tine cont de efectele inerțiale induse de seism in determinarea qlim sunt introduși factorii corectivi

z:

q

hc

hq

zz

kz

kz

=

⋅−=

−=

γ

φ

32,01

tan1

35,0

Unde Kh este coeficientul seismic orizontal.

Calcul coeficienți seismici

Pentru aplicarea Eurocode 8 (proiectarea geotehnica in câmp seismic) coeficientul seismic orizontal este definit :

Kh = agR · γI ·S / (g)

agR : accelerație de vârf/maximă pe teren rigid care iese in afloriment,

γI: factor de importantă,

S: soil soil factor, depinde de tipul de sol (de la A la E)

ag = agR · γI

este “design ground acceleration on type A ground”.

Coeficientul seismic vertical Kv este definit in funcție de Kh:

Kv = ± 0.5 ·Kh

Tasarea elastica

Tasările unei fundații rectangulare de dimensiunea B´L situata pe suprafața unui semispațiu elastic se pot calcula in baza unei ecuații bazata pe teoria elasticității (Timoshenko si Goodier (1951)):

(1) 21

21

1

21'0 F

IIIsE

BqH

−−

+−

=∆µµµ

unde:

q0 = Intensitatea presiunii de contact;

B' = Minima dimensiune a ariei care reacționează;

E si m = Parametrii elastici ai terenului;

Ii = Coeficienții de influenta dependenți de : L'/B', grosimea stratului H, coeficientul lui Poisson m, adâncimea planului de fundare D;

Coeficienții I1 si I2 se pot calcula utilizând ecuațiile date de Steinbrenner (1934) (V. Bowles), in funcție de raportul L'/B' si H/B, utilizând B'=B/2 e L'=L/2 pentru coeficienții relativi la centru si B'=B si L'=L pentru coeficienții relativi la margine.

Coeficientul de influenta IF deriva din ecuațiile lui Fox (1948), care spun ca tasarea se reduce cu adâncimea

in funcție de coeficientul lui Poisson si de raportul L/B.

Pentru simplificarea ecuației (1) se introduce coeficientul IS:

S.C. STAR L S.R.L.

39

21

21

1II

SI

µµ

−−

+=

Tasarea stratului de grosimea H:

FI

SI

SE

BqH21'

0

µ−=∆

Pentru a aproxima mai bine tasările se subdivide baza de rezemare astfel incit punctul sa se găsească in corespondenta cu un unghi extern comun mai multor dreptunghiuri. In practica se multiplica cu un factor egal cu 4 pentru calculul tasărilor la centru si cu un factor egal cu 1 pentru tasările la margine.

In calcularea tasărilor se considera o adâncime a bulbului tensiunilor egala cu 5B, daca substratul de roca se găsește la o adâncime mare.

In acest sens se considera substrat de roca stratul care are valoarea lui E egala cu de 10 ori mai mult grosimea stratului de deasupra.

Modulul elastic pentru terenuri stratificate se calculaaza ca medie ponderata a modulelor elastice ale strațelor supuse tasării imediate.

Tasarea secundara

Tasarea secundara este calculata cu:

100

logT

TCcs ⋅⋅Η=∆Η α

in care

Hc reprezintă inaltimea stratului in faza de consolidare;

Ca este coeficientul de consolidare secundara ca inclinație in partea secundara a curbei tasare- logaritm

timp;

T timpul pentru care se calculează tasarea secundara;

T100 timpul necesar epuizării procesului de consolidare primara.

Metoda lui Burland si Burbidge

Atunci când se dispune de datele obținute pentru încercările de penetrometrie dinamica pentru calculul tasărilor este posibila apelarea la metoda lui Burland si Burbidge (1985), in care este corelat un indice de compresibilitate Ic rezultatul N al încercării de penetrometrie dinamica. Formula tasării propusa de cei doi este:

( )[ ]C7.0'

0v'

C7.0'

0vtHS IBq3/IBfffS ⋅⋅σ−+⋅⋅σ⋅⋅⋅=

in care:

q' = presiunea eficace bruta;

s'vo = tensiunea verticala eficace la cota fundației;

B = lățimea fundației;

S.C. STAR L S.R.L.

40

Ic = indice de compresibilitate;

fs, fH, ft = factorii corectivi care țin cont de forma, de grosimea stratului compresibil si de timp, pentru componenta vâscoasa.

Indicele de compresibilitate Ic este legat de valoarea medie Nav a lui Nspt in interiorul unei adâncimi semnificative z:

4.1

AV

CN

706.1I =

In ceea ce privește valorile Nspt de utilizat in calcul de valorii mediei NAV - este de precizat ca valorile

trebuie sa fie corectate, pentru nisipuri cu componenta prăfoasa sub Panza freatica Nspt>15, după indicația lui Terzaghi si Peck (1948)

Nc = 15 + 0.5 (Nspt -15)

unde Nc este valoarea corectata de folosit in calcule.

Pentru depozite de pietriș sau nisipoase-pietroase valoare corectata este egala cu :

Nc = 1.25 Nspt

Expresiile factorilor de corecție fs, fH si ft sunt:

⋅++=

−=

+⋅

=

3

tlogRR1f

z

H2

z

Hf

25.0B/L

B/L25.1f

3t

iiH

2

S

Cu

t = timpul in ani > 3;

R3 = costata egala cu 0.3 pentru sarcini statistice si 0.7 pentru sarcini dinamice;

R = 0.2 in cazul sarcinilor statice si 0.8 pentru cele dinamice.

S.C. STAR L S.R.L.

41

Date generale

Varianta - Încărcare 60 kPa - Teren natural

======================================================

Normativa EC7: SR EN 1997-1/NB/2007 Anexa RO

Lățime fundație 0,4 m

Lungime fundație 15,0 m

Adâncime plan de fundare 2,2 m

Adâncime nivel freatic 5,7

Corecție parametrii

======================================================

SEISM

======================================================

Accelerație maximă (ag/g) 0,15

Efect seismic conform EC7/8

Coeficient seismic orizontal 0,15

===================================================== =

STRATIGRAFIE TEREN

Grosime strat

[m]

Greutate

Volumică

[kN/m3]

Greutate

Volumică

saturată

[kN/m3]

Unghi de

frecare

[°]

Coeziune

[kN/m2]

Coeziune

nedrenată

[kN/m2]

Modulul Elastic

[kN/m2]

Modul Edomet

ric

[kN/m2]

Poisson Coeficient de

consolidare

primară

[cmq/s]

Coeficient de

consolidare

secundară

Descriere

0,6 13,6 18,28 27,89 0,0 0,0 0,0 3323,47 0,35 0,0 0,0

4,0 17,16 18,44 0,0 0,0 29,518 4726,81 4996,78 0,0 0,0 0,0

1,1 19,52 21,48 0,0 0,0 72,5692 10748,09

11138,1 0,0 0,0 0,0

0,3 15,13 19,22 31,38 0,0 0,0 14871,78

5781,02 0,32 0,0 0,0

S.C. STAR L S.R.L.

42

Sarcini de proiect ce acționează pe fundație

Nr. Nume combinați

e

Presiune normală

de proiect

[kN/m2]

N

[kN]

Mx

[kN·m]

My

[kN·m]

Hx

[kN]

Hy

[kN]

Tip

1 A1+M1+R1 60,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 Proiect

2 A2+M2+R2 60,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 Proiect

3 Seism 60,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 Proiect

4 S.L.E. 60,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 Serviciu

5 S.L.D. 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 Serviciu

Seism + Coef. parțiali parametrii geotehnici teren + Rezistente

Nr Corecție seismică

Tangentă unghi

rezistentă forfecare

Coeziune eficace

Coeziune nedrenată

Greutate Volumică

în fundație

Greutate Volumică

strat protector

Coef. red. capacitate portantă verticală

Coef. red. capacitate portantă

orizontală

1 Da 1 1 1 1 1 1 1

2 Da 1,25 1,25 1,4 1 1 1,8 1,1

3 Da 1,25 1,25 1,4 1 1 1,8 1,1

4 Da 1 1 1 1 1 1 1

5 Nu 1 1 1 1 1 1 1

SARCINĂ LIMITĂ FUNDATIE COMBINATIE…A2+M2+R2

Autor: Brinch - Hansen 1970

Sarcină limită [Qult] 108,62 kN/m2

Rezistenta de proiect[Rd] 60,34 kN/m2

Tensiune [Ed] 60,0 kN/m2

Factor de siguranță [Fs=Qult/Ed] 1,81

Condiții de verificare [Ed<=Rd] Verificat

COEFICIENTUL DE SUBFUNDATIE A LUI BOWLES (1982)

Costante di Winkler 4344,64 kN/m3

S.C. STAR L S.R.L.

43

A1+M1+R1

Autor: TERZAGHI (1955) (Condiție nedrenată)

======================================================

Factor [Nq] 1,0

Factor [Nc] 5,7

Factor formă [Sc] 1,0

Factor formă [Sg] 1,0

Factor de corectie seismic inerțial [zq] 1,0

Factor de corectie seismic inerțial [zg] 1,0

Factor de corectie seismic inerțial [zc] 1,0

======================================================

Sarcină limită 148,35 kN/m2

Rezistenta de proiect 148,35 kN/m2


======================================================

Autor: Brinch - Hansen 1970 (Condiție nedrenată)

======================================================

Factor [Nq] 1,0

Factor [Nc] 5,14


Factor adâncime [Dc] 1,0

Factor înclinatie sarcini [Ic] 1,0

Factor înclinatie taluz [Gc] 1,0

Factor înclinatie bază [Bc] 1,0




======================================================




======================================================

S.C. STAR L S.R.L.

44

A2+M2+R2


======================================================

Factor [Nq] 1,0

Factor [Nc] 5,7






======================================================




======================================================


======================================================

Factor [Nq] 1,0

Factor [Nc] 5,14









======================================================




======================================================

S.C. STAR L S.R.L.

45

Seism


======================================================

Factor [Nq] 1,0

Factor [Nc] 5,7






======================================================




======================================================


======================================================

Factor [Nq] 1,0

Factor [Nc] 5,14









======================================================




======================================================

S.C. STAR L S.R.L.

46

TASARE ELASTICĂ

======================================================

Presiune normală de proiect 60,0 kN/m2

Grosime strat 2,2 m

Adâncime substrat stâncos 6,0 m

Modulul Elastic 4726,805 kN/m2

Coeficientul lui Poisson 0,25

======================================================

Coeficient de influentă I1 0,77


Coeficient de influentă Is 0,87

======================================================

Tasare la centrul fundatiei 2,25 mm

======================================================




Tasare la margine 0,84 mm

======================================================

TASĂRI BURLAND SI BURBIDGE

==================================================================


Timp 10,0

Adâncime semnificativă Zi (m) 2,2

Media valorilor Nspt în interiorul Zi 10,5

Factor de forma fs 1,542

Factor strat compresibil fh 1

Factor timp ft 1,405

Indice de compresibilitate 0,063

Tasare 2,622 mm

==================================================================

S.C. STAR L S.R.L.

47


=================================================================================

Svo: Presiune totală de confinare; S'vo: Presiune efectivă de confinare; T: Tensiune tangentială ciclică; R: Rezistentă teren la lichefiere; Fs: Coeficient de siguranță


(m)

Nspt Nspt' Svo

(kN/m2)

S'vo

(kN/m2)

T R Fs Condiție:


bil


bil


bil

DIAGRAMA PRESIUNE ADMISIBILA – ADANCIME VARIANTA DE ÎNCĂRCARE 60 kPa

DIAGRAMA PRESIUNE ADMISIBILA – LĂȚIME FUNDAȚIE VARIANTA DE ÎNCĂRCARE 60 kPa

2,2

0,6

4,0

1,1

0,3

-5,70

0,40

2,2

0

2,44 kN/m2

4,88 kN/m2

7,31 kN/m2

9,75 kN/m2

BULBI DE TENSIUNE VARIANTA TEREN NATURAL

S.C. STAR L S.R.L.

48

Date generale

Varianta - Încărcare 100 kPa – Pernă balast 0,5 m

======================================================

Normativ EC7: SR EN 1997-1/NB/2007 Anexa RO

Lătime fundatie 0,4 m

Lungime fundatie 15,0 m

Adâncime plan de fundare 2,2 m

Adâncime nivel freatic 5,7

Corectie parametrii

======================================================

SEISM

======================================================

Acceleratie maximă (ag/g) 0,15

Efect seismic conform EC7/8

Coeficient seismic orizontal 0,15

===================================================== =

STRATIGRAFIE TEREN

Grosime strat

[m]

Greutate

volumică

[kN/m3]

Greutate

volumică

saturată

[kN/m3]

Unghi de

frecare

[°]

Coeziune

[kN/m2]

Coeziune

nedrenată

[kN/m2]

Modulul Elastic

[kN/m2]

Modul Edomet

ric

[kN/m2]

Poisson Coeficient de

consolidare

primară

[cmq/s]

Coeficient de

consolidare

secundară

Descriere

0,6 13,6 18,28 27,89 0,0 0,0 0,0 3323,47 0,35 0,0 0,0

1,6 17,26 18,44 0,0 0,0 30,3026 4844,49 5116,82 0,0 0,0 0,0

0,6 14,86 19,06 30,73 0,0 0,0 13753,83

5322,07 0,33 0,0 0,0

1,8 16,87 18,34 0,0 0,0 26,8702 4305,12 4566,66 0,0 0,0 0,0

1,1 19,52 21,48 0,0 0,0 72,5692 10748,09

11138,1 0,0 0,0 0,0

0,3 15,13 19,22 31,38 0,0 0,0 14871,78

5781,02 0,32 0,0 0,0

S.C. STAR L S.R.L.

49

Sarcini de proiect ce actionează pe fundatie

Nr. Nume combinati

e

Presiune normală

de proiect

[kN/m2]

N

[kN]

Mx

[kN·m]

My

[kN·m]

Hx

[kN]

Hy

[kN]

Tip

1 A1+M1+R1 100,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 Proiect

2 A2+M2+R2 100,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 Proiect

3 Seism 100,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 Proiect

4 S.L.E. 100,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 Serviciu

5 S.L.D. 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 Serviciu

Seism + Coef. partiali parametrii geotehnici teren + Rezistente

Nr Corectie seismică

Tangentă unghi

rezistentă forfecare

Coeziune eficace

Coeziune nedrenată

Greutate volumică

în fundatie

Greutate volumică

strat protector

Coef. red. capacitate portantă verticală

Coef. red. capacitate portantă

orizontală

1 Da 1 1 1 1 1 1 1

2 Da 1,25 1,25 1,4 1 1 1,8 1,1

3 Da 1,25 1,25 1,4 1 1 1,8 1,1

4 Da 1 1 1 1 1 1 1

5 Nu 1 1 1 1 1 1 1

SARCINĂ LIMITĂ FUNDATIE COMBINATIE…A2+M2+R2

Autor: TERZAGHI (1955)

Sarcină limită [Qult] 176,01 kN/m2

Rezistenta de proiect[Rd] 97,78 kN/m2

Tensiune [Ed] 100,0 kN/m2

Factor de sigurantă [Fs=Qult/Ed] 1,76

Conditii de verificare [Ed<=Rd] Neverificat

COEFICIENTUL DE SUBFUNDATIE A LUI BOWLES (1982)

Costante di Winkler 7040,28 kN/m3

S.C. STAR L S.R.L.

50

A1+M1+R1

Autor: TERZAGHI (1955) (Conditie drenată)

======================================================

Factor [Nq] 8,92

Factor [Nc] 19,88

Factor [Ng] 6,36



Factor de corectie seismic inertial [zq] 0,85

Factor de corectie seismic inertial [zg] 0,85

Factor de corectie seismic inertial [zc] 0,95

======================================================



Conditii de verificare [Ed<=Rd] Verificat

======================================================

Autor: Brinch - Hansen 1970 (Conditie drenată)

======================================================

Factor [Nq] 7,6

Factor [Nc] 16,57

Factor [Ng] 5,26






Factor formă [Sq] 1,01

Factor adâncime [Dq] 1,44

Factor înclinatie sarcini [Iq] 1,0

Factor înclinatie taluz [Gq] 1,0

Factor înclinatie bază [Bq] 1,0


Factor adâncime [Dg] 1,0

Factor înclinatie sarcini [Ig] 1,0

Factor înclinatie taluz [Gg] 1,0

S.C. STAR L S.R.L.

51

Factor înclinatie bază [Bg] 1,0




======================================================




======================================================

Autor: Meyerhof and Hanna (1978) (Conditie drenată)

======================================================

Stratul 1 sus, stratul 2 jos

Factori de capacitate portanta strat 1

Factor [Nq] 20,0

Factor [Nc] 31,96

Factor [Ng] 5,22

Fattori di capacita portante strato 2

Factor [Nq] 1,0

Factor [Nc] 5,14

Capacitate portanta strat 2 (qb) 180,46 kN/m2

Capacitate portanta strat 1 (qt) 671,15 kN/m2

Increment capacitate portanta strat 1 387,68 kN/m2

Coeficient de poansonare (ks) 5,85

Raport (q1/q2) 8,9

======================================================




======================================================

S.C. STAR L S.R.L.

52

A2+M2+R2


======================================================

Factor [Nq] 5,84

Factor [Nc] 15,19

Factor [Ng] 3,7






======================================================




======================================================


======================================================

Factor [Nq] 5,09

Factor [Nc] 12,84

Factor [Ng] 2,61















S.C. STAR L S.R.L.

53





======================================================




======================================================


======================================================



Factor [Nq] 20,0

Factor [Nc] 31,96

Factor [Ng] 5,22


Factor [Nq] 1,0

Factor [Nc] 5,14





Raport (q1/q2) 8,9

======================================================




======================================================

S.C. STAR L S.R.L.

54

Seism


======================================================

Factor [Nq] 5,84

Factor [Nc] 15,19

Factor [Ng] 3,7






======================================================




======================================================


======================================================

Factor [Nq] 5,09

Factor [Nc] 12,84

Factor [Ng] 2,61















S.C. STAR L S.R.L.

55





======================================================




======================================================


======================================================



Factor [Nq] 20,0

Factor [Nc] 31,96

Factor [Ng] 5,22


Factor [Nq] 1,0

Factor [Nc] 5,14





Raport (q1/q2) 8,9

======================================================




======================================================

S.C. STAR L S.R.L.

56

TASARE ELASTICĂ

======================================================


Grosime strat 2,2 m

Adâncime substrat stâncos 6,0 m

Modulul Elastic 4726,805 kN/m2

Coeficientul lui Poisson 0,25

======================================================




======================================================

Tasare la centrul fundatiei 5,24 mm

======================================================




Tasare la margine 1,96 mm

======================================================

TASĂRI BURLAND SI BURBIDGE

==================================================================


Timp 10,0

Adâncime semnificativă Zi (m) 1,196

Media valorilor Nspt în interiorul Zi 10,875

Factor de forma fs 1,542

Factor strat compresibil fh 1

Factor timp ft 1,405

Indice de compresibilitate 0,06

Tasare 5,244 mm

==================================================================

S.C. STAR L S.R.L.

57


=================================================================================

Svo: Presiune totală de confinare; S'vo: Presiune efectivă de confinare; T: Tensiune tangentială ciclică; R: Rezistentă teren la lichefiere; Fs: Coeficient de sigurantă


(m)

Nspt Nspt' Svo

(kN/m2)

S'vo

(kN/m2)

T R Fs Conditie:


bil


bil


bil


bil

2,2

0,6

1,6

0,6

1,8

1,1

0,3

-5,70

0,40

2,2

0

2,42 kN/m2

4,84 kN/m2

7,27 kN/m2

9,69 kN/m2

BULBI DE TENSIUNE VARIANTA PERNA BALAST 0,5 m

DIAGRAMA PRESIUNE ADMISIBILA – ADANCIME VARIANTA DE ÎNCĂRCARE 100 kPa CU PERNĂ BALAST

DIAGRAMA PRESIUNE ADMISIBILA – LĂȚIME FUNDAȚIE VARIANTA DE ÎNCĂRCARE 100 kPa CU PERNĂ BALAST

S.C. STAR L S.R.L.

58

ANALIZA STABILITAȚII TALUZULUI

Introducere în analiza stabilității

Rezolvarea problemei stabilității necesită luarea în considerare a ecuațiilor de echilibru si a legăturilor

constitutive (ce descriu comportamentul terenului). Aceste ecuații sunt foarte complexe întrucât terenurile

sunt sisteme multifazice, care pot fi readuse la forma sistemelor monofazice numai în condiții de teren

uscat sau analiză în condiții drenate.

În cea mai mare parte a cazurilor avem de-a face cu un material care, dacă este saturat este cel Putin

bifazic, ceea ce îngreunează utilizarea ecuațiilor de echilibru. Este practic imposibilă definirea unei legi

constitutive cu valabilitate generală întrucât terenurile prezintă un comportament non-linear cu mici

deformații, sunt anizotrope iar comportamentul lor depinde atât de efortul deviator cât si de cel normal.

Din cauza acestor dificultăți se introduc ipotezele simplificate:

(a) Se folosesc legi constitutive simplificate (modelul rigid perfect plastic).

Se presupune că rezistenta materialului este exprimată numai prin parametrii coeziune (c) si prin unghiul de

frecare internă (j), constante pentru teren, si caracteristici stării plastice. Deci se presupune valid criteriul

de cedare Mohr-Coulomb.

(b) În unele cazuri sunt satisfăcute numai parțial ecuațiile de echilibru.

Metoda echilibrului limită (LEM)

Metoda echilibrului limită constă în studiul echilibrului unui corp rigid, constituit din taluz si dintr-o

suprafață de alunecare de formă oarecare (linie dreaptă, arc de cerc, spirală logaritmică), de la acest tip de

echilibru se calculează tensiunile la forfecare (t) si se compară cu rezistenta disponibilă (tf), calculată

conform criteriului de cedare Coulomb; din această comparație ia naștere prima indicație asupra stabilității

prin factorul de siguranță F = tf / t.

Dintre metodele de echilibru limită unele iau în considerare echilibrul global al corpului rigid (Culman),

altele, din cauza neomogeniitătii, divid corpul în fâșii considerând echilibrul fiecăreia (Fellenius, Bishop,

Janbu, etc.).

Mai jos sunt discutate metodele echilibrului limită a fâșiilor.

Reprezentarea unei secțiuni de calcul a unui taluz

Metoda fâșiilor

Masa supusă alunecării este divizată într-un număr convenabil de fâșii. Dacă numărul acestora este egal cu

n, problema prezintă următoarele necunoscute:

S.C. STAR L S.R.L.

59

• n valori ale forțelor normale Ni care acționează asupra bazei fiecărei fâșii;

• n valori ale forțelor de forfecare la baza fâșiei Ti;

• (n-1) forte normale Ei care acționează pe interfața fâșiilor;

• (n-1) forte tangențiale Xi care acționează pe interfața fâșiilor;

• n valori ale coordonatei “a” care identifică punctul de

aplicare a Ei;

• (n-1) valori ale coordonatei care identifică punctul de aplicare a Xi;

• necunoscută constituită din factorul de siguranță F.

În total sunt (6n-2) necunoscute.

în timp ce ecuațiile disponibile sunt:

• ecuații de echilibru ale momentelor n

• ecuații de echilibru la deplasare verticală n

• ecuații de echilibru la deplasare orizontală n

• ecuații care se referă la criteriul de cedare n

Numărul total de ecuații 4n

Problema este static nedeterminată iar gradul de nedeterminare este de

i = (6n-2)-(4n) = 2n-2.

Gradul de nedeterminare se reduce ulterior cu (n-2) întrucât se presupune că:

Ni este aplicat în punctul mediu al fâșiei, echivalent cu a presupune că tensiunile normale totale sunt

uniform distribuite.

Diversele metode care se bazează pe teoria echilibrului limită se diferențiază prin modul în care se elimină

(n-2) nedeterminate.

Metoda FELLENIUS(1927)

Cu această metodă (validă numai pentru suprafețe de alunecare de formă circulară) nu se iau în

considerare forțele dintre fâșii astfel încât necunoscutele se reduc la:

• n valori ale forțelor normale Ni;

• n valori ale forțelor de forfecare Ti;

• 1 factor de siguranță.

Necunoscutele (2n+1)

Ecuațiile disponibile sunt:

• n ecuații de echilibru la deplasare verticală;

• n ecuații care se referă la criteriul de cedare;

• ecuație de echilibru a momentelor globale.

S.C. STAR L S.R.L.

60

{ }i

ii

αϕα

sinW

tan )lu- cos(W +lc =F

i

iiiii

×Σ××××Σ

Această ecuație este simplu de rezolvat dar s-a observat că oferă rezultate conservatoare (factori de

siguranță mici), mai ales pentru suprafețele adânci sau la creșterea presiunii neutrale.

ANALIZA ACTIUNII SEISMICE

La verificările la Stări Limită Ultime stabilitatea taluzurilor, ținând cont de acțiunea seismică, este

realizată cu metoda pseudo-statică. Pentru terenurile sub acțiunea sarcinii ciclice ce pot dezvolta

presiuni interstițiale ridicate este considerată o creștere în procente a presiunilor neutrale care tine

cont de acest factor de pierdere de rezistentă.

La finalul analizei acțiunii seismice, la verificările la stări limită ultime, sunt considerate următoarele

forte statice echivalente:

WKF

WKF

yV

hH

=

=

În care:

• FH si FV respectiv componenta orizontală si componenta verticală a forței de inerție

aplicată în baricentrul fâșiei;

• W: greutatea fâșiei

• Kh: Coeficient seismic orizontal

• Kv: Coeficient seismic vertical

Căutarea suprafeței de alunecare critice

Pentru mediile omogene nu avem la dispoziție metode pentru identificarea suprafeței de alunecare critice

fiind necesară examinarea un număr ridicat de suprafețe potențiale. În cazul în care sunt considerate

suprafețe de formă circulară, căutarea devine mai simplă, după poziționarea rețelei de centri de m rânduri

si n coloane vor fi verificate toate suprafețele care au ca si centru nodul generic al rețelei centrilor m´n si

raza variabilă într-un interval de valori determinat astfel încât sa verifice suprafețele cinematic admisibile.

S.C. STAR L S.R.L.

61

Analiza de stabilitate a taluzurilor cu: FELLENIUS (1936) ======================================================================== Calcul conform EC7: SR EN 1997-1 Anexa A Număr de strate 4,0 Numărul fâșiilor 10,0 Nivel de siguranță acceptabil 1,3 Coeficient rezistentă parțială 1,0 Parametrii geotehnici de folosit. Unghi de frecare: Maxim Analiză Stare drenată Suprafață circulară ======================================================================== Rețea de centri ======================================================================== Abscisă nod stâng inferior xi 8,73 m Ordonată nod stâng inferior yi 143,99 m Abscisă nod drept superior xs 50,1 m Ordonată nod drept superior ys 157,66 m Interval de căutare 10,0 Număr de celule pe axa x 10,0 Număr de celule pe axa y 10,0 ======================================================================== Seism ======================================================================== Coeficient seismic orizontal 0,15 Coeficient seismic vertical 0,075 ======================================================================== Noduri profil

Nr X (m)

y (m)

1 0,0 148,86 2 3,29 149,47 3 8,46 150,4 4 11,14 150,73 5 21,59 152,04 6 22,03 152,1 7 26,47 153,19 8 29,73 153,09 9 36,38 152,62

10 41,85 152,37 11 45,54 152,37 12 50,83 151,89 13 52,18 151,7 14 55,85 151,48

S.C. STAR L S.R.L.

62

Pânză freatică Nr. X

(m) y (m)

1 55,85 146,01 2 26,47 147,02 3 -0,58 142,97

Noduri strat.......1 N X

(m) y

(m) 1 0,0 148,22 2 3,29 148,76 3 11,14 150,13 4 21,59 151,43 5 22,03 151,42 6 26,47 152,59 7 29,73 152,48 8 36,38 152,05 9 41,85 151,77

10 45,54 151,67 11 50,83 151,43 12 52,18 151,31 13 55,85 150,96


(m) y

(m) 1 0,0 144,17 2 21,59 147,23 3 26,47 148,58 4 41,67 147,77 5 55,85 147,22


(m) y

(m) 1 0,0 143,4 2 3,29 143,77 3 21,59 146,49 4 22,03 146,49 5 26,47 147,49 6 41,85 146,67 7 55,85 146,23

Coeficienți parțiali acțiuni ======================================================================== Defavorabile: Permanente, variabile 1,0 1,0 Favorabile: Permanente, variabile 1,0 1,0 ========================================================================

S.C. STAR L S.R.L.

63

Coeficienți parțiali pentru parametrii geotehnici ai terenului ======================================================================== Tangent unghiului de frecare internă 1,25 Coeziune efectivă 1,25 Coeziune nedrenată 1,4 Reducere parametrii geotehnici teren Da ======================================================================= = Stratigrafie

Strat Coeziune (kg/cm2)

Coeziune nedrenată (kg/cm2)

Unghi de frecare internă

(°)

Greutate Volumică (Kg/m3)

Greutate specifică saturată (Kg/m3)

Litologie

1 27.89 1360 1828 sol vegetal 2 29.52 1716 1844 argilă

nisipoasă 3 72.57 1952 2148 argile

prăfoase 4 31.38 1513 1922 nisip argilos

slab consolidat

gălbui

Sarcini distribuite

N° xi (m)

yi (m)

xf (m)

yf (m)

Sarcină externă (kg/cm2)

1 0 0 0 0 0 2 31,1 153,02 31,1 153,02 1,02

Rezultate analiză taluz [A2+M2+R2] ======================================================================== Fs minim identificat 1,65 Abscisă centru suprafață 12,86 m Ordonată centru suprafață 156,3 m Rază suprafață 5,83 m ======================================================================== xc = 12,864 yc = 156,296 Rc = 5,834 Fs=1,654 -------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- Nr. B Alfa Li Wi Kh•Wi Kv•Wi c Fi Ui N'i Ti m (°) m (Kg) (Kg) (Kg) (kg/cm2) (°) (Kg) (Kg) (Kg) -------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 1 0,48 -14,9 0,5 64,82 9,72 4,86 0,0 22,9 0,0 69,8 -7,3 2 0,48 -10,1 0,49 173,3 26,0 13,0 0,0 22,9 0,0 188,0 -4,7 3 0,48 -5,3 0,48 254,74 38,21 19,11 0,0 22,9 0,0 276,2 14,4 4 0,48 -0,6 0,48 310,07 46,51 23,26 0,0 22,9 0,0 333,8 43,3 5 0,48 4,1 0,48 339,59 50,94 25,47 0,0 22,9 0,0 360,4 75,2 6 0,48 8,9 0,49 343,13 51,47 25,74 0,0 22,9 0,0 356,5 103,7 7 0,48 13,7 0,49 319,94 47,99 24,0 0,0 22,9 0,0 322,8 122,3 8 0,48 18,6 0,51 268,62 40,29 20,15 0,0 22,9 0,0 260,9 123,8 9 0,48 23,6 0,52 186,99 28,05 14,02 0,0 22,9 0,0 172,9 100,7 10 0,48 28,9 0,55 71,77 10,77 5,38 0,0 22,9 0,0 62,3 44,1

W.T. 1 (A)

(8,7,144,0) (50,1,144,0)

(8,7,157,7) (50,1,157,7)

STABILITATE TALUZ

xc=12,86 yc=156,30 Rc=5,83 Fs=1,65

139,00

143,00

147,00

151,00

155,00

159,00

1,0

2 k

g/c

m2

sol vegetalsol vegetalg=1360Kg/m3gs=1828 Kg/m3Fi=27.89°c= kg/cm2argilã nisipoasãargilã nisipoasãg=1716Kg/m3gs=1844 Kg/m3Fi=°c=29.52 kg/cm2argile prãfoaseargile prãfoaseg=1952Kg/m3gs=2148 Kg/m3Fi=°c=72.57 kg/cm2nisip argilos slab consolidat galbuinisip argilos slab consolidat galbuig=1513Kg/m3gs=1922 Kg/m3Fi=31.38°c= kg/cm2

Documents

STUDIU GEOTEHNIC SI DE STABILITATE A TALUZ ULUIprimariadorohoi.ro/files/2018/URBANISM/PUZ AMARIE TERINCA/9_STUDIU... · (normativul NP 074 / 2014 tabelul A 1.4). RISC GEOTEHNIC PUNCTAJ