................................................................................................................................... 13Bariere pentru stânci
................................................................................................................................... 19SMC (Soil material Classification)
Alunecare de-a lungul unui planù 23
Contact 29
PREMIZE
Desi acestui program i s-a acordat cea mai mare atentie si grija pentru procedurilede calcul si pregatirea documentelor de raport, nu este posibil sa se asigureacuratetea si caracterul complet al acestora, precum nici conformitatea acestora cureglementarile si standardele în vigoare.Lipsa de competente specifice a utilizatorului programului poate duce la calcule sirezultatele eronate. Este responsabilitatea utilizatorului sa se asigure cainterpretarile derivate din utilizarea acestui softwaresunt corecte si actualizate, iar utilizatorul este singurul responsabil legal pentrurezultatele si rapoartele semnate.
Colectie software suport pentru profesionistii din sectorul geologic si geotehnic.
Blocuri
Blocuri
Aceste verificãri au fost realizate în ipoteza de echilibru limitã si în particular referindu-se laformularea de mai jos, care presupune prezenta împingerii hidrostatice, în fractura ce delimiteazãamonte volumul de rocã, si prezenta fortei seismice.Mai jos sunt descrise semnificatiile parametrilor si a mãrimilor ce intervin în scrierea ecuatiilor utilizatepentru rezolvarea problemei:
= Înclinatie rezultantã ancoraj = Unghi de frecare de bazã a discontinuitãtilor
Sw= Împingerea apei pe discontinuitatea amonte
xg = Abscisã baricentru bloc
yg = Ordonatã baricentru bloc
x t = Abscisã punct de aplicatie rezultantã ancoraj
yt = Ordonatã punct de aplicatie rezultantã ancoraj
yw= Ordinata punto di applicazione spinta acqua
w= Greutatea volumicã a apei
Hw= Înãltimea apei în fisura de tensiune
JRC= Parametru adimensional reprezentativ al rugozitãtii
JCS= Indicã rezistenta la compresiune a fisurii
n = Tensiunea normalã la baza blocului
Scriind ecuatiile de echilibru si luând pentru rezistenta la forfecare pe discontinuitatea de bazã relatiaMohr-Coulomb, cu indicatiile de mai sus, putem ajunge la relatiile care exprimã factorul de sigurantã laalunecare, forta externã stabilizantã necesarã pentru a asigura o valoare asignatã a factorului desigurantã la alunecare, factorul de sigurantã la rãsturnare.
1a) Fatctor de sigurantã la alunecare
2a) Forta externã stabilizantã necesarã pentru asigurarea unui factor de sigurantã laalunecare (Fs) asignat.
3a) Factor de sigurantã la rãsturnare
Come già precisato nelle verifiche, tenuto conto nel particolare contesto in cui si colloca l’intervento,si è ritenuto opportuno assumere, cautelativamente, condizioni che in generale risultano sicuramentegravose (frattura di monte completamente riempita d’acqua, presenza di forza dovuta ad azionisismiche), ma che non è opportuno escludere.La procedura utilizza una fase preliminare di progetto sviluppata imponendo un assegnato valore alfattore di sicurezza allo scorrimento e calcolando il valore totale della forza esterna necessaria. Calcolato lo sforzo nel tirante di progetto viene definito il numero di tiranti e stabilita la posizione deglistessi.A questo punto, riferendosi alla configurazione finale di progetto, sono di nuovo calcolati i fattori di
sicurezza allo scorrimento ed al ribaltamento. Per il calcolo dello sforzo nel tirante di progetto si è seguita la procedura di seguito riportata.Riferendosi alla seguente notazione:
D= Diametro della fondazione
lf= Lunghezza della fondazione
= Peso unità di volume della roccia di ancoraggio
K= Coefficiente funzione dell'angolo di attrito roccia di ancoraggio
t= Profondità media tirante
d= Diametro del tirante
ys= Tensione corrispondente al limite elastico convenzionale dell'acciaio
c0= Tensione tangenziale ammissibile per elementi non armati a taglio
Procedura foloseste o fazã preliminarã de proiect dezvoltatã impunând o valoare asignatã factoruluide sigurantã la alunecare si calculând valoarea totalã a fortei externe necesare.O datã calculat efortul în ancorajul de proiect este definit numãrul de ancoraje si stabilitã pozitiaacestora.În acest punct, referindu-se la configuratia finalã a priectului, sunt din nou calculati factorii desigurantã la alunecare si rãsturnare.Pentru calculul efortului în ancorajul de proiect s-a urmãrit procedura de mai jos.Se face referire la urmãtoarele notatii:
D= Diametrul fundatiei
lf= Lungimea fundatiei
= Greutatea volumicã a rocii de ancoraj
K= Coeficient functie de unghiul de frecare rocã de ancoraj
t= Adâncime medie ancoraj
d= Diametru ancoraj
ys= Tensiune corespunzãtoare limitei elastice conventionale a otelului
c0= Tensiune tangentialã admisibilã pentru elemente nearmate la forfecare
Se calculeazã eforturile furnizate de urmãtoarele relatii:
1b) Tesiune limitã ultimã ancoraj în terenuri necoezive
2b) Aderenta otel - beton
ad =3 c0
3b) Resistentã armãturã
Se presupune ca Efort de Proiect:
minimul dintre eforturile Nfu, Nad e Nyf care este aplicat un factor de sigurantã f
Metoda lui Taylor permite calcularea pentru anumite valori a unghiului de rezistentã la forfecare si deînclinatie a taluzului, înãltimea criticã, Hc, pentru un cerc de rupturã trecând prin piciorul taluzului.
Hc = (c/(gamma))*Ns
fiind indicat cu:
Ns Factor de stabilitatec Coeziunegamma Greutate volumicã
Ns a fost calculat din diagrama lui Taylor
Verificarea a fost efectuatã cu formula: Fs = Ns * c / (gamma * Hc)
Puturi
Puturi
Program puturi încercãri de drenaj
ÎNCERCÃRILE DE DRENAJ sunt utilizate pentru a calcula proprietãtile hidraulice ale unui acvifer freaticsau artezian care sunt definite ca transmisivitate si coeficien de înmagazinare.Transmisivitatea T defineste printr-o valoare - parametru conditiile permeabilitãtii verticale a coloaneilotologice-stratigrafice si este definitã ca produs al grosimii acviferului si permeabilitatea materialelorconstitutive ale acviferului.
Coeficientul de înmagazinare CI este volumul de apã care poate fi disponibil într-un acvifer si eliberatsub influenta gravitãtii de acest acvifer.Acesta este dependent de tipul de pânza de apã (freaticã sau artezianã), de permeabilitateamediului.
Pentru pânze freatice CI = 30 - 40 % pentru aluviuni nisipoase cu pietris si uneori prãfoase.Pentru pânze arteziene în presiune CI este foarte scãzut = 10-3 - 10-6
Probele de curgere pot fi realizate pe puturi singulare sau puturi cu piezometre radiale.Datele probelor de curgere sunt reprezentate în general pe grafice la scarã logaritmicã si servescpentru a defini proprietãtile hidraulice si hidrogeologia subteranã a unui acvifer.
Scurgere maximã drenatã (l/sec) = 45 l/secNivel static de la niv. solului = 5 m (cota stabilã a pânzei)Nivel dinamic de la niv. solului = 11 m (cota dinamicã la curgere)Grosimea acviferului = 10 m
Date de iesire:Transmisivitate (mp/sec) = 0,0107142900Permeabilitate (m/sec) = 0,0010714290
PUT ÎN PÂNZÃ FREATICÃ CU DOUÃ PIEZOMETRE
Date de intrare:
Scurgere maximã drenatã (l/sec) = 2,5 l/secNivel piezometru N. 1 =0,80 mNivel piezometru N. 2 = 0,25 mDistanta Put-Piezometru1 = 9 mDistanta Put-Piezometru2 = 18 mGrosimea acviferului = 10 m
Date de iesire:Transmisivitate (mp/sec) = 0,0005289029Permeabilitate (m/sec) = 0,0000528903
Lungimea fundatiei este maximul dintre:Lungimea necesarã pentru a garanta echilibrul dintre efortul aplicat ancorajului si rezistenta lateralã aterenului. Lungimea necesarã pentru a garanta aderenta mortar terenPentru echilibru între sarcina aplicatã si rezistenta terenului, se poate scrie:
Lf = Nfu/ (π·D·τmedia)
τmedia= γ·t·Ks·tg(δ) + ca
Nfu= Ne·Fs
Nfu Efort normal ultim al terenului de fundare
Ne Tensiunea proiectului
Fs Factor de sigurantã la tensiunea ultimã a ancorajului D Diametrul fundatiei
Împingerea activã în conditii seismice se calculeazã dupã teoria Mononobe & Okabe (1926-1929) pebaza unei analize pseudo-statice ca extensie a teoriei lui Coulomb pentru un teren nesaturat înabsenta coeziunii.Pe lângã fortele existente în conditii statice, asupra panei de rupturã actioneazã fortele pseudo-statice orizontale si verticale, legate de masa panei acceleratiilor ah = khg si av = kvg.
Datele cerute pentru determinarea împingerii si a dimensiunii panei de rupturã fatã de orizontalã sunt:
- H înãltimea peretelui;- g greutatea volumicã;- f unghi de rezistentã la forfecare;- q unghi de înclinatiea al fetei interne fatã de verticalã;- d unghi de frecare teren-zid;- kh si kv coeficienti seismici orizontal si vertical.
Pãmânturi armate
Ziduri din pãmânt armat
Zidurile din pãmânt armat folosesc tehnica de a pune ranforsãri, constituite în principal din bare, fâsii metalice, foliide geotextile sau geogrile, în pãmântul de umplere cu care se realizeazã zidul.Pãmântul de umplere este constituit de obicei din materiale granulare iar ranforsãrile, fie cã sunt bare, fâsii metalicesau folii de geotextile, sunt legate de învelis sau fac parte din acesta, ca si în cazul geogrilelor care de obicei suntîmpãturate pentru a constitui învelisul. Acesta este important pentru cã, pe lângã faptul cã reprezintã un element deimpact vizual mai mult sau mai putin plãcut, acesta constituie un impediment pentru eroziunea ranforsãrilor.Proiectul unui pãmânt armat pleacã de la consideratia cã ranforsãrile trebuie sã reziste la împingere activã a luiRankine sau Coulomb prin intermediul rezistentei care se dezvoltã la o adâncime z de la terasament prin prezentafrecãrii dintre renforsare si teren si prin prezenta presiunii verticale z care actioneazã pe aceasta.Se presupune cã tensiunile de întindere/tractiune induse asupra ranforsãrii prin efectul împingerii actioneazã pânãdincolo de extensia penei de rupturã.Pe fiecare fâsie i va actiona un efort de tractione/întindere egal cu
Ti = Ac qi
unde:Ac = aria fâsiei, calculul este referit la un metru adâncime tinând cont de spatiul s dintre ranforsãri (bare sau fâsii
qi = presiunea lateralã indusã de împingere si de eventuale suprasarcini pe terasament.
Evident trebuie verificatã urmãtoarea egalitate:
cu Pah împingerea activã orizontalã.
Lungimea Le ranforsãrilor, de calculat pe lângã dimensiunea penei corespunzãtoare fiecãrei ranforsãri, va fi în asa fel
încât se va dezvolta o rezistentã la frecare F, egalã cu Ti.
Aceastã lungime depinde de coeficientul de frecare f = tang dintre sol si ranforsare, cu cota unghiului de rezistentãla forfecare a terenului.Pentru fâsiile metalice si foliile de geotextile rezistenta se dezvoltã pe cele douã fete la contactul cu terenul, în timp cepentru bare pe suprafata lateralã, iar aceasta este egalã cu presiunea normalã pe ranforsare z multiplicatã cucoeficientul de frecare f . Vom avea:
Pentru fâsii Fr = 2( z) tang b×Le) Ti
Pentru bare Fr = D( z) tang (Le) Ti
Pentru folii Fr = 2( z) tang 1×Le) Ti
Unde b reprezintã lãtimea fâsiilor metalice de grosime t, în timp ce D este diametrul barelor.În general cu s este notatã distanta dintre fâsii sau bare metalice iar calculul este efectuat pentru numãrul de baresau fâsii care se încadreazã într-un metru.Din conditia de egalitate cu Ti se determinã lungimea Le, efectivã la smulgerea ranforsãrii, eventual incrementatã cu
un coeficient de sigurantã Fs.Pentru fiecare tipologie de ranforsare, o datã determinat efortul de treaciune/întindere, este efectuatã verificarea latensiunea maximã de tractiune care nu trebuie sã depãseascã valoarea admisibilã sau ultimã de rezistentã amaterialului din care este constituitã ranforsarea. În cazul depãsirii acestei valori, va trebui incrementatã sectiunearanforsãrii sau rezistenta acesteia si repetat calculul.Lungimea totalã L0, necesarã pentru a depãsi pana de rupturã si pentru a dezvolta rezistenta la frecare, va fi datã de:
L0 = Lr + Le
Cu Lr lãtimea penei de împingere activã, calculatã, în general, în functie de prima ranforsare, unde dimensiunea penei
este cea mai mare.Acum sunt efectuate verificãrile de rupturã pentru sarcina limitã a terenului de fundare pe care se pãmântul armat,precum si verificarea la alunecare de-a lungul bazei.
Calcularea sarcinii limitã pentru fundatii de suprafatã si a coeficientului de subzidãrie cu metodele:
Terzaghi MeyerhofHansenEurocod 7
Calcul piloti
Calcul piloti de fundatie
Calcul metric piloti de fundatie, programul este foarte detaliat în efectuarea calculului. Prevedecercuri de rigidizare si etrier cu pas variabil, segmente fãrã etriere, etc.
Clasificarea solurilor
Clasificarea solurilor
Ordonanta 3274 din 20/03/03 a Presedintelui Consiliului Ministrilor (Italia) a introdus noua normativãtehnicã în privinta proiectãrii antiseismice.Dintre noutãtile importante relative metodologiilor de calcul a structurilor a fost introdusã folosireacoeficientilor pentru determinarea spectrului elastic de rãspuns care depind de clasificarea solurilor,pentru definirea actiunii seismice de proiect, în 5 categorii principale (de la A la E) la care se adaugãalte 2 (S1 si S2 pentru care se cer studii speciale pentru definirea actiunii seismice de considerat),diferentiate pe baza parametrului Vs30, a NSPT sau cu (tabelul 1).
TIP DE TEREN PROFIL STRATIGRAFIC PARAMETRIIVs30m/s NSPT cu kPa
AFormationi litoide sau solurifoarte rigide
> 800
B Depozite de nisip si pietriscu îndesare ridicatã…
< 800 > 360
> 50 > 250
C Depozite de nisip si pietriscu îndesare medie…
< 360 > 180
< 50> 15
< 250> 70
D Depozite de terenurigranulare de la afânate...
< 180 < 15 < 70
E Profiluri de teren constituite din strate superficiale…
tabelul 1: categoria solurilor de fundare (O.PC.M. 3274; D.M. 14.09.05); cu evidentierea parametruluiVs30
Parametrul Vs30 reprezintã viteza medie de propagare a undelor S în 30 de m adâncime (sub planul defundare) si este calculat cu ajutorul urmãtoarei expresii:
Vs30=30/Σi=1,N h1/V1
unde h1 si V1 indicã grosimea în metri respectiv viteza undelor de forfecare (pentru deformãri deforfecare γ<10-6) a stratului i dintr-un total de N straturi prezente in cei 30 de metri.
Programul efectueazã clasificarea pe baza Vs30 introdus.
Calculul Kh
KH
Pentru analiza pilotilor supusi fortelor orizontale si în verificare la încovoiere trebuie cunoscutcoeficientul de reactiune orizontalã.În programul urmãtor modulul este determinat de formula lui Chiarugi Maia conform cãreia Kh sedeterminã în functie de: modulul edometric, modulul elastic al pilotului, diametrul pilotului, coeficientullui Poisson.
Metoda Chiarugi Maia
kh = Edom / (D * (1 - Ni * Ni)) * (((Edom * D * D * D * D) / (Ep * j)) ^ (1 / 12))
Edom: Modulul edometric Ni: Coeficientul lui PoissonEp: Modulul elastic al sectiunii, dacã din beton armat {Ep= 18000 * Sqr(Rck)}D: Diametrul pilotuluiJ: Momentul de inertie al sectiune dacã este circularã {j = pi * D ^ 4 / 64}
Module elastice în kg/cm²; lungimi în cm
Dacã variazã cu adâncimea în mod liniar (terenuri normal consolidate)
kh = kh * z / D
z: Adâncimea (calculatã la jumãtatea stratului)
Bariere pentru stânci
Bariere pentru blocarea cãderilor de stânci, rigide sau elastice
Barierele pentru stânci cu retea sunt, în general, compuse dintr-o structurã de interceptare, ostructurã de sustinere, o structurã de legãturã si o structurã de fundatie.Acest bariere se împart în douã categorii:
1. bariere cu deformabilitate limitatã (rigide), proiectate pentru a opri stânca în spatii reduse;2. bariere cu deformabilitate crescutã (flexibile), proiectate pentru a opri stâncile cu energii
ridicate
Barierele cu retea oferã un impact ambiental limitat, cu o invadare limitatã a ambientului în faza delucrãri, rapiditate de executie a lucrãrii, posibilitatea de amplasare a barierei la orice înãltime, oscãdere considerabilã a riscului la amplasarea pe mai multe rânduri, adaptare la profilul terenului,întretinere facilã.
Lucrarea de apãrare trebuie sã fie în mãsurã sã reziste impactului si sã disipeze energia cineticã ablocului.
1) Bariere cu deformabilitate limitatãÎn cea mai mare parte a cazurilor stânca loveste reteaua care, deformându-se, disipeazã energiacineticã a impactului.Energia disipatã se poate calcula folosind urmãtoarea relatie:
f
2f
d N L
Al A M 2
1
kgcm E 1
unde:M = modulul elastic al corzilor, în general luat ca 220.000 kg/cmq;Af (cm2) = p x (Df / 2)2, aria transversalã a corzilor;Df (cm) = diametrul corzilor;Al (cm) = (ap / 100) x L, alungirea maximã a corzilor;ap (%) = alungirea maximã a coardei, de obicei egalã cu 8;L (cm) = lungimea totalã a unei coarde; Nf = numãr de corzi implicate în impact;
2) Bariere cu deformabilitate ridicatãCând energia disipabilã de retea este mai micã decât cea prevãzutã pentru impactul cel mai violent (Ed < Ecmax), se utilizeazã barierele elastice în care intrã în functiune disipatorii de energie. Undisipator constã dintr-un nod de coardã de otel închis într-un bloc de frictiune. Când are loc impactuldintre stâncã si retea, nodul tinde sã alunece în interiorul blocului de frictiune, disipând prin frecare ofractiune din energia cineticã a stânci de impact.Energia dispersatã de disipatori este datã de formula:
dc
dcmaxf
N L
E - E kgcm E 2
unde:Ecmax – Ed = fractiune din energia cineticã nedisipatã de deformarea retelei;Lc = lungimea nodului, în general 90 cm;Nd = numãr de disipatori care intrã în functiune.
Presiunea exercitatã de blocuri în strãngre este datã de:
unde: Ca (cm) = coeficientul de frecare otel-otel, egal cu 0,2;Sc (cm2) = suprfata de contact coardã-bloc, egalã cu [2 / 3 (p Df) – (0,2 x 0,2)] x ll (cm) = lungimea de contact coardã-bloc.
3) Impactul este absorbit de contrafiseDacã stânca face impact o contrafisã de otel care sustine reteaua, trebuie verificatã cantitatea deenergie care poate fi disipatã în impact si necesitatea eventualelor ancoraje.Energia cineticã disipatã este datã de:
Ja Ma 3
H F
2
1 kgcm E 4
32
dp
unde:F (kg) = Mra x Sa / H, forta maximã absorbitã de contrafisã în faza elasticã;Mra (cm3) = modulul de rezistentã al otelului;Sa (kg/cm2) = rezistenta la întindere a otelului;H (cm) = înãltimea suprateranã a contrafisei;Ma (kg/cm2) = modulul elastic al otelului;Ja (cm4) = momentul de inertie al otelului.
Deformatia corespondentã maximã a otelului este datã de:
Ja Ma 3
H F cm D 4
3
max
În cazul în care deformarea contrafiselor rãmâne în fazã elasticã, energia cineticã absorbitã deancoraje este datã de:
a
2efff
da N H
D A M 2
1
kgcm E 4
unde:Mf (kg/cm2) = modulul elastic al coardei;Def (cm) = Dmax/cos2q, alungirea coardei relativã maximei deformãri elastice a
contrafisei;q (°) = Unghiul dintre ancoraj si contrafisã;Na = numãrul de ancoraje solicitate.
Dacã este luatã în considerare deformarea maximã care poate fi absorbitã de corzi se obtine:
a
2efmaxff
da N H
D A M 2
1
kgcm E 4
unde:Defmax (cm) = (Almax/100) x Lt, alungirea maximã suportabilã de coarda de otel;Almax (%) = alungirea procentualã maximã a coardei;Lt (cm) = lungimea totalã a coardei.
Taluzuri si ziduri pentru blocarea cãderilor de stânci
Braierele pentru blocuri de stânci din pãmânt armat, cu structurã trapezoidalã, constituite din materialgrosier eventual armate cu geogrile, servesc pentru a proteja infrastructuri cu extindere notabilã,având în vedere faptul cã dezvoltarea longitudinalã a lucrãrii poate depãsii 100 de m, cu înãltimi de 6,8 m si lãtimi de 10, 12 m la bazã si 4, 5 m la vârf.În completarea lucrãrii, în zona amonte imediatã, un sant, o sãpãturã modelatã, care serveste pentrua încetini blocurile de roci în cãdere si pentru a le aduna. Zidurile rigide, folosite pentru a crea un
obstacol pentru stânci de pânã la 2m3 sunt dimensionate ca un zid de greutate supus actiuniidinamice a stâncii. În general si acestea au un sant amonte.Existã si structuri mixte în care taluzul este sustinut amonte de un zid sau o gabionadã.
În cazul taluzurilor, adâncimea de penetrare poate fi calculatã cu urmãtoarea formulã a lui Kar (1979).Se calculeazã mai întâi variabila Z cu formula:
1,25
2,31
1,25
a
m
1000
V
d
P
E
EN
s
27183 Z5
unde: s (kPa) = rezistenta la compresiunea simplã a structurii;;N = factor de formã egal cu 1 pentru stânci ascutite sau cu 0,72 pentru stânci cu
formã platã;Em (kPa) = modulul de elasticitate al stâncii;Ea (kPa) = modulul de elasticitate al structurii (folositi modulul de elasticitate al otelului);P (kg) = greutatea stâncii;d (m) = diametrul maxim al stâncii;V (m/s) = viteza de impact a stâncii.
Se calculeazã adâncimea de penetrare folosind:
2 d
z se Z d 2 cm z 6
2 d
z se 1 Z d cm z 7
Având în vedere faptul cã sunt posibile ambele solutii, se procedeazã luând în considerare valoareacea mai mare si verificând satisfacrea conditiei z/d, altfel se va lua ca rezultat cealaltã valoarecalculatã a lui z.
În cazul unei structuri din zidãrie sau din beton, se foloseste:
1,8
2,8
1,25
a
m
1000
V
d
P
E
EN
s
120328 Z8
Forta de impact a unei stânci asupra unei structuri poate fi calculatã plecând de la experientele luiMcCarty & Carden (1962), Karr (1979), Knight (1980):
unde: m (kgf) = masa blocului stâncos egalã cu P/g;g (m/s2) = accelerati gravitationalã;T (s) = durata impactului.
Valoarea lui T este datã de:
V
z 33,35 T 10
unde z este dat în m iar V în m/s.
Solicitarea maximã asupra structurii, fie aceasta un taluz sau un zid, va fi:
2
2s
d
F 1000 kg/cm 11
Uneori, amonte, taluzurile sunt sustinute de un zid din beton sau de o structurã din zidãrie, dreptpentru care în calcul se foloseste fomula 5) de mai sus. Dacã rezultã cã stânca penetreazã oadâncime mai mare decât grosimea zidului, trebuie calculatã viteza rezidualã:
1,25m
1,25r V - V m V 12 s
unde Vm (m/s) este viteza minimã necesarã pentru a traversa zidul.Vm se calculeazã luând valoarea grosimii zidului în locul parametrului z de la formula 6) sau 7),conform raportului (grosime zid/d), deci se determinã Z si se calculeazã Vm din formula 8).
Penetrarea stâncii, cu viteza rezidualã Vr, în taluz, se calculeazã cu formula 5).
Converter
Converter
Software pentru conversia unitãtilor de mãsurã, forte, presiuni, greutãti, lungimi, suprafete,volume, unghiuri, Euro si coordonate cartografice
De la Gauss-Boaga la geografice - De la geografice la Gauss-Boaga).
Note pentru transformarea coordonatelor cartografice:
Formulele implementate în program se referã la Cartografia Oficialã Italianã. Coordonatele Nord auorigine în ecuator (ca si sistemul de referintã european U.T.M.), în timp ce pentru coordonatele Estsunt valabile urmãtoarele conventii, în functie de fusul (fiecare de 6°) unde se gãseste punctul.
1) Fus I: Meridian central la 9° de meridianul Greenwich. Originea conventionalã a coordonatelorEst: 1500 km la VEST de Meridianul central.
2) Fus II: Meridian central la 15° de meridianul Greenwich. Originea conventionalã a coordonatelorEst: 2500 km la VEST de Meridianul central.
Tasãrile unei fundatii dreptunghiulare de dimensiuni BxL asezatã pe suprafata unui semispatiu elasticpot fi calculate pe baza unei ecuatii bazate pe teoria elasticitãtii (Timoshenko si Goodier (1951)):
F21s
2'
0 II1
21I
E
1BqH
(1-2)
unde:
q0 - intensitatea presiunii de contact;
B' - dimensiunea minimã a ariei de reactiune;
E si m - parametrii elastici ai terenului;
Ii - coeficientii de influentã dependenti de : L'/B', grosimea stratului H, coeficientul lui Poisson
m, adâncimea planului de fundare D.
Coeficientii I1 si I
2 se pot calcula folosind ecuatiile furnizate de Steinbrenner (1934) (V. Bowles), în
functie de raportul L'/B' si H/B, folosind B'=B/2 e L'=L/2 pentru coeficientii relativi centrului si B'=B e
L'=L pentru coeficientii relativi marginii.
Coeficientul de influentã IF derivã din ecuatiile lui Fox (1948), care aratã cã tasarea se reduce cu
adâncimea în functie de coeficientul lui Poisson si de raportul L/B.Pentru a simplifica ecuatia (1-2) se introduce coeficientul I
S:
21S I1
21II
Tasarea stratului de grosime H este:
FSS
2'
0 IIE
1BqH
Pentru o mai bunã aproximare a tasãrilor se subdivide baza de sustinere astfel încât punctul sãfie în corespondentã cu un vârf extern comun mai multor dreptunghiuri. În practicã se multiplicãcu un factor egal cu 4 pentru calculul tasãrilor la centru si cu un factor egal cu 1 pentrutasãrile la margine. În calculul tasãrilor se considerã o adâncime a bulbului tensiunilor egalã cu5B, dacã substratul este stâncossi se aflã la o adâncime mare. Este considerat substratstâncos stratul care are o valoare a E egalã cu de 10 ori cea a stratului de deasupra sa.Modulul elastic pentru terenuri stratificate este calculat ca medie ponderatã a modulelor
Tasarea verticalã a fost calculatãcu metoda Davis-Poulos, conform cãreia pilotul esteconsiderat rigid (nedeformabil) imers într-un mediu elastic, semispatiu sau strat cu grosimedefinitã.Se presupune cã interactiunea pilot-teren este constantã pe segmente de-a lungul a nsuprafete cilindrice în care este divizatã suprafata lateralã a pilotului.Tasarea suprafetei generice i datoratã încãrcãrii transmise de pilot de-a lungul suprafetei jpoatefi exprimatã:
j,ij
j,i IBE
W
având indicat cu:
j =
Incrementul de tensiune relativ punctului mediu al fâsiei.
E = Modulul elastic al terenului.B = Diametrul pilotului.Ii ,j = Coeficientul de influentã.
Tasarea totalã se obtine însumând Wi,j
pentru toate cele j suprafete.
SMC (Soil material Classification)
Un terreno è un aggregato naturale di grani minerali che possono essere allontanati con una sempliceagitazione meccanica o con una agitazione in acqua. I termini più frequenti per descrivere un terreno sono: ghiaia, sabbia, limo, argilla.Allo stato naturale i terreni sono costituiti da una miscela di due o più di questi costituenti. Le ghiaiee le sabbie sono conosciute come terreni a grana grossa, i limi e le argille come terreni a grana fine.Un'altra distinzione che si può fare è quella fra terreni coerenti e terreni incoerenti: i primi presentanouna resistenza non trascurabile alla trazione, quando sono asciutti, mentre perdono ogni consistenzadopo impregnazione in acqua; i secondi presentano resistenza e trazione sempre nulle.I terreni a grana grossa vengono riconosciuti basandosi principalmente sulle dimensioni dei grani; laghiaia ha grani di diametro maggiore di 2 mm, mentre la sabbia da grani di diametro compreso tra 2 e0,063 mm.Fra i terreni a grana fine sono i limi a rappresentare la parte più grossa e a possedere poca o nullaplasticità e coesione. I limi, dal punto di vista granulometrico, sono quelli compresi tra il limite inferioredelle sabbie e 0,002 mm.Le argille invece sono un aggregato di particelle minerali lamellari microscopiche e submicroscopiche,caratterizzate dalle tipiche capacità colloidali della plasticità, coesione e capacità di assorbire ioni.Distinguere un limo da un'argilla basandosi solo sulle dimensioni delle particelle non è possibile datoche le proprietà fisiche significative dei due materiali sono legate solo indirettamente alle dimensionidelle particelle stesse, perciò in posto generalmente si utilizzano altri criteri.Per poter dare una descrizione adeguata dei terreni si utilizzano alcune prove di classificazione cheportano a definire le proprietà indici.
PARTI COSTITUENTI IL TERRENOLe caratteristiche dei terreni dipendono sostanzialmente dalle fasi che li costituiscono. Infatti la
struttura di un terreno è la conseguenza di processi di interazione tra le stesse particelle e l'ambientecircostante.Le fasi (figura 1) di cui è costituito un terreno sono:
fase solida, rappresentata dalle particelle mineralifase liquida, rappresentata dall'acqua interstizialefase gassosa, rappresentata dall'aria
Figura 1 - Sezione schematica di un campione di terreno
La fase gassosa generalmente si ritiene priva di peso a differenza della fase solida e della fase liquidache sono dotate di peso. Di solito la densità dell'acqua (gw) viene assunta pari a 1 g/cm3 anche sequesto valore è corretto alla temperatura di 4°C.
GRANDEZZE INDICELe proprietà indici stabiliscono importanti caratteristiche dei terreni ed esprimono relazioni esistentitra le varie fasi e i rispettivi pesi e volumi.
Proprietà indici fondamentali sono le seguenti:
– Indice dei vuoti e = volume dei vuoti riferito al volume della fase solida.Risulta maggiore di 1 quando il volume dei vuoti è maggiore del volume delle particelle solide ed è unamisura di densità è quindi una delle caratteristiche più importanti per la definizione di un terreno.
– Porosità n = volume dei vuoti riferito al volume totale. Come l'indice dei vuoti, la porosità è una misura della densità del terreno, però trova maggioreapplicazione nei problemi di filtrazione. Di solito è espresso in percentuale.– Peso di volume secco gd = rapporto tra peso dell'intero campione e volume totale.
– Peso di volume saturo gsat = rapporto tra peso dell'intero campione e volume totale.
– Peso specifico dei grani G = rapporto tra peso di volume della parte solida e peso di volumedell'acqua.
– Contenuto d'acqua w = rapporto fra peso della fase liquida e peso della fase solida.Solitamente è espresso in percentuale e viene talvolta indicato come percentuale di umidità. Questoindice è significativo per i terreni poichè può stabilire correlazioni con il comportamento meccanico.
RELAZIONI ESISTENTI FRA LE PROPRIETA'Tra le varie proprietà indici esistono varie correlazioni riportate nella seguente tabella:
Alunecare de-a lungul unui plan În conditii de echilibru limitã a unuii taluz înclinat afectat de o fisurã, cu o fatã superioarã planã(Fig. 1), adicã, când o discontinuitate prezintã o înclinatie inferioarã înclinatiei fetei si o afundareapropiatã (± 20°) de cea a fetei, analiza conditiilor de stabilitate este efectuatã ca si pentrucinematismele de rupturã plane.
Figura 1 – Conditii de echilibru limitãal unui talus afectat de o fisurã, cu fatãsuperioarã planã
În general se considerã douã posibile geometrii de rupturã: absenta sau prezenta unei fracturi detractiune deschisã în partea superioarã a taluzului.În cazul absentei fracturii de tractiune si a fortelor externe, cel mai simplu caz, conditiile de echilibrusunt exprimate de:
b = distanta de la fractura de tractiune la creasta taluzului;
zw = adâncimea apei în fractura de tractiune;
V = împingerea hidraulicã în fractura de tractiune.
Trebiue sã se tinã cont de faptul cã relatia care exprimã valoarea împingerii hidraulice pe fisurã estevalabilã pentru conditii de taluz drenat în caz de precipitatii intense. Când drenajul la baza taluzuluieste împiedicat, ca si în cazul unui bazin de acumulare (Fig. 2), valoarea împingerii hidraulice pefisurã este:
