Nośność pala z sondowań CPT

Od wczesnego etapu stosowania pali w posadowieniu budowli, wyznaczanie ich nośności było trudnym zadaniem inżynierskim.  Testy in-situ (SPT, CPT) szybko wyparły konwencjonalne odwierty połączone z badaniami laboratoryjnymi, ze względu zbyt dużą zawodność klasycznych badań gruntu, np. [1], ale też szybkość i niższy koszt testów. Testy penetracyjne: Standardowy Test Penetracji (SPT) i Test Penetracji stożkiem (Cone) (CPT) są szczególnie przydatne do oceny nośności pali, ponieważ opór na wciskanie sondy jest przeliczany bezpośrednio na nośność pala. Projektowanie pali na podstawie sondowań CPT jest obecnie bardzo ułatwione, ponieważ  w podstawowej normie z roku 2009 [2] w załączniku D podano gotową procedurę do wyznaczania nośności pala na podstawie oznaczonego w badaniach CPT, oporu stożka podczas wciskania sondy  $q_c$ oraz tarcia na pobocznicy $f_s$.  W nowej wersji Eurokodu 7 omawiane zagadnienia przeniesiono do części 3 spójnej  z ogólnymi zasadami projektowania konstrukcyjnego. 

w trakcie edycji

Metody szacowania nośności pali

Nośność pali można określić pięcioma sposobami:

  1. Obciążenia próbne pali w testach  obciążeniowych. Takie testy są jednak drogie i czasochłonne i nieprzydatne na etapie projektowania pali,
  2. Metoda dynamiczna  bazująca na analizie równania falowego,
  3. Analiza  danych z analizatora wbijania pali (PDA) podczas ruchu palownicy do  osadzania pali wbijanych. Jest obarczona dużą niepewnością szacowania nośności. Monitorowanie przyspieszenia i odkształcenie w pobliżu  musi być analizowane przez szczególnie doświadczoną osobę,
  4. Analiza klasyczna prowadzona z zastosowaniem parametrów gruntu uzyskiwanych z otworów geologicznych. Ze względu na małą dokładność zaleca się potwierdzenie oszacowań w drodze obciążenia próbnego- metoda 1,
  5. Metody badań in-situ bezpośrednio lub pośrednio w tym na podstawie sondowań SPT (dynamiczne)  lub CPT (statyczne). Metody znacznie dokładniejsze od analizy klasycznej, ale przy bardziej odpowiedzialnych konstrukcjach zaleca się sprawdzenie poprzez obciążenia próbne metodą 1.

Analiza klasyczna  i jej niepewności

W metodzie klasycznej  ocenia się odrębnie nośność pobocznicy $F_{shaft}$ i nośność stopy pala $F_{,base}$ i nośność pala $F$ uzyskuje przez proste sumowanie:

$$\begin{equation}  F =F_{base}+F_{shaft}\label{1} \end{equation}$$

Powszechnie stosuje się teorię nośności, w której wykorzystuje się zależności korelacyjne pomiędzy  głównie pomiędzy kątem tarcia wewnętrznego gruntu $\Phi$ oraz współczynnikiem nośności pala $N_q$. Na rys. 1 zestawiono najważniejsze teorie nośności.

Rys.1. Teorie nośności pala w zależności od kata tarcia wewnętrznego $\Phi$ gruntu na podstawie [3]

Nośność pobocznicy oraz stopy zarówno w gruncie spoistym jak i sypkim wyznaczona jest z wysoką  niepewnością, ponieważ nakłada na się na nią: dokładność oznaczenia parametrów gruntu oraz dokładność teorii korelacyjnej wybranej do wyznaczenia nośności (rys.1).

Współczesne sondowania  CPT i SPT a nośność pala

Szacowanie nośności pala na podstawie wyników testów penetracyjnych gruntu odbywa się na podstawie zalezności empirycznych zestawionych w tab.1. [3]), [4].

Tabela 1 jest tak skonstruowana, że w wiesoąxi podaje zależności korelacyjne sprowadzone do liczby uderzeń N sondy SPT. Wyniki CPT przekonwertowano na SPT przy użyciu metody Jefferiesa i Daviesa (1993) [5].

Tabela 1. Szacowanie nośności pala na podstawie sondowania SPT,CPT

Poz.Metoda$r_s$ jednostkowy opór na pobocznicy$r_t$ jednostkowy opór podstawy palaUwagi
1Aoki-Velloso (1975) [6]$r_s = \cfrac{ \alpha \cdot K}{F_2} \cdot N_s$
$N_s$ – średnie  N wzdłuż pobocznicy pala
$r_t = \cfrac{K}{F_1}\cdot N_d$
$N_d$: – średnie z trzech N wokół  podstawy pala
KZ –  Vander veen; WE = 70%
K, α -wsp. nośności
0< K [Mpa]< 1 ,  1.4 < $\alpha$ [%)]< 6
$F_2= 2\cdot F_1$ – wsp. korekcji typu pala $F_2=1,75 \div 3,5$
2Meyerhof (1976) [7]$r_s = n_s \cdot N_s$
$N_s$ – średnie  N wzdłuż pobocznicy pala
$r_t = N_d \cdot N_d$
$N_d$ –  N wokół 8D do 4D pod podstawą pala
KZ – min. nachylenie krzywej siła-przesunięcie
WE = 55%
$n_s , N_d$ – wsp. nośności
$N_d = 120 \div 400$ $n_s = 1 \div 2$
3Schmertmann (1978) [8]$r_s = C_s \cdot f_s$,
$C_s = 0.2∼2$
$r_t = q_d < 15\, MPa$
$q_d$ -średnia  $q_c$, wokół 4D \div 8D-0.7  i pod podstawą pala
KZ  “Zanurzanie” ; WE. = 60%
tylko w gruntach piaszczystych
4De Ruiter-Beringen (1979) [9]w gruntach spoistych  $r_s = \alpha \cdot S_u < 120 \, kPa$
$\alpha  = 0.5∼1$,w gruntach sypkich
$r_s = min \{ (f_s \,; \, 0,03 \cdot q_c \} < 120 \, kPa$
W gruntach spoistych  $r_t = 9 \cdot S_u , < 15 \, MPa$
$S_u = \cfrac{q_c}{N_k}$. $
N_k = 15∼20$
w  gruntach sypkich jak  Schmertmann (1978)
Fugro-Begemann CPT
$C_s$ – wsp. nośności pobocznicy
5LCPC
(Bustamante, Gianeeselli, (1982) [10]  Meyerhof (1983) [11]
$r_s = \cfrac{q_c}{k_{S1}}$;

$k_{S1} = 30  \div 150$

$r_t = f_s$  lub  $r_t = 0,005 \cdot q_c$

$r_t = k_{d1} \cdot q_d$, $k_{d1} = 0.15∼0.60$
$q_d$ – średnie $q_c$ w 1.5D
poniżej i powyżej końca pala$r_t = q_d \cdot C_1 \cdot C_2$
$q_d$ średnie  $q_c$ w  8D-4D poniżej i powyżej podstawy pala
$k_{S1}$ i $k_d1} – wsp. npśności

KZ: min nachylenie krzywej siła-przemieszczenie
$C_1$ i $C_2$ są funkcjami D i H oraz gęstością względną gruntu

6Briaud-Tucker (1984) [12]$r_s=\cfrac{0,1}{\cfrac{1}{k_s}+\cfrac{0,1}{r_{s,max}+r_{s,res}}}-r_{s,res}$$r_t=\cfrac{0,1}{\cfrac{1}{k_s}+\cfrac{0,1}{r_{t,max}+r_{t,res}}}-r_{t,res}$

KZ: osiadanie D / 10 ; res- resztkowy; max- maksimum $k_s$ i $k_t$ są funkcjami wg dokumentacji SPT 

7Decourt (1995) [13]$r_s = \alpha \cdot ( 2,8 \cdot N_s+10)$
$N_s$ – średnie  N wzdłuż pobocznicy pala
$r_t = K_d \cdot N_d$
$N_d – średnie N wokół  pala
KZ: Vander veen; WE = 60%
$K_d$ – wsp. bazowy nośności
$80 < K_d \,[MPa] \, < \, 325$
8Eslami, Fellenius (1997) [14]$r_s = C_s \cdot q_E$
$C_s = 0.4 \div 8$

$r_t = q_{Eg}$
$q_{Eg}$ – średnie $q_E$ 4D poniżej i 2– 8D powyżej końcówki pala.

9Shariatmadari et al. (2007) [15]$r_s = 3,65 \cdot N_s$
$N_s$ – średnie  N wzdłuż pobocznicy pala

$r_t = 385 \cdot N_d$
$N_d$ – średnie N w 8D-4D powyżej i poniżej podstawy pala

KZ: “Zanurzanie”; KZ = 60% tylko na glebach piaszczystych

`10KZ- kryterium zniszczenia; WE – wsp. energii ; D – średnica pala ; H-  głębokość osadzenia pala w nośnej warstwie; $r_s i $r_t$: jednostkowa nośność pobocznicy i podstawy pala odpowiednio

Kryterium zniszczenia KZ nazwana “Zanurzanie” oznacza taki stan, w którym następuje  szybki pionowy ruch pala przy niewielkim wzroście przyłożonego obciążenia. W normie ASTM (American Society for Testing and Materials) i welu innych przyjmuje się wzrost osiadania o 10%D.

Ocena nośności pala wg normy Eurokod 7  [2]

Podstawy analizy normowej

W Dodatku D do nomy [2] podano przykład wyznaczania nośności pojedynczego pala na podstawie wyników badania CPT. Zgodnie z klauzulą (2) w Dodatku D – maksymalną nośność pala $F_{max}$ można obliczyć z zależności ($\ref{1})$ po podstawieniu maksymalnych składowych:

$$\begin{equation}  F_{max} =F_{max,base}+F_{max,shaft} \label{2} \end{equation}$$

Zależność ($\ref{2}$) została oryginalnie podana dla pali wciskanych, ale jest słuszna dla wszystkich rodzajów pali, w tym najczęściej stosowanych pali  wierconych  CFA. Różnice występują tylko we współczynnikach empirycznych. Rozpatrywane kształty podstaw pala i średnice równoważne trzonu $d_{eq}$ oraz podstawy pala $D_{eq}$ pokazano na rys.2.

Rys.2 . Średnice równoważne pala wg [2] – rys. D2

W przypadku pala prostokątnego axb  zastępcza średnica pala wynosi

$$\begin{equation} D_{eq}= 1,12 \cdot a \sqrt{\cfrac{b}{a}} \label{3} \end{equation}$$

gdzie:
a- długość krótszego boku pala
b- długość dłuższego boku pala, przy czym b<1,5a.

 

Rys.3 Rys.2 . Definicje napręzeń $q_{c,I}$, $q_{c,II}$, $q_{c,II}$ zmodyfikowany rys. D.2 [16]

 

Maksymalny opór podstawy pala  $F_{max, base}$ wyznacza się według wzoru

$$\begin{equation} F_{max,base}=A_{base} \cdot p_{max,base} \label{4} \end{equation}$$

gdzie $A_{base}$ – pole powierzchni podstawy pala

Maksymalny jednostkowy opór podstawy pala $p_{max,base}$ wyznacza się na podstawie badań CPT z zależności:

$$\begin{equation} p_{max,base}= 0,5 \cdot \alpha_p \cdot \beta \cdot s \cdot \left( \cfrac {q_{c,I, mean}+q_{c,II,mean}}{2}+ q_{c, III ,mean}\right) \le 15 \, MPa \label{5} \end{equation}$$

gdzie:

  • $q_{c,I, mean}$ – średnia z  wartości $q_{c,I}$ w zakresie głębokości od poziomu podstawy pala do poziomu krytycznego $d_{crit}$.

$$\begin{equation}  q_{c,I,mean} =\cfrac{1}{d_{crit}} \int \limits_0^{d_{crit}}  q_{c,I} dz \label{6} \end{equation}$$

Poziom krytyczny $d_{crit}$ to poziom na odcinku ( 0,7 do  4) $D_{eq}$ poniżej podstawy pala, na którym obliczona wartość $p_{max,base}$ ($\ref{5}$) osiąga minimum . W pierwszej iteracji przyjmuje się, ze poziom ten odpowiada minimalnemu oporowi stożka $q_c$ wg rys.3.

Ze sposobu wyznaczania poziomu krytycznego wynika, że badania CPT powinny być przeprowadzone do głębokości min $4 D_{eq}$ poniżej podstawy pala. Ponieważ w  trakcie badań CPT najczęściej nie jest jeszcze znana długość pali, więc przyjmuje się, że zaprojektowany długość pala jest nie większa niż głębokość sondowania CPT pomniejszona o $4D_{eq}$, a jeśli taka długość pala okaże się za mała, to należy przeprowadzić dodatkowe sondowania.

  • $q_{c,II, mean}$ – średnia z najniższych wartości $q_{c,II}$ w zakresie głębokości mierzonej w górę od głębokości krytycznej do podstawy pala

$$\begin{equation}  q_{c,II,mean} =\cfrac{1}{d_{crit}} \int \limits_{d_{crit}}^0  q_{c,II} dz \label{7} \end{equation}$$

  • $q_{c,III, mean}$ – średnia z wartości $q_{c,III} $ w zakresie głębokości mierzonej w górę od poziomu podstawy pala do poziomu, który znajduje się w odległości $8D_{eq}$ powyżej  lub dla podstawy  prostokątnej axb (b<2,5a) do poziomu w odległości $8a$ powyżej podstawy pala. Ta procedura rozpoczyna się od najniżej położonej wartości $q_{c,II}$ użytej do obliczania $q_{c,II,mean}$

$$\begin{equation}  q_{c,III,mean} =\cfrac{1}{8D_{eq}} \int \limits_0^{- 8D_{eq}} q_{c,III} dz \label{8} \end{equation}$$

Opory stożka $q_{c, I}$, $q_{c, I}$ zdefiniowano na  rys.3.

Współczynnik klasy pala o średnicy $d_{eq}$>150 mm wynosi

$$ \begin{equation} \alpha_p= \begin {cases}
1,0 , & \textrm { dla pali przemieszczeniowych } \\
0,8 , & \textrm { dla pali formowanych świdrem ciągłym} \\
0,6 , & \text { dla pali wykonywanych w otworze wiertniczym (z płuczką wiertniczą)} \\
\end {cases} \label{9} \end{equation}$$

Klasa  pali przemieszczeniowych obejmuje  pale prefabrykowane zagłębiane w podłożu oraz  wykonywane w podłożu przez zagłębienie rury stalowej z zamkniętym końcem – rura jest usuwana podczas betonowania. Klasa pali formowanych świdrem ciągłym obejmuje najczęściej stosowane obecnie pale CFA.

Współczynnik uwzględniający kształt powiększonej stopy należy z interpolacji pomiędzy granicami podanymi na rys.4  gdzie definicje występujących tam wielkości podano na rys. 2. W przypadku niepowiększonej stopy pala:  β=1,0

Rys. 4 Współczynnik kształtu powiększonej stopy pala [2] – rys. D4

Współczynnik $s$ uwzględniający kształt prostokątnej podstawy pala LxB (L>B) ; r= L/B; $\varphi’$ oraz efektywny kąt tarcia wewnętrznego, wynosi:

$$ \begin{equation}  s= \left ( 1+\cfrac{sin \varphi’}{r}\right)/ (1+sin \varphi’) \label{10} \end{equation}$$

W nowych znowelizowanych normach Eurokod definicję umieszczono w innych miejscach norm ( wprowadzono część 3 Eurokod 7:
$q_{c,I, mean}$ – uśredniony opór gruntu pod stożkiem sondy w strefie podstawy pala $q_{c, I}$   – EN 1997-2, aneksu D7,
$q_{c,II, mean}$ – uśredniony minimalny opór gruntu pod stożkiem sondy w strefie podstawy pala $q_{c, II}$  – EN 1997-3,aneks B4,
$q_{c,III, mean}$ – uśredniony opór gruntu pod stożkiem sondy w strefie podstawy pala $q_{c, III}$  – EN 1997-3, aneks B4

Maksymalny opór na pobocznicy pala  $F_{max, shaft}$  wyraża wzór:

$$\begin{equation} F_{max,shaft} = C_p \cdot  \int \limits_0^{ \Delta L} p_{max,shaft,z} dz \label{11} \end{equation}$$

gdzie:
$C_p$ – obwód części trzonu pala, w której umieszczono głowicę pala ,
$p_{max,shaft,z}$ – maksymalne jednostkowe tarcie oddziałujące na pobocznicę na głębokości z – wg badań CPT,
$\Delta L$ – długość pala, na  której aktywowane jest tarcie na pobocznicy lub długość poszerzonej podstawy, przy czym $\Delta L $ nie powinna być większa od: 1) odległości od podstawy pala do spągu pierwszej warstwy  dla  której $q_c < 2 \, MPa$, 2) długości  powiększonej części końca pala, jeżeli zostało zastosowane
$z$ – rzędna wzdłuż osi pala

Maksymalny jednostkowy opór pobocznicy pala  na pionowej rzędnej z $p_{max, shaft,z}$ wyznacza się z zależności [2] – kl. (4)

$$\begin{equation} p_{max, shaft,z}= \alpha_s \cdot q_{c,z} \label{12} \end{equation}$$

gdzie
$q_{c,z}$ – opór $q_c$ na głębokości z

Współczynnik $\alpha_s$ zależy od klasy pala  i rodzaju gruntów, jak następuje:

$$ \begin{equation} \alpha_s= \begin {cases}
0 &\textrm { dla pali w torfach } \\
0,005 & \textrm { dla pali A w piaskach i pospółce  } \\
0,006, & \textrm { dla pali B  w piaskach i pospółce } \\
0,010, & \text { dla pali C  w piaskach i pospółce } \\
0,012, & \text {dla pali D  w piaskach i pospółce } \\
< 0,020 & \text {dla pali w iłach przy } q_c < 3 \, MPa  \\
< 0,025, & \text {dla pali  w pyłach } \\
< 0,030, & \text {dla pali w iłach przy } q_c > 3 \, MPa \\
\end {cases} \label{13} \end{equation}$$

Pale klasy A i B, to pale wykonywane z usunięciem gruntu o średnicy  > 150 mm, przy czym:
klasa A,  dotyczy  pali wykonywanych  w otworze wiertniczym z płuczką;
klasa B, dotyczy pali formowanych świdrem ciągłym, przy czym  wartość  $\alpha_s =0,006$ jest stosowana  przy wykorzystaniu wyników badania CPTU przeprowadzonego  przed wykonaniem pala . Gdy badanie  CPTU odbyło się w sąsiedztwie pala formowanego świdrem ciągłym, to  $\alpha_s$ można zwiększyć do 0,001;
Pale klasy C i D, to pale przemieszczeniowe  o średnicy  > 150 mm, przy czym:
klasa C, dotyczy pali prefabrykowanych wbijanych;
klasa D, dotyczy pali wykonywanych w podłożu poprzez wbijanie stalowej rury z zamkniętym dnem, rura stalowa jest odzyskiwana podczas betonowania.

Wartości $ \alpha_s$ dla pali A,B,C,D są ważne dla piasków od drobno- do gruboziarnistych. W przypadku piasków bardzo gruboziarnistych należy stosować  współczynnik redukcyjny 0,75, a w przypadku żwirów współczynnik redukcyjny wynosi 0,5.

Zastosowanie programu obliczeniowego GEO5

Prowadzenie obliczeń pali na podstawie badań CPT jest znacznie ułatwione  z zastosowaniem arkuszy kalkulacyjnych zestawionych w programie GEO5 [17].

W programie GEO5 zaimplementowano specjalny moduł  Pal CPT służący do do analizy nośności i osiadania pojedynczego pala lub grupy pali z wykorzystaniem wyników sondowań statycznych metodami:

Metodę analizy nośności pali  wybiera się w zakładce “Pale CPT“.

Dla wszystkich tych metod, głównymi parametrami wejściowymi są bezwymiarowe współczynniki służące do oszacowania odpowiednio – nośności podstawy i pobocznicy pala.  W różnych publikacjach spotyka się różne sposoby zapisu tych parametrów. W programie Pale CPT użyto następującego zapisu: $\alpha_p$ –współczynnik redukcji nośności podstawy pala, $\alpha_s$ – współczynnik tarcia na pobocznicy Współczynniki są obliczane automatycznie na podstawie rodzaju pala i otaczającego gruntu – można te parametry również definiować ręcznie ( αp można definiować w zakładce “Geometria“, natomiast αs jako parametr charakteryzujący grunt). Przy analizie pali o przekroju prostokątnym, wprowadza się współczynnik kszałtu podstawy pala s (zdefiniowany wyżej) w celu redukcji nośności podstawy. Podczas analizy pali z poszerzoną stopą, wprowadzany jest współczynnik wpływu poszerzenia podstawy pala β , służący do korekcji nośności poszerzonej stopy pala. Podczas obliczania nośności podstawy, program automatycznie uwzględnia wpływ zmiany poziomu terenu.

Program umożliwia obliczenie granicznej krzywej obciążeniowej (obciążenie-osiadanie) i osiadania pala dla danego obciążenia. Do analizy przyjmowane są obliczone wartości nośności podstawy i pobocznicy; analiza wykonywana jest wg normy NEN 6743. Przy obliczaniu osiadania pala można również uwzględnić negatywne tarcie  na pobocznicy.

Przykłady rachunkowe

Przykład 1 [nośność pala na podstawie CPT]

Przykład dotyczy wyznaczenia nośności na podstawie sondowań gruntu CPT dla pala wierconego, wykonywanego  w rurze osłonowej wyciąganej: o średnicy  D= 800 mm , o długości L= 13 m i zanurzone w gruncie z charakterystyką z badań CPT pokazaną na rys. 5

Przykład przytoczono za pracą [18].

Rys. 5 Wykres oporu stożka z bada CPT gruntu z przykładu 1 – przykład 7.3 Puła O. (2013) [18]

Parametry geometrii pala i graniczne wysokości z

Dla pala wierconego w rurze osłonowej o przekroju kołowym:

$D_{eq}=d_{eq} =D = 0,8 \, m$

w $(\ref{3})  \to A_{base} = \pi \cdot D^2/4= \pi \cdot 0,8^2/4 = 0,503 \, m^2$

w $(\ref{4})  \to  C_{shaft} = \pi \cdot D_{eq} = \pi \cdot 0,8 = 2,5  \, m$

$d_{crit}$

Odcinek krytyczny na którym wyznaczany jest  poziom $d_{crit}

poziom górny $z_T =0,7 D_{eq}= 0,7 \cdot 0,8= 0,56 \, m \to h_T= 13,0+0,56=13,6 \,m $
poziom dolny $z_D =4 D_{eq}= 4 \cdot 0,8= 3,2 \, m \to h_D=13,0+3,2=16,2 \,m $

W celu wyznaczenia odcinka krytycznego rozpatrzono wyniki badań CPT poniżej podstawy pala do głębokości 16,5 m jak pokazano na rys. 6

Rys.6 Wyznaczenie $d_{crit}$ i obszaru uśredniania $q_c,I,mean$ zmodyfikowany rys. 7.18 [18]

Na długości odcinka krytycznego minimalną wartość oporu stożka $q_c$ zaobserwowano o wartości ok $q_c= 16,3 MPa$ na poziomie $d_{crit}= 16,42 \, m$

$q_{c,I,mean}$

Odcinek uśredniania oporów stożka $q_{c,I}$ $(0 \, ;\. d_{crit})$ oznaczono klamrą na rys.6 i wynosi $ \h_{crit}=d_{crit}-d_0=16,42-13= 3,42 \,m$ .  Pomiary $q_c$ odczytywano dla plastrów $\Delta z=0,1 \,m $

$(\ref {6} \to$ $q_{c,I,mean} =\cfrac{1}{d_{crit}} \int \limits_0^{d_{crit}}  q_{c,I} dz \approx \cfrac{1}{h_{crit}} \sum  \limits_{h_0}^{d_{crit}}  q_{c,I\cdot \Delta z}= \cfrac{1}{3,42} \cdot (0,1 \cdot 16,4 +… ) = 21,9 \, MPa$

 

 

 

 

 

 

Bibliografia artykułu

  1. Lunne, T., Robertson, P.K. , Powell, J.J.M. (1997),  Cone penetration test in geotechnical practice. Blackie Academic & Professional
  2. PN-EN 1997-2:2009, Projektowanie geotechniczne, Część 2: Rozpoznanie podłoża gruntowego
  3. Karimpour-Fard M., Eslami A. (2013), Estimation of vertical bearing capacity of piles using the results CPT and SPT tests, Geotechnical and Geophysical Site Characterization 4 – Coutinho & Mayne (Eds
  4. Bandini, P., Salgado, R. (1998),  Methods of pile design based on CPT and SPT results. Geotechnical site characterization conference, Blekma, Rotterdam,pp. 936–942
  5. Jefferies, M.G. & Davies. M.P. 1993. Use of CPTu to estimate equivalent SPT N60. Geotechnical Testing Journal, Vol.16, No. 4, pp. 458–468.
  6. Aoki, N.,  Velloso, D.A. (1975),  An approximate method
    to estimate the bearing capacity of piles. Proceeding of the Fifth Pan-American Conference on Soil Mechanics and Foundation  Engineering, Buenos Aires, Argentina, pp. 367–376
  7. Meyerhof, G.G. (1976),  Bearing capacity and settlement of pile foundations. The Eleventh Terzaghi Lecture, American
    Society of Civil Engineers, ASCE, Journal of Geotechnical Engineering, Vol. 102, GT3, pp. 195–228
  8. Schmertmann, J.H. (1978), Guidelines for cone test, performance and design. Federal Highway Administration, Report FHWA-TS-78209, Washington, 145 p.
  9. DeRuiter J. , Beringen, F.L. (1979),  Pile foundation forlarge North Sea structures. Marine Geotechnology,Vol. 3, No. 3 pp. 267–314
  10. Bustamante, M. , Gianeeselli, L. (1982), Pile bearing capacity predictions by means of static penetrometer CPT. Proceedings of the Second European Symposium on Penetration Testing ESOPT-2, Amsterdam, May 24–27, A.A. Balkema, Vol. 2, pp 493–500.
  11. Meyerhof, G.G. (1983), Scale effects of ultimate pile capacity, American Society of Civil Engineers, ASCE, Journal of Geotechnical Engineering, Vol. 108, No. GT3, pp. 195–228.
  12. Briaud, J.L., Tucker L.M. (1984),  Piles in sands: a method including residual stresses. ASCE, Journal of Geotechnical Engineering, Vol 110, No. 11, 1666–1680
  13. Decourt, L. (1995), Prediction of load-settlement relationships for foundations on the basis of the SPT-T. Ciclo de Conferencias Internationale, Leonardo Zeevaert, UNAM, Mexico, pp. 85–104.
  14. Eslami, A.,  Fellenius, B.H. 1997. Pile capacity by  direct CPT and CPTu methods applied to 102 case histories, Canadian Geotechnical Journal, Vol. 34, pp. 886–904
  15. Shariatmadari, N., Eslami, A. ,  Karimpour-Fard, M. (2007), Bearing capacity of driven piles in sands from
    SPT- applied to 60 case histories,  Iranian Journal of Science and Technology, v. 17, p. 35–58
  16. Projektowanie geotechniczne, Część 2: Rozpoznanie podłoża gruntowego
  17. GEO5 Oprogramowanie geotechniczne, https://www.finesoftware.pl/oprogramowanie-geotechniczne/
  18. Puła O., Fundamenty palowe według Eurokod 7, Dolnośląskie Wydawnictwo Edukacyjne, Wrocław, 2013
_______________
Koniec
Comments : 0
O autorze
* dr inż. Leszek Chodor. Architekt i Inżynier Konstruktor; Rzeczoznawca budowlany. Autor wielu projektów budowli, w tym nagrodzonych w konkursach krajowych i zagranicznych, a między innymi: projektu wykonawczego konstrukcji budynku głównego Centrum "Manufaktura" w Łodzi, projektu budowlanego konstrukcji budynku PSE w Konstancinie Bielawa, projektów konstrukcji "Cersanit" ( Starachowice, Wałbrzych, Nowograd Wołyński-Ukraina), projektu konstrukcji hali widowiskowo-sportowej Arena Szczecin Autor kilkudziesięciu prac naukowych z zakresu teorii konstrukcji budowlanych, architektury oraz platformy BIM w projektowaniu.
Translate »