Ț Ă ĂȚ INCLUZIUNI RIGIDE SAU SEMIRIGIDE...

UNIVERSITATEA TEHNICĂ DE CONSTRUCȚII BUCUREȘTI Facultatea de Hidrotehnică

Rezumat TEZĂ DE DOCTORAT

COMPORTAREA FUNDAȚIILOR PE TERENURI ÎMBUNĂTĂȚITE CU

INCLUZIUNI RIGIDE SAU SEMIRIGIDE VERTICALE SUB AC ȚIUNI DINAMICE

Doctorand Asist.univ.ing. Iulia-Victoria TALPOȘ (căsăt. NEAGOE)

Conduc ător știin țific Prof.dr.ing. Giullia Loretta BATALI

București 2014

COMPORTAREA FUNDAȚIILOR PE TERENURI ÎMBUNĂTĂȚITE CU INCLUZIUNI RIGIDE SAU SEMIRIGIDE VERTICALE

Asist.univ.ing. Iulia-Victoria Talpoș (Neagoe)

2

Cuprinsul tezei de doctorat

1 Introducere ............................................................................................................................ 3

2 Ranforsarea terenurilor cu incluziuni rigide .......................................................................... 3

2.1 Introducere ...................................................................................................................... 3 2.2 Modalități de ranforsare ................................................................................................. 4 2.3 Tipuri de incluziuni ......................................................................................................... 4 2.4 Perna de transfer ........................................................................................................... 5 2.5 Domenii de aplicare ....................................................................................................... 5 2.6 Concluzii ........................................................................................................................ 6

3 Studiul comportării terenurilor ranforsate cu incluziuni rigide .............................................. 6

3.1 Introducere ...................................................................................................................... 6 3.2 Mecanisme de transfer .................................................................................................. 6 3.3 Metode de dimensionare ............................................................................................... 6 3.4 Modelări numerice ......................................................................................................... 7 3.5 Prezentarea Proiectului ASIRI ...................................................................................... 7 3.6 Concluzii ......................................................................................................................... 7

4 Programul experimental pe masa vibrantă .......................................................................... 7

4.1 Introducere ...................................................................................................................... 7 4.2 Descrierea experimentelor ............................................................................................ 7 4.3 Prelucrarea şi analiza datelor experimentale ................................................................ 9 4.4 Concluzii ...................................................................................................................... 11

5 Modelul teoretic prin metoda omogenizării. Comparație cu modelul experimental ........... 12

5.1 Introducere .................................................................................................................... 12 5.2 Modelul teoretic bazat pe metoda omogenizării ......................................................... 12 5.3 Comparații între rezultatele experimentale și predicțiile teoretice .............................. 12 5.4 Concluzii ...................................................................................................................... 13

6 Dezvoltarea modelului numeric 3D, calibrare și validare .................................................. 13

6.1 Introducere .................................................................................................................... 13 6.2 Prezentarea programului de calcul ............................................................................. 13 6.3 Modelul numeric al structurii testate pe masa vibrantă .............................................. 13 6.4 Comparații între modelul numeric și rezultatele experimentale .................................. 15 6.5 Concluzii ....................................................................................................................... 16

7 Studiul parametric al factorilor de influență ....................................................................... 16

7.1 Introducere .................................................................................................................... 16 7.2 Studii parametrice realizate pe pământuri teoretice pentru modelul scalat ............... 17 7.3 Studii parametrice pentru masive reale solicitate la încărcarea dinamică din seism Eurocode (1996) Elastic Design ................................................................. 19 7.4 Concluzii referitoare la studiile parametrice ................................................................ 22

8 Concluzii și contribuții personale ........................................................................................ 22

8.1 Concluzii generale ........................................................................................................ 22 8.2 Contribuții personale .................................................................................................... 25 8.3 Direcții viitoare de cercetare ........................................................................................ 26

9 Bibliografie .......................................................................................................................... 26



3

1 Introducere Problematica abordată în teza de doctorat, respectiv cea a fundării pe terenuri slabe

ranforsate prin incluziuni rigide, este una de interes, dovadă preocupările din ultimii ani de pe plan internațional la nivel de cercetare și dimensionare, ca și aplicațiile practice din România.

Întrucât cercetările anterioare de pe plan internaţional au fost majoritar dirijate în zona de comportare statică, obiectivul prezentei teze de doctorat a fost studierea modului de comportare în regim dinamic al terenurilor compresibile ranforsate prin incluziuni rigide. Răspunsul dinamic al structurilor fundate pe grupuri de incluziuni rămâne încă incomplet şi dificil de înţeles datorită complexităţii fenomenelor de interacţiune dintre teren – incluziuni – radier – suprastructură.

Ca urmare a acestui interes pentru studierea comportamentului dinamic al terenurilor slabe ranforsate prin incluziuni rigide, în perioada 2010 – 2012 s-a derulat proiectul „Dynamic behaviour of soils reinforced with long inclusions (piles)” din cadrul programului european SERIES (Seismic Engineering Research for European Synergies) al programului Cadru 7 (FP7/2007-2013, grant agreement no. 227887, SERIES). Cercetarea a fost condusă de către ENTPE Lyon (Franța) în parteneriat cu Universitatea Tehnică de Construcții București (Departamentul Geotehnică și Fundații), Universitatea Tehnică din Lodz (Polonia) și cu Universitatea din Islanda.

Echipa UTCB (din care a făcut parte şi autorul tezei de doctorat) a realizat un model numeric 3D care a fost validat pe baza experimentelor pe masa vibrantă şi a metodei teoretice a omogenizării dezvoltate ambele în cadrul aceluiaşi proiect de alţi parteneri, model ce a fost ulterior utilizat pentru studiul diferitelor configuraţii posibile şi a influenţei diferiţilor factori asupra comportamentului dinamic al sistemelor ranforsate prin incluziuni rigide în cadrul prezentei teze de doctorat.

Astfel, au fost stabilite următoarele obiective derivate şi activităţi ale tezei de doctorat: realizarea unei sinteze documentare la zi care să prezinte stadiul actual al cercetărilor în domeniu, prelucrarea rezultatelor experimentale obținute pe masa vibrantă, elaborarea unui model numeric 3D calibrat pe baza rezultatelor experimentale și utilizarea modelului numeric anterior validat pentru studiul comportării diferitelor configuraţii posibile și a influenţei diferiţilor factori prin studii numerice parametrice. 2 Ranforsarea terenurilor cu incluziuni rigide

2.1 Introducere Metodele de îmbunătățire a terenurilor prin incluziuni rigide verticale s-au utilizat din ce în

ce mai des în ultima vreme pentru lucrări de tipul fundațiilor pentru spații comerciale largi și platforme industriale, rezervoare de stocare, stații de epurare, eoliene, poduri, ramblee rutiere sau feroviare, precum și pentru ramblee de acces autorutiere. Câteva exemple de tipuri de lucrări sunt prezentate în figurile 2-1 – 2-3.

Procedeul are ca obiectiv ranforsarea pământurilor compresibile în vederea creșterii

capacității portante și a reducerii semnificative a tasărilor diferențiate de la suprafața terenului și

Fig. 2-1 Fundații pentru spații industriale (Briancon, 2002)

Fig. 2-3 Rambleu de acces (Briancon, 2002) Fig. 2-2 Fundații pentru rezervor de

stocare (Briancon, 2002)



4

de la baza lucrării. Transferul încărcărilor se realizează printr-un sistem combinat alcătuit din incluziuni rigide și o pernă de transfer din material granular, sistem prin care se asigură reducerea și uniformizarea tasărilor. Schema de principiu a unui teren ranforsat prin incluziuni rigide este ilustrată în figura 2-4.

Diferențierea acestei metode de cele tradiționale se face prin utilizarea pernei de transfer,

cu ajutorul căreia încărcările suprastructurii se transmit simultan capetelor incluziunilor și pământului din jurul lor, precum și prin faptul că incluziunile nu sunt legate de suprastructură.

2.2 Modalit ăți de ranforsare Tehnicile de ranforsare prin incluziuni rigide pentru pământurile compresibile au

următoarele caracteristici: - materialele din care sunt realizate incluziunile au caracteristici de rigiditate și de rezistență

mult mai mari decât cele ale pământului în care se amplasează; - fiecare incluziune este tratată ca un element structural unidimensional în așa fel încât se

poate considera că incluziunea funcționează ca o grindă care poate să preia atât solicitările din întindere și compresiune, cât și pe cele din încovoiere și forfecare.

În literatura de specialitate au fost identificate diferite modalități de ranforsare a pământurilor compresibile prin incluziuni rigide care sunt descrise pe scurt în cele ce urmează:

-fundarea pe grupuri de piloți - poate fi utilizată în cazul fundațiilor de adâncime sau în cazul radierelor pe piloți sau a fundațiilor mixte;

-tehnica utilizării grupurilor sau rețelelor de micro-piloți care se utilizează în cazul fundațiilor de adâncime datorită diametrelor mici (până la 300 mm) și a echipamentelor de realizare mai mici decât a celor utilizate pentru piloții tradiționali;

-tehnica ranforsării terenurilor de fundare prin incluziuni rigide verticale în contact cu un substrat la care încărcările se transmit prin intermediul unei perne granulare de repartiție;

-o altă tehnică, studiată de Pecker et Teyssandier (1998) este cea utilizată pentru fundarea pilelor podului Rion-Antirion din Grecia.

2.3 Tipuri de incluziuni Clasificarea incluziunilor se poate face în funcție de natura lor, de modul de realizare al

acestora sau în funcție de mecanismele de preluare a încărcărilor. În funcție de modul de realizare, incluziunile pot fi prefabricate (toate tipurile de piloți introduși prin batere) sau turnate pe loc (tipuri de piloți forați în diferite moduri, coloane vibro-compactate din beton, coloane cu modul controlat și coloane realizate prin amestecul pământului cu un liant.

Fig. 2-4 Principiul ranforsării pământurilor compresibile prin incluziuni rigide (Chevalier, 2008)



5

Tabelul 2.1 – Caracteristicile principalelor tipuri de incluziuni descrise în Capitolul 2.3

2.4 Perna de transfer Perna granulară de transfer are un rol foarte important, în interiorul ei dezvoltându-se

mecanismele de transfer a încărcării către incluziuni. Datorită utilizării pernei granulare încărcarea se aplică simultan capetelor incluziunilor și terenului compresibil, lucru ce face diferența între această metodă și cea a fundațiilor mixte. În acest fel se realizează reducerea și uniformizarea tasărilor de suprafață graţie efectului de boltă descris de Terzaghi (1943).

Perna de transfer este realizată din materiale granulare și poate fi ranforsată cu straturi orizontale din diverse materiale geosintetice care contribuie la preluarea încărcărilor prin efectul de membrană. Pentru buna funcționare a ranforsării trebuie avut în vedere faptul că o pernă de transfer care nu are o grosime suficientă sau care are caracteristici mecanice necorespunzătoare poate favoriza apariția unor tasări diferențiate importante la baza lucrării.

Ranforsările orizontale ale pernei de transfer sunt de cele mai multe ori de natură sintetică (geotextile sau geogrile). Rolurile pe care le pot avea ranforsările orizontale depind de dispunerea lor în perna granulară de transfer.

2.5 Domenii de aplicare În ultimii ani s-au realizat în România câteva lucrări în care s-au utilizat soluții de ranforsare

prin incluziuni rigide sau semi-rigide verticale pentru fundarea pe terenuri slabe a unor centre comerciale, stații de epurare a apelor uzate, turbine eoliene s.a. (Plompteux, 2009, Ciortan, 2010) (un exemplu este dat în fig. 2-7).

Tipuri de incluziuni Vibra ții Zgomot Debleu E (Mpa)

Prefa-bricate

Piloți din lemn Da Da Nu 10000-15000 Piloți metalici (oțel) Da Da Nu 210000

Piloți din beton Da Da Nu 10000-20000

Turna-te pe loc

Piloți introduși prin batere sau forați

Prin batere Da Da Nu Mortar 2000 7400, Beton B15: 9000, Beton B25:

10815

Forați în uscat cu șnec Nu Nu Da Forați cu tubaj Nu Nu Da

Forați cu șnec continuu Nu Nu Da STARSOL Nu Nu Da

Coloane vibro-compactate din beton Nu Nu Nu 10000 Coloane cu modul controlat Nu Nu Nu 500-20000

Incluziuni realizate prin amestecul

pământului cu un liant

Jet grouting Nu Nu Nu Malaxare COL MIX Nu Nu Nu 50-300

Coloane de var-ciment Nu Nu Nu 20-200

Fig. 2-7 Descrierea soluției propuse pentru îmbunătățirea terenului în cazul fundării unor turbine eoliene în zona Dobrogei ( Plompteux, 2009)



6

Pe plan internațional, metodele de ranforsare a terenurilor prin incluziuni rigide sunt foarte dezvoltate și se utilizează de mai mult timp. În lucrare sunt prezentate principalele lucrāri.

2.6 Concluzii Cu toate că utilizarea incluziunilor rigide ca metodă de îmbunătățire a pământurilor slabe se

utilizează și la noi în multe cazuri, aplicarea se face fără metode precise de calcul, în România neexistând normative, ghiduri de proiectare sau alte documente tehnice privind comportarea fundațiilor pe terenuri slabe ranforsate cu incluziuni rigide și semirigide verticale și modul de interacțiune dintre terenul slab de fundare și diferite tipuri de incluziuni, în condiții de solicitare statică sau dinamică (seism). 3 Studiul comport ării terenurilor ranforsate cu incluziuni rigide

3.1 Introducere Modul de comportare a ansamblului teren – incluziuni rigide reprezintă cheia pentru

dezvoltarea unor metode de dimensionare realiste. Modul în care încărcarea este distribuită între elementele componente, modul în care acestea interacţionează între ele şi cu structura reprezintă subiecte care au fost intens cercetate în ultimii ani.

3.2 Mecanisme de transfer Incluziunile rigide sunt încastrate în stratul compresibil și permit transferul încărcărilor prin

dezvoltarea unor forțe de frecare în lungul incluziunii. Perna granulară de transfer este dispusă între terenul compresibil și construcție pentru a uniformiza tasările și a asigura transferul încărcărilor la nivelul capetelor incluziunilor.

Mecanismele de transfer pentru ranforsarea terenurilor compresibile prin incluziuni rigide se pot studia pe capetele incluziunilor sau la nivelul terenului compresibil.

Studiile teoretice raportate în literatură s-au efectuat pentru diferite tipuri de construcții. • Mecanisme de transfer dezvoltate pe baza efectului de boltă – principiul metodei constă în echilibrul arcelor de formă semisferică dispuse pe capetele incluziunilor în ipoteza în care nu se ia în considerare reacțiunea pământului compresibil. • Mecanisme de transfer dezvoltate pe baza efectului de membrană - efectul de membrană apare atunci când se dispune un geosintetic într-un singur strat la baza rambleului. În cazul în care se dispun mai multe straturi de geosintetice, crește grosimea pernei de transfer, care se comportă ca o dală.

Studiile experimentale realizate pe baza modelelor reduse pun în evidență mecanismele de transfer ale eforturilor și constituie punctul de plecare pentru dezvoltarea modelelor teoretice. Au fost realizate experimente bi- sau tri-dimensionale, pe modele la scară reală sau redusă, inclusiv centrifugate.:

În teza de doctorat se trec în revistă principalele studii teoretice şi experimentale realizate, precum şi concluziile acestora, pe baza referinţelor recente din literatura (Marston și Anderson, 1913, 1995, Han și Gabr, 2001, Thorel et al. 2007, etc.).

3.3 Metode de dimensionare Pe baza studiilor prin care s-au determinat mecanismele de transfer ale eforturilor s-au

propus diferite metode pentru dimensionarea incluziunilor rigide: • Metode bazate pe teoria lui Marston și Anderson (1913) • Metode bazate pe teoria lui Terzaghi (1943) • Metode bazate pe modele analitice de bolt ă



7

• Metode bazate pe ipoteza frec ării negative

3.4 Modelări numerice În lucrare se face o trecere în revistă a principalelor referinţe bibliografice din literatura

internaţională cu principalele concluzii trase din modelările numerice efectuate. Încă din anii '90 au fost realizate modelări numerice 2D pentru a pune în evidenţă

mecanismele de transfer a eforturilor şi a permite dezvoltarea primelor metode de dimensionare. Modelările 3D mai recente au permis punerea în evidenţă a mecanismelor de interacţiune dintre terenul de fundare, sistemul de fundare și suprastructură.

Modelările numerice în regim dinamic nu sunt atât de numeroase, ele evoluând o dată cu programele de calcul, scopul studiilor realizate de-a lungul timpului fiind determinarea și limitarea tasărilor diferențiate în domeniul static.

Studiul interacțiunii teren-structură se realizează considerând un comportament elastic sau vâsco-elastic al terenului, deși există dezavantajul subestimării nelinearității în această privinţă. Pentru o descriere corectă a comportamentului terenului sub acțiunea seismică sunt necesare modele de comportament elasto-plastic. În urma definirii modurilor de comportare a terenului în funcție de gradul de forfecare se evidențiază faptul că pentru niveluri ridicate ale deformațiilor se consideră un comportament neliniar și ireversibil al terenului

3.5 Prezentarea Proiectului Na țional ASIRI În Franta s-a derulat în perioada 2005-2011 un proiect național de cercetare intitulat ASIRI

(Amelioration des Sols par Inclusions Rigides). Rezultatele proiectului au fost publicate sub forma unor recomandări „Recommendations for the design, construction and control of rigid inclusions ground improvements” (2013) . Recomandările ASIRI conțin un set de reguli practice pentru proiectarea, construcția și controlul acestor sisteme de ranforsare a terenurilor compresibile, destinate tuturor participanților din domeniu și constituie o bază pentru dezvoltarea acestei tehnici. Recomandările sunt în concordanță cu cerințele prevăzute de Eurocoduri în special cu cele din Eurocode 7-1 (2004).

3.6 Concluzii Se poate considera că mecanismele de transfer ale încărcărilor reprezintă o combinație

între: efectul de boltă din interiorul rambleului, efectul de membrană sau creșterea rigidității pernei de transfer datorită geosinteticelor și concentrarea de eforturi datorită diferenței de rigiditate dintre incluziuni și terenul compresibil. În mod practic, studiul comportării incluziunilor rigide sub acțiunea încărcărilor seismice se rezumă la rezolvarea problemei interacțiunii teren-structură ținând cont bineînțeles de caracteristicile pământului, ale sistemului alcătuit din incluziuni și pernă de transfer și de caracteristicile structurii. Pentru redarea cât mai corectă și completă a comportării acestor sisteme ranforsate este necesară modelarea 3D pentru validarea rezultatelor experimentale.

4 Programul experimental pe masa vibrant ă 4.1 Introducere În acest capitol sunt prezentate experimentele pe modele reduse realizate pe masa

vibrantă de la Universitatea din Bristol (UK) în cadrul proiectului SERIES. Rezultatele au fost prelucrate în cadrul prezentei teze pentru a sta la baza calibrării şi validării modelului numeric 3D.

4.2 Descrierea experimentelor Experimentele s-au realizat utilizând masa vibrantă a Universității din Bristol, Laboratorul

EQUALS (Earthquake and Large Structures), care are 6 grade de libertate.



8

Materiale utilizate: materiale care reproduc ipotezele de bază ale modelului teoretic având un comportament liniar-elastic izotrop pentru matrice și pentru incluziuni, ceea ce înseamnă o aderență perfectă la interfața celor două.

Materialul ales pentru matrice este o spumă poliuretanică tip RG50/230 cu densitatea ρm=48 kg/m3 (Em=54 kPa, ννννm=0.11, Gm= 24.3 kPa). Blocul utilizat în experimente are dimensiunile

de 2,13m x 1,75m x 1,25m și are o greutate de 225 kg. Incluziunile sunt reprezentate de tuburi metalice cu înălțimea de 1,3m având diametrul exterior de 12,7mm si diametrul interior de 6,2mm (ρp=7800 kg/m3, Ep=2.1 x 105 kPa, νp=0.3, Ip= 1,13 x 10-8 m4). Fiecare incluziune cântărește

aproximativ 1 kg. Condițiile de capăt: pentru fiecare configurație s-au modelat 4 condiții limită pentru

capetele incluziunilor: încastrat-liber (ÎL), încastrat-glisant (ÎG), articulat-glisant (AG), articulat-liber (AL) (fig. 4-2).

Tabelul 4-1–Diferite configurații testate în funcție de condițiile de capăt (Raport SERIES,2012)

Numărul incluziunilor

35 17 9 0

Condiții de capăt

Încastrat - Liber x x x x

Încastrat - Glisant x x Articulat - Liber x x

Articulat - Glisant x x

Configurații utilizate: 35 incluziuni (așezate sub forma unei grile de 7x5 cu latura pătratului

de 250 mm), 17 incluziuni (distanța rezultată fiind de √2 x250 mm), 9 incluziuni (latura de 500

Fig. 4-2 Schemele cinematice ale diferitelor condiții limită (a) încastrat-liber, (b) încastrat glisant, (c) articulat glisant, (d) articulat liber (Raport SERIES, 2012)

Fig. 4-3 Modelul experimental - Secțiune longitudinală (sus) și vedere în plan (jos) (Raport SERIES, 2012)



9

mm), 0 incluziuni (doar matricea de spumă).

Descrierea modelului fizic - Modelul omogen este construit pentru un mediu ranforsat extins

infinit în lateral, deși în realitate modelul experimental este finit. Instrumentare

- Canalul de excitație - s-au utilizat excitații uzuale ale mesei vibrante: unde sinusoidale, vibrații aleatorii și reproducerea unor accelerații înregistrate ale unor cutremure.

- Canalul de măsură - este alcătuit din: senzori de deplasare LVDT care sunt limitați și nu oferă informații suplimentare, accelerometre și traductori de deformații. Excitații utilizate: au fost utilizate patru tipuri de semnal de excitații: de tip zgomot alb, de tip

armonice, sinusoidale și de impact. Experimentele s-au desfășurat în mai multe etape. Prima fază a programului a cuprins

proiectarea si elaborarea modelului experimental. Faza a doua, desfăşurată în mai 2010, a avut ca scop investigarea influenței pe care o are numărul de incluziuni asupra răspunsului dinamic al modelului. Cea de-a treia fază s-a derulat în iulie 2010 și a urmărit influența condițiilor de capăt ale incluziunilor asupra răspunsului sistemului.

4.3 Prelucrarea şi analiza datelor experimentale În acest subcapitol sunt prezentate răspunsurile sub formă de accelerații, deplasări și

deformații obținute în urma prelucrării datelor rezultate din testele pe diferitele configurații pentru incluziunea centrală, într-un interval de 10 secunde și excitația de tip zgomot alb 0-100 Hz.

- În prima etapă a programului experimental au fost supuse excitațiilor toate cele 4 configurații, iar capetele incluziunilor au fost fixate doar la partea inferioară pe masa vibrantă. În fig. 4-5 sunt prezentate rezultatele prelucrate pentru acceleraţiile de răspuns pentru incluziunea centrală, în diferitele configuraţii testate.

a)

Fig. 4-4. Schemele diferitelor configurații (a) configurația cu 35 de incluziuni, (b) configurația cu 17 incluziuni, (c) configurația cu 9 incluziuni, (d) configurația cu 0 incluziuni (Raport SERIES, 2012)



10

b)

c)

d)

Pe aceeași latură a modelului au fost amplasate și LVDT-uri pe care s-au înregistrat

deplasări ale blocului de spumă. Înregistrările obținute chiar la mijlocul suprafeței laterale sunt prezentate mai jos, în fig. 4-6.

- În etapa a doua a încercărilor experimentale au fost testate configurațiile cu 35, 17 si 0

incluziuni, cu deosebirea că, pentru fiecare configurație s-au pus condiții la capetele incluziunilor: încastrat-glisant (IG), încastrat-liber (IL), articulat-glisant (AG), articulat-liber (AL). Acceleraţiile de răspuns pentru configuraţiile cu 35 şi 17 incluziuni sunt prezentate în fig. 4-7.

a)

Fig. 4-5 Accelerații de răspuns pentru incluziunea centrală pentru diferitele configurații

Fig. 4-6 Comparații ale deplasărilor înregistrate pe capătul superior al incluziunii centrale pentru o excitație de tip zgomot alb 0-100 Hz



11

b)

Pentru experimentele realizate în această etapă s-a realizat o analiză spectrală pentru a

identifica frecvențele fundamentale corespunzătoare primului mod de vibrație. S-a dorit de asemenea și compararea frecvențelor rezultate corespunzătoare diferitelor configurații. Funcțiile de transfer, obținute cu ajutorul programului SeismoSignal, sunt prezentate în figurile 4-8- 4-9.

Din analiza spectrală reiese că frecvențele fundamentale se situează în două zone

separate. Pentru cazurile cu incluziunile încastrate la partea inferioară rezultă frecvențe pentru primul mod de vibrație situate în jurul valorii de 6 Hz, iar pentru cazurile cu incluziunile articulate la partea inferioară frecvențele pentru primul mod de vibrație au rezultat aproximativ 5 Hz.

4.4 Concluzii Originalitatea modelului experimental realizat vine din utilizarea unui număr mare de

incluziuni, din faptul că matricea a fost realizată din spumă și a fost dimensionată astfel încât efectele de forfecare datorate spumei și cele de încovoiere date de incluziuni să aibă același ordin de mărime. Experimentele efectuate în cadrul programului SERIES au avut și părți mai puțin bune. Un aspect se referă la faptul că mecanismul de rigidizare utilizat pentru a simula condiția capătului glisant al incluziunii nu previne complet rotirea capătului incluziunii, așa cum rezultă în urma experimentelor. Un alt aspect deficitar se referă la înălțimea modelului (H=1,25 m) care condiționează cea de-a treia frecvență pentru configurația de 35 de incluziuni sub limita de excitație de 60 Hz a mesei vibrante.

Fig. 4-7 Accelerații de răspuns înregistrate pe suprafața blocului de spumă pentru diferitele configurații

Fig. 4-8 Funcția de transfer (TF) pentru blocul de spumă pe direcția Y pentru diferitele condiții de capăt ale incluziunilor (cazul cu 35 incluziuni)

Fig. 4-9 Funcția de transfer (TF) pentru blocul de spumă pe direcția Y pentru diferitele configurații cu condiția de capăt IG



12

5 Modelul teoretic prin metoda omogeniz ării. Compara ție cu modelul experimental 5.1 Introducere Prezentul capitol descrie pe scurt metoda omogenizării aplicată la acest caz, dar şi

comparaţiile dintre rezultatele teoretice obţinute de Soubestre (2011) şi cele experimentale. Mai târziu aceste rezultate vor fi comparate cu propriile rezultate obţinute prin modelare numerică (capitolul 6).

5.2 Modelul teoretic bazat pe metoda omogeniz ării Modelul teoretic bazat pe metoda asimptotică a omogenizării mediilor periodice dezvoltat

de Soubestre (2011) pentru medii omogene ranforsate prin incluziuni lineare tratează sistemul complex compus din teren și incluziuni și supus excitațiilor dinamice ca fiind un mediu continuu guvernat atât de încovoierea la care sunt supuse incluziunile, cât și de forfecarea terenului.

Modelul omogen arată că un sistem ranforsat prin incluziuni este anizotrop. Pe direcție verticală răspunsul sistemului este evaluat într-un mod simplu și este dominat de incluziuni. Pe direcție transversală, în zonele unde există o diferență majoră de rigiditate între incluziuni și teren, răspunsul terenului la forfecare poate fi însoțit de răspunsul incluziunilor la încovoiere.

5.3 Compara ții între rezultatele experimentale și predic țiile teoretice

Linearitatea răspunsului sistemului s-a confirmat (fig. 5-1), ținând cont că funcțiile de

transfer sunt identice pentru toate cele trei magnitudini ale excitației zgomot alb. S-a confirmat și aderența perfectă a modelului datorită faptului că funcțiile de transfer pentru accelerometrele situate pe spuma poliuretanică și pe incluziuni arată că ambele componente urmează aceeași mișcare de translație orizontală.

O altă etapă în realizarea comparațiilor s-a referit la frecvențele corespunzătoare modului fundamental de vibrație. Pentru acest lucru au fost analizate funcțiile de răspuns ale frecvențelor corespunzătoare înregistrărilor răspunsurilor a trei accelerometre situate la înălțimi diferite (z) de pe fața laterală a blocului de spumă. Funcțiile de răspuns sunt prezentate în figura 5-2 pentru configurațiile cu 35 de incluziuni.

Fig. 5-1 Răspunsul accelerației prin prisma funcției de transfer dintre accelerometrele poziționate pe incluziuni (stânga) și spumă (dreapta) pentru excitații de tip zgomot alb la diferite amplitudini a0, 1,5a0, 2a0 (Soubestre, 2011)



13

5.4 Concluzii Corespondența dintre rezultatele obținute pe cale experimentală și predicțiile teoretice a

fost obținută în special pentru modul fundamental al sistemului, ceea ce înseamnă că modelul numeric dezvoltat în capitolul 6 va fi analizat prin prisma rezultatelor obținute în primul mod de vibrație. Rezultă din această analiză că modelul teoretic a fost validat cu ajutorul modelului experimental supus la solicitări dinamice doar pentru modul fundamental de vibrație.

6 Dezvoltarea modelului numeric 3D, calibrare și validare 6.1 Introducere În acest capitol se prezintă modelul numeric 3D care a fost dezvoltat în cadrul tezei de

doctorat şi care a fost calibrat şi validat pe baza datelor experimentale obținute pe modele reduse testate pe masa vibrantă (prezentate în capitolul 4).

6.2 Prezentarea programului de calcul Pentru modelare a fost utilizat Midas GTS (Geotechnical and Tunnel System). . 6.3 Modelul numeric al structurii testate pe masa v ibrant ă Modelarea numerică a fost realizată respectând ipotezele de bază ale modelului

experimental: comportament liniar omogen elastic atât pentru matrice, cât și pentru incluziuni și aderență perfectă la interfața acestora.

Au fost realizate modelări numerice corespunzătoare tuturor configurațiilor analizate în cadrul etapei a doua a experimentelor pentru a putea compara frecvențele obținute pentru primul mod de vibrație cu cele rezultate din studiul experimental.

Pentru discretizarea ultimă pentru care modelul este stabil (0,1 m) au fost obținute frecvențele proprii ale primului mod de vibrație pentru variantele analizate.

Pentru modelarea numerică a fost utilizată valoarea modulului Young obținută în urma încercărilor cu coloana rezonantă (E=130 kPa), valoare care este mult mai potrivită în ceea ce privește solicitările dinamice ale spumei poliuretanice utilizată în cadrul experimentului.

În figura 6-1 sunt prezentate rezultatele frecvențelor obținute pentru configurațiile cu 35 de incluziuni cu condiții de capăt ÎL. Tabelul 6-1 prezintă sintetic toate rezultatele obținute pe configurațiile analizate.

Fig. 5-2 Identificarea modului fundamental pentru configurația cu 35 de incluziuni supusă unui excitații de tip zgomot alb. Modulul funcției de transfer dintre accelerometrele situate pe suprafața spumei și accelerometrul de

referință poziționat pe masa vibrantă (Soubestre, 2011)



14

Tabelul 6-1 – Rezultate (frecvenţe şi deplasări) obținute în urma modelărilor numerice

Pentru configurațiile cu incluziuni încastrate la capătul inferior și libere la cel superior se

observă că modelul se rigidizează pe măsură ce crește numărul de incluziuni. Această configurație este aproape cea mai utilizată în modelarea numerică a masivelor ranforsate prin incluziuni rigide, fiind menționată și în Recomandările ASIRI (2013). Și pentru configurația cu condiții de capăt încastrat-glisant care simulează comportarea unor astfel de lucrări de ranforsare în cazul în care este vorba de un radier, frecvențele evoluează în mod asemănător. Pentru configurațiile cu capetele de bază articulate, frecvențele scad foarte puțin cu creşterea numărului incluziunilor, lucru ce se poate explica prin faptul că, cel puțin din punct de vedere al analizei dinamice, este necesar ca incluziunile să fie încastrate în stratul de bază, așa cum se menționează și în Recomandările ASIRI (2013).

Din punct de vedere al deplasărilor maxime ale blocului de spumă, pe măsură ce crește numărul incluziunilor crește și deplasarea maximă datorită faptului că tuburile metalice sunt mult mai rigide față de spuma poliuretanică, iar în timpul solicitării deplasarea incluziunilor o dictează pe cea a întregului masiv ranforsat. În plus, densitatea specifică a materialului este extrem de mică față de cea a metalului.

O a doua discuție se poate face luând în considerare comportarea dinamică a modelului în funcție de numărul de incluziuni și de condițiile de capăt, astfel încât pentru variantele cu 17 și 35 incluziuni se observă că avem câte două zone de valori în ceea ce privește frecvențele fundamentale corespunzătoare primului mod de vibrație.

O altă observație se referă la faptul că indiferent de numărul de incluziuni, în variantele care simulează existența unui radier (cu condiția capătului superior „glisant”) deplasările maxime ale blocului ranforsat sunt mai mici față de situațiile în care incluziunile sunt libere la capetele

Configurație Frecvențe mod 1 de vibrație (Hz)

Deplasări maxime ale blocului de spumă (mm)

Deplasări maxime ale incluziunilor (mm)

Bloc simplu 5.14 0.0000118969 - 17 IL 5.61 0.000228705 0.000218444 17 IG 5.95 0.000186137 0.000179977 17 AG 5.53 0.000160777 0.000155723 17 AL 5.21 0.000226724 0.000217542 35 IL 5.92 0.000386233 0.000369404 35 IG 6.26 0.000129755 0.000126336 35 AG 5.48 0.000073725 0.000072414 35 AL 5.18 0.000308877 0.000299299

Fig.6-1 Rezultate numerice obținute pentru configurația cu 35 IL



15

superioare.

6.4 Compara ții între rezultatele numerice și valorile experimentale Au fost realizate comparații între rezultatele modelărilor numerice corespunzătoare

configurațiilor cu 17 și 35 de incluziuni având condițiile la capete „încastrat-liber” și rezultatele experimentale. Validarea rezultatelor a fost realizată faţă de frecvențele fundamentale corespunzătoare primului mod de vibrație obținute experimental, întâi pentru blocul neranforsat. De asemenea, rezultatele numerice au fost comparate și cu cele teoretice obţinute de Soubestre (2011) pe baza aceloraşi experimente utilizând metoda omogenizării. Comparaţiile sunt prezentate în tabelele 6-2 și 6-3.

Tabelul 6-2 Comparații între frecvențele obținute pentru modul 1 de vibrație pe cele trei configurații (0, 17, 35) pentru modelul experimental – numeric – teoretic

Configurație Frecvențe (Hz)

Experimental Numeric Teoretic (Soubestre, 2011)

Bloc simplu 5.20 5.14 4.51

17 incluziuni 5.63 5.61 5.59

35 incluziuni 5.95 5.92 5.88

Tabel 6-3 Comparații între frecvențele obținute pentru configurațiile cu 35 și cu 17 incluziuni pentru diferite condiții de capăt

Frecvențe mod 1, f1 (Hz) Frecvențe mod 1, f1 (Hz)

Condi ții de capăt pentru configura ția

cu 35 incluziuni

Experimental (SERIES, 2010)

Numeric

Condi ții de capăt pentru configura ția

cu 17 incluziuni

Experimental (SERIES, 2010)

Numeric

35 ÎL 5.95 5.92 17 ÎL 5.63 5.61

35 ÎG 6.43 6.26 35 ÎG 5.87 5.95

35 AG 5.20 5.48 35 AG 5.12 5.53

35 AL 5.19 5.18 35 AL 5.19 5.21

Diferențele dintre rezultatele obținute pentru frecvențele fundamentale corespunzătoare

primului mod de vibrație pe modelul teoretic și cele obținute pe modelul experimental sunt cuprinse între 0.2% și 5.1%, ceea ce conduce către validarea ipotezelor utilizate în general pentru masive ranforsate cu incluziuni rigide, conform cărora configurația corectă este cea cu incluziunile încastrate în stratul de bază și libere la vârf.

Pentru o calibrare completă a modelului au fost comparate și valorile numerice şi cele experimentale pentru deplasările incluziunii centrale (figura 6-2).



16

Se observă că deplasările calculate numeric pentru incluziunea centrală au aceeași alură

cu cele experimentale şi valorile sunt foarte apropiate. Erorile de ordinul a 8 - 10% de la partea superioară a incluziunii se datorează faptului că în cadrul experimentelor au existat doar trei senzori montați pe incluziune, iar capătul incluziunii care iese din spuma poliuretanică nu este monitorizat.

6.5 Concluzii Rezultatele obținute arată că modelul numeric este suficient de exact pentru a putea fi

utilizat mai departe pentru obținerea altor rezultate în cazul lucrărilor la scară reală.

7 Studiul parametric al factorilor de influen ță 7.1 Introducere Unul din obiectivele acestei etape a fost şi studiul comportării dinamice a configuraţiilor de

incluziuni realizate conform unei optimizări din punct de vedere al comportamentului static, pentru a determina eventual distanțele optime dintre incluziuni în funcție de tipul pământului și de diametrul incluziunilor în cazul solicitărilor dinamice.

Studiile parametrice s-au realizat în mai multe etape. Masivul utilizat în acest scop are aceeași formă cu cel calibrat și validat în etapele anterioare, iar dimensiunile sale au rezultat prin scalarea cu factor 10 a modelului experimental pentru a păstra corespondenţa cu modelul inițial. Astfel, dimensiunile masivului rezultat sunt (B x L x H) 17.5m x 21.3m x 12.5m.

În model au fost utilizate incluziuni metalice tubulare (E=21 x 107 kPa) sau din beton simplu cu secțiune plină (E=20 x 106 kPa) cu diametre de la 0.127 m până la diametre reale utilizate frecvent pentru astfel de ranforsări (0.3m, 0.5m și 0.8m). Lungimea incluziunilor a fost considerată egală cu grosimea stratului compresibil (12.5m), respectiv o încastrare în stratul de bază având caracteristici superioare celui ranforsat, conform Recomandărilor ASIRI (2013). Au fost însă analizate şi cazuri cu incluziuni având o lungime mai mică decât grosimea stratului ranforsat.

Au fost utilizate două excitații diferite și anume: zgomot alb 0-100 Hz și încărcarea dinamică din seism Eurocode (1996) Elastic Design (SR EN 1998-1:2004).

Fig.6-2 Rezultatele deplasărilor incluziunii centrale numeric/experimental obținute pentru configurația cu 17 & 35 ÎL



17

7.2 Studii parametrice realizate pe p ământuri teoretice pentru modelul scalat � Etapa 1 – Influenţa E, ν, distanţe între incluziuni

În această primă etapă s-a urmărit stabilirea intervalelor de valori pentru caracteristicile pământurilor ranforsate (modul de deformaţie, E și coeficientul Poisson, ν), în vederea alegerii unor pământuri teoretice relevante pentru scopul final al studiului parametric.

Pământurile utilizate au modulul de elasticitate (E) între 500 kPa la 12000 kPa, iar coeficientul lui Poisson ia pe rând valorile ν = 0.25, 0.35, 0.45. Incluziunile utilizate au diametrul de 0.127 m. Configurațiile studiate au fost: 17 incluziuni (distanțe de 5m), 35 incluziuni (distanțe de 2.5m), 63 incluziuni (distanțe de 1.25m).

Pentru varianta cu distanțe de 5m între incluziuni deplasările maxime ale masivului scad pe măsură ce ν crește, ceea ce conduce la ideea că această configurație nu este foarte potrivită pentru ranforsarea masivului. În cazul configurației cu 35 de incluziuni (fig. 7-1), pentru modulul Young de până la 4000 kPa rezultă o situație asemănătoare celei cu 17 incluziuni, dar pe măsură ce E crește, deplasările maxime ale masivului încep să crească direct proporțional cu ν, deci această configurație ar putea fi potrivită pentru pământuri cu o rigiditate mai mare. Configurația cu distanțe de 1.25m între incluziuni are o comportare stabilă în ceea ce privește deplasările maxime ale masivului de pământ, care cresc odată cu ν, indiferent de valoarea modulului de elasticitate.

Pentru fiecare din cele trei configurații frecvențele fundamentale cresc direct proporțional cu ν, ceea ce era de aşteptat deoarece masivul este mai rigid.

Fig. 7-1 Deplasări maxime ale masivului de pământ pentru configurația cu 35 incluziuni metalice – model scalat factor 10 (distanța 2.5m)

Fig. 7-2 Frecvențe fundamentale corespunzătoare primului mod de vibrație pentru configurația cu 63 incluziuni metalice – model scalat factor 10 (distanța 1.25m)



18

� Etapa 2 – Influenţa raportului Epământ / Eincluziune În această etapă au fost considerate modele cu aceleași caracteristici geometrice ca și cele

studiate anterior, alcătuite din pământuri teoretice (E = 500 - 6000 kPa, cu ν = 0.35 și E = 6000 - 12000 kPa cu ν= 0.25). Studiile parametrice au fost realizate pentru aceleași distanțe considerate în etapa anterioară, cu scopul de a evidenția parametrii studiați în funcție de raportul dintre rigiditatea pământului și cea a incluziunilor. Se observă că deplasările maxime rezultate sunt apropiate ca valoare pentru configurațiile cu 17 și cu 35 de incluziuni, în timp ce pentru configurația cu 63 de incluziuni valorile deplasărilor maxime sunt diferite ca ordin de mărime față de primele două configurații. În cazul incluziunilor metalice deplasările sunt de trei ori mai mici față de configurația cu 17 incluziuni. În cazul incluziunilor din beton deplasările maxime ale configurației cu 63 de incluziuni sunt de două ori mai mici față de cele corespunzătoare configurației cu 35 de incluziuni și de trei ori mai mici față de cele rezultate în urma analizei configurației cu 17 incluziuni.

� Etapa 3 – Influenţa lungimii incluziunilor

Modelele utilizate în această etapă sunt aproape identice cu cele utilizate în etapa anterioară cu deosebirea că au fost considerate pe rând atât lungimi ale incluziunilor egale cu grosimea stratului compresibil, cât și lungimi majorate, respectiv reduse cu 25% față de grosimea stratului ranforsat. A fost analizată configurația cu 35 de incluziuni.

Din punct de vedere al deplasărilor, diferențele dintre configurațiile cu incluziuni metalice și cele cu incluziuni din beton sunt din ce în ce mai mici pe măsură ce lungimea acestora crește, ceea ce ar putea însemna că pe măsură ce lungimile incluziunilor cresc, deplasările nu mai reprezintă un criteriu esențial pentru alegerea tipului de incluziuni.

Fig. 7-3 Curbă a deplasărilor relative maxime ale masivului pentru distanțe de 1.25m în funcție de raportul Epământ/Eincluziune – model scalat factor 10

Fig. 7-4 Deplasări maxime ale masivului de pământ pentru configurațiile cu incluziuni din beton în funcţie de lungimea incluziunii – model scalat factor 10



19

Diferențele dintre frecvențele obţinute pentru diferite lungimi ale incluziunilor sunt semnificative, dar totuşi acestea cresc pe măsură ce lungimea incluziunilor scade. Analizând lucrurile din punct de vedere al comportării dinamice și ținând cont de diferența semnificativă de rigiditate dintre pământurile analizate și incluziuni, cu cât lungimea incluziunilor crește, cu atât modelul devine mai flexibil.

� Concluziile studiilor parametrice pe modelul scalat

Rezultatele obținute în aceste etape nu pot fi raportate la realitate deoarece diametrele utilizate sunt foarte mici în raport cu cele utilizate în mod normal pentru ranforsări de acest tip, iar solicitarea utilizată pentru studiul comportării dinamice a masivului ranforsat nu este una reală care să ia în considerare caracteristicile unui teren real situat într-o zonă seismică. Din aceste motive a fost necesară o nouă etapă în care să fie utilizate diametre reale ale incluziunilor și o solicitare dinamică de tip seism.

7.3 Studii parametrice pentru masive reale solicita te la înc ărcarea dinamic ă din

seism Eurocode (1996) Elastic Design (SREN 1998) Pentru studiul parametric au fost alese pământurile cu E=2500-6000 kPa și ν=0.35 și cu

E=6000-8000 kPa și ν=0.25. Incluziunile utilizate sunt tubulare din metal (E = 21 x 107 kPa) și cu secțiune plină din beton (E = 2 x 107 kPa). Diametrele acestora au luat pe rând valori utilizate în mod obișnuit pentru piloți și anume 0.3 m, 0.5 m și 0.8 m.

Distanțele dintre incluziuni au fost alese în conformitate cu recomandările ASIRI (2013) în funcție de diametre (Tabelul 7-1).

Tabel 7-1 Configurații pentru studiile parametrice în funcție de distanțele recomandate de ASIRI (2013).

Diametre (m) 0.3 0.5 0.8

Distanța minimă între incluziuni (m) 1.25 (~4d) 1.5 (3d) 2.4 (3d)

Distanța intermediară între incluziuni (m) 1.95 (6.5d) 2.75 (5.5d) 3.6 (4.5d)

Distanța maximă între incluziuni (m) 3.0 (10d) 3.0 (6d) 4.8 (6d)

Modelul a fost solicitat la încărcarea din Eurocode (1996) Elastic Design (SR EN 1998-

1:2004), iar accelerația terenului este ag=0.32g.

Fig. 7-5 Frecvențe fundamentale corespunzătoare primului mod de vibrație pentru configurațiile cu incluziuni metalice - beton în funcţie de lungimea incluziunii – model scalat factor 10



20

� Studiul eficienţei diferitelor configurații de incluziuni În prima fază au fost eliminate configurațiile de incluziuni a căror eficienţă este scăzută.

Configurațiile considerate eficiente atât din punct de vedere al deplasărilor maxime cât și din cel al frecvențelor fundamentale sunt prezentate în Fig 7-6 și 7-7.

În cazul în care ar trebui aleasă configurația pentru care deplasările maxime ale masivului

ranforsat solicitat în condiții dinamice sunt minime atunci cea mai potrivită ar fi cea cu incluziuni metalice cu diametrul de 0.5m așezate la distanțe de 1.5m (figura 7-6).

� Influenţa raportului de îmbunătăţire

Au fost analizate în continuare rezultatele obținute pentru fiecare configurație în parte în funcție de raportul de îmbunătățire al terenului compresibil. Conform etapei anterioare, configurațiile eficiente sunt cele pentru α = 0.0185, 0.045 și 0.087.

În figura 7-8 sunt prezentate deplasările relative în funcție de raportul de îmbunătăţire, α pentru valori ale raportului Epământ/Eincluziune cuprins între 1.6 x 10-5 și 4 x 10-4.

Fig. 7-7 Frecvențe fundamentale ale masivului ranforsat pentru configurațiile analizate

Fig. 7-6 Deplasări maxime ale masivului ranforsat pentru configurațiile analizate



21

Pentru variantele considerate ca fiind eficiente au fost realizate curbe caracteristice care

prezintă deplasările relative (∆rel) și frecvențele fundamentale din primul mod de vibrație în funcție de raportul de rigidități dintre pământ și incluziuni.

Fig. 7-9 Deplasări relative ale masivului ranforsat în funcție de raportul Epământ/Eincluziune

Fig. 7-10 Frecvențe ale masivului ranforsat în funcție de raportul Epământ/Eincluziune

Fig. 7-8 Deplasări relative, ∆rel ale masivului ranforsat în funcție de raportul Epământ/Eincluziune



22

7.4 Concluzii referitoare la studiile parametrice Analizând lucrurile din toate punctele de vedere rezultă că în cazul solicitărilor dinamice

configurația cu α = 0.0185 poate fi utilizată pentru o gamă largă de valori ale rigidității relative, atât din punct de vedere al deplasărilor relative cât și al frecvențelor din modul 1 de vibrație.

Rezultă că unele din configurațiile realizate pe baza Recomandărilor ASIRI (2013), care sunt optimizate din punct de vedere static nu sunt eficiente din punct de vedere dinamic.

8 Concluzii și contribu ții personale 8.1 Concluzii generale Lucrarea şi-a propus următoarele obiective pentru studiul comportării dinamice a terenurilor

slabe ranforsate prin incluziuni rigide: - realizarea unei sinteze documentare la zi care să prezinte stadiul actual al cercetărilor în

domeniu; - prelucrarea rezultatelor încercărilor pe masa vibrantă; - elaborarea unui model numeric 3D calibrat pe baza rezultatelor experimentale; - utilizarea modelului numeric anterior validat pentru studiul comportării diferitelor

configuraţii posibile, a influenţei diferiţilor factori prin studii numerice parametrice. Teza de doctorat a fost structurată astfel: - Capitolul 1 face o introducere în subiectul tezei de doctorat. - În capitolul 2 au fost prezentate și analizate sintetic tipurile de incluziuni rigide întâlnite în

literatura de specialitate și principalele caracteristici ale pernei granulare de transfer. De asemenea, sunt arătate domeniile de utilizare ale acestei tehnici atât în România, cât și pe plan internațional. - În cel de-al treilea capitol se prezintă stadiul actual al cercetărilor asupra comportării terenurilor ranforsate cu incluziuni rigide verticale solicitate atât în regim static, cât și dinamic. Sunt prezentate mecanismele de transfer a eforturilor și metodele de dimensionare, precum şi o sinteză a principalelor cercetări teoretice, experimentale și numerice recente din literatura de specialitate. Analiza elementelor rezultate din sinteza bibliografică a arătat că nu există reguli universale pentru dimensionarea platformei granulare de transfer. De asemenea, s-a demonstrat importanța utilizării ranforsărilor orizontale (geotextile sau geogrile) în vederea reducerii grosimii pernei de transfer şi a îmbunătăţirii eficienţei transferului de eforturi. O altă concluzie ce reiese în urma acestei sinteze este faptul că deși această tehnică de îmbunătățire a terenurilor compresibile se utilizează din ce în ce mai des atât pe plan internațional, cât și în România, aplicarea se face adesea fără existența unor normative de proiectare. Deși în unele țări europene există reglementări cu privire la această tehnică, de cele mai multe ori lucrurile se opresc la o abordare experimentală a lucrării ce se concretizează doar prin recomandări în special pentru domeniul static de solicitare, domeniul dinamic fiind foarte puțin studiat (BS8006,1995; EBGEO, 2004; ASIRI, 2013).

În urma analizei metodelor de dimensionare și a diferitelor modelări (teoretice, experimentale și numerice) s-a evidențiat faptul că mecanismele de transfer ale încărcărilor reprezintă o combinație între efectul de boltă din interiorul rambleului, efectul de membrană și concentrarea eforturilor. S-a constatat că fiecare mecanism de transfer are o anumită contribuție în preluarea eforturilor în funcție de diferiți parametri: numărul și rigiditatea geosinteticelor utilizate, proprietățile materialelor din care sunt alcătuite rambleul și terenul compresibil și de modulul de elasticitate al incluziunilor. Referitor la tipurile de modelări s-a ajuns la concluzia că modelarea analitică nu permite o analiză reală a mecanismelor de transfer, în timp ce în cazul modelărilor experimentale și a experimentelor la scară reală există posibilitatea de a lua în considerare înălțimea rambleelor și a raportului de reducere a încărcărilor, precum și identificarea parametrilor care influențează tasările diferențiale și distribuția încărcărilor la baza rambleelor. În concluzie,



23

pentru o modelare realistă este necesar să se ia în considerare și comportarea rambleului (structurii).

În cazul solicitărilor dinamice studiul comportării sistemelor ranforsate se rezumă la rezolvarea problemei interacțiunii teren-structură ținând cont de anumiți parametri: caracteristicile terenului, ale sistemului de ranforsare alcătuit din incluziuni și pernă de transfer și de caracteristicile structurii. A fost pus în evidență faptul că prezența pernei granulare de transfer joacă un rol foarte important în transmiterea eforturilor de la structură către incluziuni în special în cazul încărcărilor provenite din seism. Unii dintre autorii menționați în cadrul sintezei bibliografice au realizat comparații între studiul comportării unei incluziuni izolate și cel al unui grup de incluziuni sub acțiunea încărcărilor seismice pentru a demonstra efectul pozitiv de grup. Pentru modelarea în regim dinamic sunt necesare experimente pe modele și modelare numerică 3D.

- În capitolul 4 este prezentat modelul experimental testat pe masa vibrantă a Universității din Bristol în cadrul programului european SERIES. Alcătuit din două materiale analoage care reproduc ipotezele de bază ale modelului teoretic bazat pe metoda omogenizării (dezvoltat de către Soubestre (2011) în cadrul proiectului), modelul experimental a fost testat pe masa vibrantă utilizând diferite tipuri de configurații de incluziuni (35, 17, 9, 0) cu patru condiții limită la capetele incluziunilor: încastrat-liber, încastrat-glisant, articulat-liber și articulat-glisant. Sistemul, alcătuit din materiale cu un comportament elastic izotrop care respectă condiția de aderență perfectă la interfață, a fost instrumentat cu ajutorul accelerometrelor și a traductorilor de deformații dispuși în mod specific pentru fiecare configurație. Experimentele au prezentat avantajul unui număr mare de incluziuni în comparație cu alte modele experimentale dezvoltate de-a lungul timpului, dar și pentru că matricea a fost realizată din spumă poliuretanică și a fost dimensionată astfel încât efectele de forfecare datorate spumei și cele de încovoiere date de incluziuni să aibă același ordin de mărime. Punctele slabe ale modelului experimental se referă la faptul că mecanismul de rigidizare utilizat pentru a simula condiția capetelor glisante ale incluziunilor nu împiedică pe deplin rotirea și la înălțimea modelului (H=1.25m) care condiționează cea de-a treia frecvență corespunzătoare configurației cu 35 de incluziuni sub limita de excitație de 60 Hz a mesei vibrante. De asemenea, utilizarea spumei poliuretanice limitează aplicarea rezultatelor la pământuri, în special dacă acestea sunt solicitate într-un domeniu dincolo de cel elastic (deformaţii mici). Utilizarea unui masiv din pământ pentru modelul redus ar fi pus probleme mai complicate din punct de vedere experimental (utilizarea unui container de forfecare) şi al interpretării. Mai poate fi adăugat aici faptul că modelul experimental a fost dezvoltat în mod special pentru validarea modelului analitic bazat pe metoda omogenizării şi nu pentru aplicaţii practice directe. În capitolul 4 sunt prezentate prelucrările proprii ale autorului tezei de doctorat ale rezultatelor experimentale obţinute pentru excitaţia de tip zgomot alb 0 – 100 Hz.

- Capitolul 5 prezintă pe scurt modelul bazat pe metoda omogenizării şi comparații între modelul experimental și cel teoretic în vederea validării celui din urmă, dar și pentru alegerea condițiilor corespunzătoare pentru conceperea modelului numeric 3D. S-a constatat că există o bună corespondență între modelul analitic și cel experimental, în special pentru modul fundamental de vibrație al sistemului. Faptul că a rezultat în urma analizei modelului experimental existența unui punct de inflexiune al deformatei modale din configurația cu 35 incluziuni cu condiții de capăt încastrat-liber, înseamnă că forfecarea și încovoierea se exprimă ca fiind cuplate și deci modelul experimental este omogen așa cum sunt și predicțiile teoretice. Concluziile trase de autorul modelului analitic (Soubestre, 2011) au fost utile pentru dezvoltarea în continuare a modelului numeric.

- În continuarea studiului a fost realizat un model numeric 3D cu ajutorul programului în elemente finite Midas GTS, care este prezentat în Capitolul 6. Modelările numerice s-au realizat pe baza modelului experimental, considerându-se trei configurații de incluziuni (35, 17, 0) cu



24

condițiile de capăt încastrat-liber, încastrat-glisant, articulat-liber și articulat-glisant. În urma comparațiilor rezultatelor obținute pentru frecvențele corespunzătoare diferitelor condiții de capăt ale configurațiilor s-a ajuns la concluzia că frecvențele pentru capetele de bază încastrate sunt mai mari decât cele pentru capetele articulate, respectiv o comportare mai eficientă, fapt ce corespunde Recomandărilor ASIRI (2013) conform cărora incluziunile ar trebui să fie încastrate la bază. Pentru cazul cel mai întâlnit în literatura de specialitate (incluziuni încastrate la bază și libere la vârf) au rezultat erori pentru frecvențele din primul mod de vibrație foarte mici, pentru domeniul elastic: între 0.35% și 0.5% între modelul numeric și cel experimental și între 0.35% și 0.7% între modelul numeric și cel teoretic. O altă concluzie la care s-a ajuns este legată de deplasările modelului care cresc pe măsură ce crește numărul incluziunilor din cauza faptului că spuma poliuretanică utilizată are un modul de deformație foarte redus în comparație cu pământurile reale, iar densitatea specifică a spumei este foarte mică, în timp ce rigiditatea incluziunilor este foarte mare, acestea preluând o mare parte a eforturilor. Ținând cont că diferențele obținute pentru frecvențele fundamentale ale modelului experimental și cele corespunzătoare modelului numeric pentru diferitele configurații studiate se situează între 0.2% și 5.1%, a rezultat că modelul numeric este validat. Pentru o calibrare completă au fost realizate şi comparații între deplasările incluziunii centrale din configurațiile cu 35 și 17 incluziuni cu condiții de capăt încastrat-liber, această incluziune fiind singurul element comun monitorizat cu traductori de deformații. Erorile obținute pentru deplasări au variat între 8 şi 10% și au fost înregistrate doar pentru capătul care nu a fost monitorizat în cadrul experimentelor, rezultând astfel că modelul numeric este suficient de exact pentru a putea fi utilizat în continuare pentru a obține rezultate pe modele la scară reală.

- Capitolul 7. Ținând cont de diferențele semnificative ale caracteristicilor spumei utilizată în experimente și în cazul modelării numerice față de pământurile reale s-a ajuns la necesitatea realizării unor studii parametrice care utilizează un model alcătuit din pământuri reale. Astfel, s-a pornit de la modelul numeric utilizat anterior care a fost inițial scalat cu factorul 10. Scopul a fost evaluarea comportării dinamice a masivului ranforsat în funcție de parametrii caracteristici: modul de deformaţie, E, coeficientul lui Poisson, ν, distanța dintre incluziuni, diametrele incluziunilor și lungimea acestora, dar și în funcție de parametrii complecși α – raportul de îmbunătățire și ρrel – rigiditatea relativă. Prima etapă a studiilor parametrice a fost realizată utilizând pământuri teoretice compresibile cu E = 500 – 12000 kPa și ν = 0.25, 0.35, 0.45, incluziuni din beton și metal cu diametrul de 0.127 m (de 10 ori mai mari față de cele din modelul experimental) și lungimea egală cu cea a masivului ranforsat (12.5 m). Excitația utilizată a fost aceeași ca și în cazul modelului numeric și experimental (zgomot alb 0-100 Hz). În urma analizei frecvențelor fundamentale din primul mod de vibrație pentru categoriile de pământuri teoretice analizate în funcție de E și ν și de distanța dintre incluziuni s-a ajuns la concluzia că pe măsură ce crește modulul de deformație al pământului sau al incluziunii și cu cât scade coeficientul lui Poisson și/sau distanța dintre incluziuni, cu atât frecvențele cresc. Pentru deplasările maxime ale masivului nu s-a putut stabili însă nici o regulă general valabilă, ci doar s-a stabilit configurația care s-a dovedit a fi cea mai eficientă din punct de vedere al distanțelor dintre incluziuni pentru toate categoriile de pământuri studiate, și anume configurația cu distanțe de 1.25m între incluziuni și ν=0.25. Pentru a putea ține cont concomitent în cadrul studiului de caracteristicile materialelor care compun modelul (pământuri și incluziuni) a fost realizată o analiză a deplasărilor și a frecvențelor în funcție de raportul dintre modulul de deformație al pământului și cel al incluziunilor metalice sau din beton. S-a constatat că și deplasările și frecvențele fundamentale cresc pe măsură ce raportul Epământ/Eincluziune crește.

Pentru a verifica dacă recomandările ASIRI (2013) referitoare la lungimea incluziunilor față de grosimea stratului compresibil pentru domeniul de comportare static sunt valabile și în domeniul dinamic, a fost realizată o etapă suplimentară a studiilor parametrice în care a fost



25

variată lungimea incluziunilor cu ± 25% față de grosimea stratului compresibil. S-a demonstrat în urma studiilor că recomandarea ca lungimea incluziunilor să fie cel puțin egală cu grosimea stratului ranforsat în domeniul de comportare static este valabilă și în domeniul dinamic.

În ultima etapă a studiilor parametrice s-au studiat modele alcătuite din pământuri compresibile teoretice cu incluziuni din metal și din beton având diametre reale utilizate în mod curent pentru astfel de ranforsări (0.3 m, 0.5 m și 0.8 m). În plus, solicitarea la care a fost supus modelul în această etapă este una de tip seism Eurocode (1996) Elastic Design cu accelerația gravitațională a terenului ag=0.32g. În urma analizei configurațiilor rezultate în funcție de diametre și distanțele corespunzătoare între incluziuni s-a evidențiat configurația cea mai eficientă, pentru care s-au obținut deplasările cele mai mici ale masivului și frecvențele cele mai mari, indiferent de tipul de pământ utilizat, și anume configurația cu α=0.0185

Configurațiile eficiente au fost apoi analizate și din punct de vedere al raportului de îmbunătățire, α, constatându-se că: - pentru Epământ/Eincluziune < 2x10-4 sunt potrivite configurațiile corespunzătoare unor valori α < 0.045, - pentru Epământ/Eincluziune > 2x10-4 sunt eficiente pentru reducerea deplasărilor relative în condiții de solicitare dinamică toate valorile lui α situate în intervalul 0.0185 – 0.087. Frecvențele fundamentale cresc în acest caz direct proporțional cu α pentru toate valorile Epământ/Eincluziune: - pentru valori Epământ/Eincluziune<1.14x10-4 panta curbelor este mai mare pentru α>0.045, adică sunt eficiente configurațiile corespunzătoare unui raport de acoperire al incluziunilor mai mare de 0.045, - pentru Epământ/Eincluziune>1.14 x 10-4 se observă că frecvențele nu cresc semnificativ în funcție de α.

Pentru o analiză mai complexă a fost introdus un parametru denumit rigiditate relativă, ρrel care ia în considerare parametrii simpli care influențează comportarea dinamică a masivului ranforsat (moduli de deformație ai pământului compresibil și incluziunilor, moment de inerție al incluziunilor și distanța inter-ax dintre două incluziuni adiacente). Analizând lucrurile din toate punctele de vedere rezultă că în cazul solicitărilor dinamice configurația cu α = 0.0185 poate fi utilizată pentru o gamă largă de valori ale rigidității relative, atât din punct de vedere al deplasărilor relative cât și al frecvențelor din modul 1 de vibrație.

Rezultă că unele din configurațiile realizate pe baza Recomandărilor ASIRI (2013), care sunt optimizate din punct de vedere static nu sunt eficiente din punct de vedere dinamic.

În concluzie, în cazul lucrărilor la care interacţiunea teren – structură este complexă, aşa cum este cazul structurilor fundate pe terenuri slabe ranforsate prin incluziuni rigide, modelarea numerică în elemente finite 3D aduce răspunsuri utile în ceea ce priveşte comportarea la solicitări statice şi dinamice. Modelul numeric are însă nevoie de validare experimentală atunci când comportarea lucrării şi a terenului nu sunt uşor de previzionat.

Teza de doctorat a utilizat rezultatele experimentale obţinute pe modele reduse testate pe masa vibrantă, precum şi modelul analitic bazat pe metoda omogenizării, pentru a valida modelul numeric 3D care a putut astfel fi utilizat pentru a obţine concluzii utile pentru practică în ceea ce priveşte configuraţiile optime de utilizat în condiții de solicitări dinamice.

8.2 Contribu ții personale

Principalele contribuții personale ale tezei de doctorat sunt următoarele: • Realizarea unei sinteze documentare extinse şi complete care prezintă stadiul actual

al cercetărilor referitoare la sistemele ranforsate cu incluziuni rigide în regim de comportare static și dinamic. Sinteza bibliografică s-a bazat pe studiul unui număr mare de titluri recente din literatura de specialitate (peste 100).



26

• Prelucrarea rezultatelor experimentale obținute pe masa vibrantă a Universității din Bristol în cadrul programului european SERIES, în care UTCB a fost partener.

• Elaborarea unui model numeric 3D în elemente finite cu ajutorul programului Midas GTS, solicitat în regim dinamic și calibrat pe baza rezultatelor experimentale și teoretice (metoda omogenizării).

• Realizarea unor studii parametrice detaliate cu ajutorul modelului numeric validat anterior cu scopul de a studia comportarea dinamică a diferitelor configurații și a influenței diferiților factori asupra deplasărilor maxime ale masivului ranforsat și a frecvențelor fundamentale corespunzătoare primului mod de vibrație. Au fost obţinute astfel concluzii utile pentru dimensionarea sistemelor de fundare pe terenuri slabe îmbunătăţite prin incluziuni rigide solicitate în regim dinamic.

Pe baza rezultatelor cercetărilor desfăşurate în cadrul tezei de doctorat și în perioada studiilor doctorale autorul tezei a publicat 8 articole în reviste cotate BDI, volumele unor conferinţe internaţionale cotate ISI sau BDI.

8.3 Direc ții viitoare de cercetare - extinderea cercetărilor pe domeniul elasto – plastic; - extinderea modelul numeric 3D prin introducerea pernei granulare de transfer și a unei

eventuale ranforsări cu geosintetice a acesteia; - modelare dinamică a sistemului structură – pernă de transfer – teren compresibil –

incluziuni este necesară pentru o analiză completă; - rezultatele cercetărilor pot fi utilizate pentru întocmirea unor reglementări tehnice privind

dimensionarea fundațiilor pe terenuri slabe ranforsate cu incluziuni rigide și semirigide verticale, care sunt foarte cerute şi utile în România. 9 Bibliografie selectiv ă

1. ASIRI National Project (2013). Recommendations for the design constructions and control of rigid inclusions ground improvements, France.

2. Aubeny, C.P., Li, Y., Briaud, J.L. (2002). Geosynthetic reinforced pile supported embankments: numerical simulation and design needs. In: DELMAS S., GOURC J.P. Eds. Proc. of the 7th Int. Conf. on Geosynthetics, 22-27 septembre 2002, Nice. Lisse, Pays-Bas: Swets&Zeitlinger, 2002, pp 365-368.

3. Auvinet, G. (1999). Geostatistical analysis of soil data on the site of Rion-Antirion bridge, Comparative analysis of settlement of piers foundation on soil with and without inclusions. Complementary report submitted to Geodynamique et Structure, France, February 1999.

4. Batali, L. Note de curs “Travaux speciaux de foundations”, anul IV FILS. UTCB 5. Berthelot, P., Pezot, B., Liausu, P. (2003). Amelioration des sols naturels ou anthropiques par

colonnes semi-rigides: Le procede CMC. In: Vanick I., Barvinek R., Bohac J., Jettmar J., Jirasko D., Salak J. Eds. Proc. of the 13th European Conf. on Soil Mechanics and Geotehnical Engineering (XIII ECSMGE), 25-29 aug 2003, Praga. Rotterdam: Balkema, 2003.

6. Briancon, L. (2002). Renforcement des sols par inclusions rigides. Etat de l’art. IREX, Paris, 2002. 7. Catalog Midas – Geotechnical and Tunnel Analysis System Midas GTS, Next Generation Solution

for Geotechnical and Tunnel Engineering 8. Chevalier, B. (2008). Modelisation numerique discrete des renforcements de sols compressibles

par inclusions rigides. XXVIemes Rencontres Universitaires de Genie Civil 2008 9. Ciortan, R., Manea, S., Tsitas, G., Sata, L. (2012). Utilizarea incluziunilor din beton pentru

îmbunătățirea terenului de fundare. A XII a Conferință Națională și Fundații, Iași, 20-22 septembrie 2012, vol.1, Ed. Politehnium, ISSN 1844-850, pp. 507-518.

10. Demersash, M.A. (1996). An experimental study of piled embankments incorporating geosynthetic basal reinforcement. These de doctorat. University of Newcastle-upon-Tyne, 1996.



27

11. Floroiu, L., G., Schweiger, H., F. (2013). Influence of soil improvement techniques on soil behavior and consequences for earthquake design. Revista română de geotehnică și fundații, 2013, vol.2 pp. 35-42.

12. Frank, R., De Gennaro, V. (2005). Modelisation de l’interaction sol-pieu par la methode des elements finis. Bulletin des Laboratoires des Ponts et Chaussees 256-257 juillet-aout-septembre 2005 – Ref. 4552, pp 107-133

13. Gazetas, G., Mylonakis, G. (1998). Seismic Soil-Structure Interaction: New Evidenceand Emerging Issues, Geotechnical Earthquake Engineering and Soil Dynamics, Geo-Institute ASCE Conference, Seattle 3-6 August, 1998, pp. 1-56.

14. Han, J., Gabr, M.A. (2002). Numerical analysis of geosynthetic-reinforced and pile-supported earth platforms over soft soil. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, 2002, vol.128, pp. 44-53.

15. Hatem, A. (2009). Comportement en zone sismique des inclusions rigides. Analyse de l’interaction sol-inclusion-matelas de repartition-structure. These de doctorat. Universite des Sciences et Technologies de Lille, 2009.

16. Hewlett, W.J., Randolph, M.F. (1988). Analysis of piled embankment. Ground Engineering, 1988, vol.21, no.3, pp. 12-18.

17. JENCK, O. - Le renforcement des sols compressibles par inclusions rigides verticales. Modelisation physique et numerique. 05-ISAL-0092 These 2005.

18. Jones, C.J.F.P., Lawson, C.R., Ayres, D.J. (1990). Geotextile reinforced piled embankments. In: DEN HOEDT ed. Proc. of the 4thInt. Conf. on Geotextiles Geomembranes and related Products, 28 mai- 1er juin 1990, Den Haag, Pays-Bas. Rotterdam: Balkema, 1990, vol. 1, pp 155-160.

19. Kempton, G., Russell, D., Pierpoint, N.D., Jones, C.J.F.P (1998). Two and three dimensional numerical analysis of the performance of piled embankment. Proceedings of the 6th International Conference on Geosynthetics, Atlanta, GA, USA, International Geosyntethics Society, 1998, pp 767-772

20. Laurent, Y. (2002). Renforcement des sols par inclusions rigides verticales – Etude bibliographique et numerique: rapport de DEA. DEA Genie Civil. Villeurbanne: INSA de Lyon, 2002, 142p.

21. Laurent, Y., Dias, D., Simon, B., Kastner, R. (2002). A 3D finite difference analysis of embankments over pile-reinforced soft soil. In: Vermeer P.A., Schweiger H., Karstunen M., Cudny M. Eds, Proc. of the Int. Workshop on Geotechnics of Soft Soils – Theory and Practice, 17-19 septembre 2003, Noordwijkerhout, Pays-bas. Essen: Verlag Gluckauf, 2003, pp 271-276.

22. Lungu, I., Stanciu, A., Boți, N. (2002). Probleme speciale de geotehnică și fundații. Editura Junimea, Iași, 2002, 274p.

23. Magnan, J.-P. (1994). Maitrise des amplitudes et vitesses de tassement des remblais sur argiles molles. Evolutions recentes, Bulletin de liaison des Laboratoires des Ponts et Chaussees, 1994.

24. Makris, N., Gazetas, G. (1992). Dynamic pile-soil-pile interaction part ii: lateral and seismic response. Earthquake Engineering & Structural Dynamics, vol. 21, pp 145–162.

25. Manea, S., Batali, L., Popa, H. (2003). Mecanica pământurilor, Elemente de teorie. Încercări de laborator. Exerciții. Editura Conspress, București, 2003.

26. Manoliu, I. Note de curs Master Inginerie Geotehnică UTCB, 1995. 27. Marston, A., Anderson, A.O. (1913). The theory of loads on pipes ditches and tests of cement and

clay drain tile and sewer pipes. Iowa Engineering Experiment Station Armes, 1913, Bull.31. 28. Mayoral, J. M., Romo, M.P.m, Cirion, A., Paulin, J. (2006). Effect of layered clay deposits on the

seismic behaviour of a rigid inclusion, Proceeding of the symposium on rigid inclusions in difficult subsoil conditions, ISSMGE TC36, Sociedad Mexican de Mecanica de Suelos, 11-12 May 2006.

29. Millan, M.A., Dominguez, J. (2009). Simplified BEM/FEM model for dynamic analysis of structures on piles and pile groups in viscoelastic and poroelastic soils. Engineering Analysis with Boundary Elements 33 2009, pp 25-34

30. Mylonakis, G., Gazetas, G. (1999). Lateral vibration and internal forces of group piles in layered soil. Journal of geotechnical and geoenvironnemental engineering, pp 16–25.Padron L.A., Aznarez J.J., Maeso O. – BEM-FEM coupling model for the dynamic analysis of piles and pile groups. Eng Anal Boundary Elem 2007; 31: 473-84



28

31. Neagoe, I. (2013). Soft Soils Reinforced by Rigid Vertical Inclusions, Revista Construcții, nr.2, 2013, pp. 48-55.

32. Neagoe, I.V ., Batali, L. (2013). Numerical Modelling of the Dynamic Behaviour of Soils Reinforced with Rigid Inclusions, In: Informatics, Geoinformatics and Remote Sensing, Conference Proceedings, 13th International Multidisciplinary Scientific Geoconference SGEM 2013, 16-22 june 2013, Albena, vol 1, pp. 473-480.

33. Neagoe, I.V ., Batali, L. (2014). Numerical Modelling of Soft Soils Reinforced by Rigid Inclusions on the Basis of the Small Scale Experiments Performed in the European Program SERIES, XV Danube – European Conference on Geotechnical Engineering (DECGE 2014), 9-11 september 2014, Viena, Austria, Paper No 63. (în curs de publicare).

34. Neagoe, I.V ., Batali, L., Popa, H. (2014). Dynamic Behaviour of Soils Reinforced by Rigid Inclusions. Small Scale Experiment and Numerical Modelling. In: Science and Technologies in Geology, Exploration and Mining, Hidrogeology, Engineering Geology and Geotechnics, Conference Proceedings, 14th International Multidisciplinary Scientific Geoconference SGEM 2014, 17-26 june 2014, Albena, vol 2, pp. 307-314.

35. Padron, L.A., Aznarez, J.J., Maeso, O. (2008). Dynamic analysis of piled foundations in stratified soils by a BEM-FEM model. Soil Dynamics and Earthquake Engineering 28 2008 pp 333-346

36. Pecker, A., Teyssandier, J. P. (1998). Seisms design for the foundations of the Rion Antirion Bridge. Paper number: 11311. Proc. ICE, Geotechnical Engineering, 131, 1998. pp 4-11.

37. Plompteux, C. (2009). Concepţia fundaţiilor de adâncime pentru eolienele din amplasamentul Fântânele - Cogealac, prezentare in cadrul Simpozionului "Fundatii de adancime - probleme actuale", UTCB, 10 sept. 2009.

38. Popa, H. – Note de curs. Tehnologia lucrarilor de consolidare a terenului de fundare si de executie si consolidare a fundatiilor. UTCB

39. Radulescu, N. (1998). Fundații de adâncime. Parametri caracteristici de interacțiune. Editura Conspress, București, 1998.

40. Rangel Nunez, J.L., Ovando, E., Shelley, Aguirre J., Ibarra Razo, E. (2006). A parametric study of the factors involved in the dynamic response of soft deposits when rigid inclusions are used as foundation solutions. Proceeding of the symposium on rigid inclusions in difficult subsoil conditions, ISSMGE TC36, Sociedad Mexican de Mecanica de Suelos, 11-12 May 2006.

41. Reul, O., Randolph, M.F. (2003). Piled rafts in overconsolidated clay. Comparison of in-situ measurments and numerical analysis. Geotechnique 53 (3), 2003, pp 301-315.

42. Reul, O. (2004). Numerical study of the bearing behaviour of piled rafts. Int. J. of geomech, vol 2, 2004, pp 59-68.

43. Rogbeck, Y., Gustavsson, S., Soedergren, I., Lindquist, D. (1998). Reinforced piled embankments in Sweden – Design aspects. In: ROWE R.K. Ed. Proc. of the 6th Int. Conf. on Geosyntethics, 25-29 mars 1998, Atlanta. Roseville, USA: Industrial Fabrics Association International, pp 755-762.

44. Russell, D., Naughton, P., Kempton, G. (2003). A new design procedure for piled embankments. In: Proc. of the 56th Annual Canadian Geotechnical Conf., 28 septembre – 1 er octobre 2003, Winnipeg, Canada.

45. Russell, D., Pierpoint, N. (1997). An assessment of design methods for piled embankments. Ground Engineering, November 1997, pp 39-44.

46. Sadek, M. (2003). Etude numerique du comportement des micropieux sous chargement sismique: analyse de l'effet de groupe et de l'inclinaison. These de doctorat, 2003.

47. Sadek, M., Shahrour, I. (2006). Influence of the head and tip connection on the seismic performance of micropiles. International Journal of Soil Dynamics and Earthquake Engineering, 2006.

48. Seismic Engineering Research Infrastructures for European Synergies – Dynamic behaviour of soils reinforced with long inclusions (piles) – Final report. December 2012

49. Soubestre, J. (2011). Homogeneisation et experimentation de milieux renforces par inclusion lineaires. Application aux fondations profondes. These 2011.

50. SR EN 1998-1: 2004 Eurocode 8: Design of structures for earthquake resistance – Part 1: General rules, seismic actions and rules for buildings.



29

51. Stanciu, A., Lungu, I. (2006). Fundații. Fizica și mecanica pământurilor. Editura Tehnică, București, 2006.

52. Stewart, M. E., Filz, G. M. (2005). Influence of clay compressibility on geosynthetic loads in bridging layers for column-supported embankments. In: Anderson J.B., Phoon K.K., Smith E., Loehr J.E. Eds. Proc. of the session Geo-Frontiers: Contemporary Issues in Foundation Engineering (GSP 131), 24-26 janvier 2005, Austin, USA. ASCE, 2005.

53. Talpo ș (Neagoe), I.V . (2012). Numerical Modelling of Soft Soils Reinforced by Rigid Vertical Inclusions under Dynamic Loads – an Overview of Recent Research. Mathematical Modelling in Civil Engineering, no 4, 2012, pp. 225-236.

54. Talpo ș (Neagoe), I.V . (2013). Numerical Modelling of Rigid Vertical Inclusions as Reinforcements for Compressible Soils. Mathematical Modelling in Civil Engineering, vol 9, 2013, pp. 106-112.

55. Talpo ș (Neagoe), I.V . (2014). Soft Soils Reinforced by Rigid Inclusions under Dynamic Loads. Parametric Study of Main Influence Factors. Mathematical Modelling in Civil Engineering (în curs de publicare).

56. Terzaghi, K. (1943). Theoretical soil mechanics. New York: John Wiley & sons, 1943. 57. Thai Son, Q. (2009). Developpements theorique et numerique d’un modele multiphasique pour le

clacul des ouvrages renforces par inclusions. These de doctorat. L’ecole Nationale des Ponts et Chaussees 2009

58. Vetter, K. (1998). Untersuchungen zum Tragverhalten der Kombinierten Pfahl-Platen-Grundung des Messenturms in Frankfurt am Main auf der Basis von Messungen und numerische Computersimulation. Masters Thesis, TU Darmstadt, 1998

59. Wong, S.C., Poulos, H.G. (2001). Performance of Various Piled Embankment Systems. In: Proc. of the 5th Int. Conf. on Deep Foundation Practice incorporating Piletalk, Singapour, 4-6 avril 2001. Singapour: CI Premier, 2001, pp 395-401.

60. Yoo, C., Kim, S.-B. (2009). Numerical modeling of geosynthetic-encased stone column-reinforced ground. Geosynthetics International 2009, 16, nr.3

61. Zacek, M. (1996). Construire parasismique, Edition 1996.

Ț Ă ĂȚ INCLUZIUNI RIGIDE SAU SEMIRIGIDE...

Documents

Transcript of Ț Ă ĂȚ INCLUZIUNI RIGIDE SAU SEMIRIGIDE...