Boti Ioan - Rezumat

Contribu ţii privind analiza stării de eforturi şi deformaţii din terenul de fundare în cazul rambleelor pentru căi de comunicaţii

Pag. 1

CUPRINS Cuprinsul tabelelor ..................................................................................................................................... 3

1. INTRODUCERE ............................................................................................................................... 4

1.1. Generalităţi .................................................................................................................................. 4

1.2. Scurte comentarii privind relaţia de interdeterminare dintre construcţia unui rambleu şi terenul de fundare ............................................................................................................................................... 5

1.3. Obiectivele tezei .......................................................................................................................... 6

2. INVESTIGAŢII DE TEREN ŞI DE LABORATOR SPECIFICE PĂMÂNTURILOR ARGILOASE ............................................................................................................................................. 8

2.1. Elemente privind structura şi proprietăţile fizico mecanice ale pământurilor argiloase ............. 8

2.2. Investigații de teren specifice .................................................................................................... 10 2.2.1. Sondaje şi foraje ................................................................................................................. 10 2.2.2. Sisteme de monitorizare in situ a rambleelor înalte ........................................................... 14

2.3. Investigațiispecifice de laborator............................................................................................... 15 2.3.1. Încercarea de compresiune consolidare ............................................................................. 15 2.3.2. Încercări de compresiune triaxială[C2] .............................................................................. 18

2.3.3. Încercări de compresiune triaxială adaptate pentru problema stării plane de deformaţii .. 20

2.4. Studiu de caz – pentru încercarea triaxială în varianta stării plane de deformaţii ..................... 24 3. MODELEDE CALCULUTILIZATEPENTRU LUCRĂRILE INGINEREȘTI FUNDATE PE PĂMÂNTURI DE CONSISTENȚĂ REDUSĂ ...................................................................................... 28

3.1. Modele de comportare efort – deformație ................................................................................. 28

3.1.1. Modelul consolidării 1D .................................................................................................... 28 3.1.2. Modelul consolidării tridimesnionale Biot[B4] ................................................................. 29

3.1.3. Analiza comparativă folosind teoria consolidării Terzaghi – Peck şi teoria Biot .............. 32 3.2. Consideraţii asupra modelelor şi teoriilor de cedare utilizate în studiile de caz+ ..................... 35

3.2.1. Modelul Drucker-Prager/Cap pentru materiale geotehnice ............................................... 35

3.2.2. Teoria stării critice. Modelul Cam Clay............................................................................. 37 4. METODE CONSTRUCTIVE DE ÎMBUNĂTĂŢIRE .................................................................... 41

4.1. Generalităţi ................................................................................................................................ 41

4.2. Înlocuire..................................................................................................................................... 42

4.3. Înlocuire parţială........................................................................................................................ 42 4.4. Preîncărcare ............................................................................................................................... 43

4.5. Postîncărcare ............................................................................................................................. 43

4.6. Consolidare cu drenuri verticale şi cu vacuum ......................................................................... 44

4.7. Drenuri verticale ........................................................................................................................ 45

4.7.1. Istoric ................................................................................................................................. 45

5. STUDII DE CAZ (ANALIZATE ŞI MONITORIZATE) ............................................................... 46

5.1. Rambleul de pe autostrada A2, km 6 ........................................................................................ 46 5.1.1. Scurtă istoric ...................................................................................................................... 46 5.1.2. Rezultatele investigaţiilor geotehnice ................................................................................ 48

5.1.3. Analize numerice ............................................................................................................... 51 5.1.4. Instrumentarea rambleului ................................................................................................. 55 5.1.5. Analiza comparativă a rezultatelor calculelor prin raport cu măsurătorile de teren – concluzii ........................................................................................................................................... 56

5.2. Analize de stabilitate pentru rablee înalte de pe traseul CF Vâlcele - Râmnicu Vâlcea ........... 59

5.2.1. Date generale ...................................................................................................................... 59

5.2.2. Rezultatele investigaţiilor in situ........................................................................................ 61

5.2.3. Studiu de caz exemplificativ .............................................................................................. 64 6. CONCLUZII ŞI CONTRIBUŢII PERSONALE ............................................................................. 67

6.1. Concluzii ................................................................................................................................... 67

6.2. Contribuţii personale ................................................................................................................. 67


Pag. 2

Cuprinsul figurilor Figura 1.1 Deformabilitatea argilelor de consistenţă redusă ...................................................................... 4 Figura 1.2Distribuţia zonelor cu pământuri moi pe teritoriul ţării noastre ................................................ 5 Figura 2.1 Imagini ale structurii pământurilor (schiţe şi fotografii microscopice) .................................... 8 Figura 2.2 Imagini microscopice a structurii intacte şi remaniate[B3] .................................................... 10 Figura 2.3 Tipuri de “sape” funcţie de tipul de pământ ........................................................................... 11

Figura 2.4 Exemplu de obturare a găurii de foraj .................................................................................... 12

Figura 2.5 recuperaj nereuşit .................................................................................................................... 12 Figura 2.6 Metoda de prelevare cu şnec cu miez gol ............................................................................... 12

Figura 2.7 Detaliu şnec ............................................................................................................................ 12 Figura 2.8Propunere pentru prototip de prelevator specific pămâmnutilor coesive “plastic consistente” şi “plastic moi” ............................................................................................................................................ 13

Figura 2.9Celulă pentru măsurarea presiunii din terenul de fundare ....................................................... 14

Figura 2.10Sistemul de achiziţie a datelor preluate de la senzori ............................................................ 14

Figura 2.11schemă generală de instalare a tubulaturilor inclinometrice ................................................. 15

Figura 2.12 Curba de compresiune consolidare ....................................................................................... 16

Figura 2.13 Schema generală de solicitare a probei de pământ pentru „drum de efort” de încărcare ..... 19 Figura 2.14Aparat de compresiune triaxială cu efort impus şi deformaţie măsurată .............................. 20

Figura 2.15 Aparat de compresiune triaxială cu deformaţie impusă şi efort măsurat ............................. 20

Figura 2.16 Schema dispozitivului de stare plană .................................................................................... 21

Figura 2.17 Imagine cu dispozitivul de stare plană ................................................................................. 21

Figura 2.18 Pregătirea probei ................................................................................................................... 22 Figura 2.19 Pregătirea probei ................................................................................................................... 22 Figura 2.20 Proba introdusă în ştanţa de stare plană ................................................................................ 22

Figura 2.21 Proba montată în aparatul de compresiune triaxială ............................................................. 23 Figura 2.22 Proba montată în aparatul de compresiune triaxială ............................................................. 23 Figura 2.23 Curba granulometrică pentru o probă prelevată din zona Însurăţei ...................................... 24

Figura 2.24 Reprezentarea în diagrama ternară a probei ......................................................................... 24

Figura 2.25 Distribuţia indicelui de cosnistenţă cu adâncimea ................................................................ 25

Figura 2.26 Distribuţia gradului de saturaţie cu adâncimea ..................................................................... 25

Figura 2.27 Distribuţia modulului edometric cu adancimea .................................................................... 25

Figura 2.28 Distribuţia unghului de frecare interioară cu adâncimea (incercări de forfecare directă de tip CU) ........................................................................................................................................................... 26 Figura 2.29 Distribuţia coeziunii cu adâncimea (incercări de forfecare directă de tip CU) .................... 26

Figura 2.30 Curbele efort deformaţie pentru analiza stării plane ............................................................ 26 Figura 2.31 Suprafeţele de cedare în cazul probelor încercate în aparatul de stare plană, triaxial şi în modelarea numerică ................................................................................................................................. 27

Figura 2.32 Variaţia deplasărilor pe axa 3-3 (verticală) faţă de frecarea probă-aparat în modelarea numerică ................................................................................................................................................... 27

Figura 3.1 Aplicaţie la teoria lui Biot [B4] .............................................................................................. 33 Figura 3.2Comparaţie privind evoluţia tasării din consolidarea primară în timp pentru modelul studiat 34

Figura 3.3: Variaţia eforturilor unitare “θ” .............................................................................................. 35

Figura 3.4: Modelul modificat Drucker-Prager/Cap: suprafeţe de cedare ............................................... 35 Figura 3.5: Modelul de cedare Mohr-Coulomb ....................................................................................... 36

Figura 3.6:Suprafeţele în spaţiul p-q-v descrise de forfecarea unor probe drenate şi nedrenate ............. 38

Figura 3.7: Modelul Cam-Clay. Aproximarea proiecţiei suprafeţelor de curgere în planul (p;q) printr-o linie compusă din segmente de elipsă şi segmente de dreaptă ................................................................. 39 Figura 3.8: Teoria stării critice pentru cazul încercării de forfecare directă ............................................ 39

Figura 3.9: Rezultatele încercărilor edometrice şi triaxiale ..................................................................... 40

Figura 3.10: Teoria stării critice pentru cazul încercărilor edometrice şi triaxiale .................................. 40

Figura 4.1 Înlocuirea stratului moale cu material granular compactat .................................................... 42 Figura 4.2 Înlocuirea pământului de consistență redusă de la piciorul rambleului.................................. 43 Figura 4.3 Preîncărcarea ca alternativă la fundarea indirectă .................................................................. 44


Pag. 3

Figura 4.4 Utilizarea drenajului de adâncime pentru grăbirea consolidării ............................................. 45

Figura 4.5: Diferite moduri de dispunere a drenurilor verticale .............................................................. 46 Figura 4.6: Secţiune transversală printr-un dren vertical ......................................................................... 46

Figura 5.1: Fisură transversală în dala de beton ....................................................................................... 47

Figura 5.2: Fisură longitudinală dala de beton ......................................................................................... 47

Figura 5.3: Tipare posibile de cedare la forfecare ................................................................................... 47

Figura 5.4: Bucată de argilă moale (a se vedea amprentele) cu materie organică (miros de mlaştină) ... 48 Figura 5.5: Transformarea parametrilor eforturilor de forfecare ............................................................. 50 Figura 5.6: Culeea podului ....................................................................................................................... 51

Figura 5.7: Fâşia de rambleu şi condiţiile de rezemare ............................................................................ 52

Figura 5.8: U2 (tasarea) deplasări nodale pentru pasul de încărcare “gravitaţional” .............................. 53

Figura 5.9: U2 (tasarea) deplasări nodale pentru pasul de încărcare “trafic” .......................................... 53 Figura 5.10: U2 (tasarea) deplasări nodale pentru pasul de încărcare “2.5m balast” .............................. 54

Figura 5.11: Deformaţiile plastice care apar in urma incarcarii cu balast ............................................... 54

Figura 5.12: Deplasări nodale (laterale) ale rambleului în ipoteza de încărcare “2.5m balast” ............... 55

Figura 5.13: Secţiune transversală ........................................................................................................... 55 Figura 5.14: Evoluţia deplasărilor pe orizontală determinate cu inclinometrul ....................................... 57 Figura 5.15: Evoluţia împingerilor datorate suprasarcinii ....................................................................... 57 Figura 5.16 Evolutia tasării în timp pentru exemplul analizat folosind teoriile de consolidare Biot şi Terzaghi ................................................................................................................................................... 58

Figura 5.17 Plan de situaţie cu poziţia căii ferate Rm Valcea Valcele .................................................... 59

Figura 5.18 Profil longitudinal cu traseul căii ferate ............................................................................... 59

Figura 5.19 Rambleu de cale ferată afectat de alunecări de teren............................................................ 60 Figura 5.20 Rambleu de cale ferată afectat de alunecări de teren............................................................ 60 Figura 5.21 Rambleu de cale ferată afectat de alunecări de teren............................................................ 60 Figura 5.22 Tasare excesivă a rambleului de cale ferată ......................................................................... 60 Figura 5.23 Pinteni circulari („Hore”) realizaţi din piloţi Benoto tangenţi cu diametrul de 1.08m ........ 61

Figura 5.24 Compactare insuficientă a corpului rambleului .................................................................... 62

Figura 5.25 Probleme de deformabilitate ale terenului de fundare .......................................................... 62 Figura 5.26 Exemplu de citire înclinometrică cu punerea în evidenţă a planului de alunecare .............. 63

Figura 5.27 Reprezentarea zonelor cu probleme identificate de încercările de teren [C3] ...................... 64

Figura 5.28 Evoluţia lucrărilor de consolidare la km 146+500 [C3] ....................................................... 64

Figura 5.29 Plan de situaţie cu poziţionarea lucrărilor de teren ............................................................... 65

Figura 5.30 Stratificaţia întâlnită în forajul F1. Se observă la 7,0m trecerea de la nisip la argilă ........... 66

CUPRINSUL TABELELOR Tab. 5.1: Rezultatele preliminare a testelor de laborator pe straturi ........................................................ 48 Tab. 5.2: Teste efectuate în vederea obţinerii parametrilor mecanici ...................................................... 49

Tab. 5.3: Valoride calcul folosite în modelarea numerică ....................................................................... 50


Pag. 4

1. INTRODUCERE

1.1. Generalităţi Proiectarea şi realizarea unor construcţii pe terenuri moi a devenit necesară din cauza extinderii seminificative a zonelor construite în ultimii ani. Cu alte cuvinte, nu mai avem de ales şi trebuie să construim şi pe terenuri care, în trecut, erau evitate fiind considerate terenuri dificile de fundare. Conform practicii inginereşti în legătură cu proiectarea rambleelor de căi de comunicaţii, problemele apărute în exploatare sunt corespunzătoare pământurilor coezive de consistenţe scăzute (Ic ≤ 0.75). De altfel şi în literatura de specialitate domeniul argilelor moi a fost extins până la valori ale indicelui de consistenţă menţionate anterior. Ca urmare, lucrarea de faţă îşi propune să aducă contribuţii pentru evaluarea şi monitorizarea stării de eforturi şi deformaţii sub rambleele căilor de comunicaţii. Conform normativelor în vigoare în ţara noastră, sunt considerate ramblee înalte cele ce respectă condiţia H ≥ 6m. Din acest motiv, studiile de caz prezente în această teză se referă la ramblee înalte de drumuri şi căi ferate. În principiu, cerinţele practice necesare realizării proiectelor de infrastructură sunt: rezistenţa sporită, compresibilitatea redusă, lipsa problemelor legate de stabilitate, tasări, nivelul apei subterane şi protecţia mediului. Pentru a obţine aceste cerinţe se apelează la unele tehnici de bază cum ar fi: drenajul, compactarea, cimentarea şi armarea cu materiale geosintetice. Aceste tehnici, chiar dacă unele au fost concepute chiar şi cu sute de ani în urmă, rămân valabile. De exemplu, tratarea pământurilor cu var nestins este o tehnică foarte veche de îmbunătăţire, ca de altfel şi compactarea, foarte utilizată încă de pe vremea romanilor la lucrările de drumuri.

Figura 1.1 Deformabilitatea argilelor de consistenţă redusă Revenind în zilele noastre, din experienţa inginerească acumulată în ultimeledecenii este clar că între problema îmbunătăţirii terenurilor de fundare şi siguranţa construcţiilor asigurate printr-o proiectare raţională este o legătură biunivocă permanentă. Altfel spus, dorinţa inginerilor de a realiza construcţii estetice eficiente şi durabile intră într-o competiţie permanentă cu posibilităţile tehnice de îmbunătăţire a terenurilor slabe de fundare, întâlnite din ce în ce mai des. [K1]Ţara noastră,din acest punct de vedere, am putea spune că excelează din cauza faptului că, după cum este cunoscut, 90% din teritoriul României este acoperit de roci sedimentare din categoria cărora fac parte şi pământurile; numai 10% fiind acoperit de celelalte categorii de roci cu proprietăţi mecanice mult mai bune. Din aceste motive se cunosc numeroase situaţii când au apărut probleme, fie la execuţie, fie la exploatare, dar care, de cele mai multe ori au putut fi rezolvate fără a fi puse în pericol cursul lucrărilor sau obiectivele construite. Experienţa inginereasca din tara noastră in domeniul cunoaşterii terenului de fundare a pus in evidenţăcâteva zone mari din ţară, unde terenurile de fundare sunt alcătuite din pământuri coezive moi


Pag. 5

in curs de consolidare sau slab consolidate. Pe harta cudistribuţia zonelor cu pământuri moi pe teritoriul ţării noastre(figura 1.2)se prezintă principalele zone din România unde terenul de fundare este constituit din terenuri coezive de consistență redusă. Menţionez că pentru întocmirea hărţii de mai jos am utilizat informaţiile disponibile şi experienţa unor lucrări la care am participat nemijlocit. Tot în figura menționată se prezintă locațiile corespunzătoare unor studii de caz analizate în cadrul tezei. Precizez că harta nu are un caracter limitativ şi că există numeroase alte zone în care aceste pământuri îşi fac simţită prezenţa.

Figura 1.2Distribuţia zonelor cu pământuri moi pe teritoriul ţării noastre

1.2. Scurte comentarii privind relaţia de interdeterminare dintre construcţia unui rambleu şi terenul de fundare

Prin definiţie, terasamentele presupun un ansamblu de lucrări constând în modificarea formei naturale a terenuluiîn vederea realizării unei construcţii. Cotinuând raţionamentul, rambleele presupun execuţia unor lucrări din pământuri coezive, necoezive, sau în amestec, realizate prin aplicarea unor tehnologii de construcţie, în vederea modificării morfologiei terenului coform proiectului căilor de comunicaţie. Realizarea acestui tip de construcţii din pământ sau roci este strâns legată de terenul suport, respectiv terenul de fundare, de caracteristicile geomecanice ale acestuia şi de orice altă eventuală acţiune ulterioară, suplimentarăîn raport cu încărcarea dată de rambleul respectiv, care ar putea, în timp, să-i modifice comportamentul. În principiu, atunci când vorbim despre ramblee, ne referim la barajele de pământ sau de anrocamente, diguri, terasamente de drumuri şi CF, umpluturi organizate (perne) sub fundaţiile unor construcţii civile, industriale, rampe de acces racordate la lucrări de artă, etc. Digurile şi terasamentele pentru drumuri şi cale ferată prezintă analogii între caracteristicile lor de bază. În general, toate aceste categorii de construcţii au o întindere semnificativă putând atinge zeci şi sute de km şi se construiesc, de regulă, din materiale extrase din cariere din vecinătatea traseelor lor. Drept


Pag. 6

urmare, clasificările pământurilor de construcţie ale acestor obiective sunt analoage, uşor diferite, însă, de clasificările pământurilor pentru barajele în rambleu. O altă diferenţiere se referă la regimul de solicitare hidraulică - permanentăîn cazul barajelor, nepermanentă la diguri şi ocazional nepermanentă la drumuri şi CF, pe sectoarele podeţelor unde au loc acumulări de apăîn perioadele cu exces de umiditate. Un alt criteriu major de diferenţiere l-ar reprezenta cel al încărcărilor post execuţie, care pot diferi de la încărcări permanente la partea superioară a rambleului (rezervoare, construcţii de diferite tipuri, etc.), la încărcari accidentale, sau la lipsa oricărei alte categorii de suprasarcini. Procesele care se pot produce în relaţia duală teren de fundare –terasament şi măsurile de prevenire depind de natura pământurilor din fundaţie şi a materialului de construcţie din corpul rambleului. Dacăîn legatură cu materialele din corpul rambleelor pot exista opţiuni privind natura lor şi modul de punere în operă, în numeroase situaţii (de regulăîn majoritatea cazurilor) asupra terenului de fundare suport al acestora opţiunile sunt extrem de limitate, traseele sau poziţia fiind în majoritatea cazurilor impuse constructiv. Pe de altă parte, un comportament constructiv corespunzător al ansamblului teren de fundare–rambleu presupune luarea tuturor măsurilor tehnice necesare, nu doar în cazul umpluturii organizate din corpul rambleului, ci şi în cazul terenului suport. Principalele caracteristici ale pământurilor din corpul rambleului se referă la proprietăţile fizice şi mecanice ale acestora şi la capacitatea de a fi puse în opera, astfel încât ulterior să nu apară deformaţii care să afecteze exploatarea corecta a lucrărilor respective. În cazul terenului suport, cerinţele de natura geomecanică sunt cel puţin egale, la acestea adăugându-se şi cele la portanţă, astfel încât să fie prevenite eventuale cedări. Un caz aparte privind natura terenului de fundare din amplasamentul unor construcţii, inclusiv cele reprezentate de ramblee,îl constituie terenurile “moi”. Privit prin prisma consistenţei, un pământ“plastic moale” este acela care are valoarea indicelui Ic=0,25...0,50. În principiu, un teren moale poate fi considerat acela care are o deformabilitate potenţială semnificativăşi o consistenţă redusă, care să depaşească limita superioară de 0,50 a indicelui Ic precizată anterior. În aceste condiţii nu este greşit dacăîn categoria “moi” sunt incluse şi pământurile încadrate în domeniul “plastic consistent”, al căror comportament, în special sub încărcări mari, poate conduce la deformaţii prin tasare şi eventual deplasări în plan orizontal.

1.3. Obiectivele tezei

• Sinteza documentară asupra formării şi proprietăţilor fizico-mecanice ale argilelor de consistenţă redusă prin prisma următoarelor aspecte:

- aria de răspândire; - proprietăţi generale de bază; - elemente privind comportarea sub solicitări mecanice.

• Prezentarea investigaţiilor de teren specifice şi anume: - realizarea forajelor şi importanţa metodologiei de prelevare a probelor pentru studiul

proprietăţilor fizico-mecanice; - prezentarea metodologiilor încercărilor de presiometri, inclinometrie şi penetrare dinamică; - propunerea unei metodologii de prelevare a probelor netulburate de argile moi.

• Prezentarea încercărilor de laborator cu menţionarea următoarelor probleme: - condiţii de ambalare, transport şi depozitare a ştuţurilor şi monoliţilor (poziţie, temperatură,

protecţie împotriva vibraţiilor);


Pag. 7

- propunerea unei metodologii pentru analiza stării plane de deformaţii.

• Prezentarea teoriilor de consolidare monoaxiale 2D şi 3D şi utilizarea acestora în cadrul modelării comportării argilelor moi.

• Analiza principalelor metode de îmbunătăţire a comportării în exploatare a rambleelor căilor de comunicaţii fundate pe argile moi.

• Prezentarea şi interpretarea rezultatelor unor studii de caz. • Propuneri şi recomandări pentru reducerea tasărilor rambleelor, post-execuţie, respectiv pentru

asigurarea stabilităţii generale a acestora.


Pag. 8

2. INVESTIGA ŢII DE TEREN ŞI DE LABORATOR SPECIFICE P ĂMÂNTURILOR ARGILOASE

2.1. Elemente privind structura şi propriet ăţile fizico mecanice ale pământurilor argiloase Cunoştinţele despre proprietăţile fizico mecanice ale pământurilor şi în principal a celor saturate au evoluat după anul 1925 când a apărut prima carte de mecanica pământurilor [T1], odată cu dezvoltarea tehnicilor de investigare. Karl Terzaghi a fost cel care a pus în evidenţă, pentru prima dată, structura pământurilor confirmată ulterior de imagini obținute cu microscopul optic și mai apoi cu microscopul electronic. În fotografiile din figura 2.1a. se prezintă în paralel [C1] una dintre micrografii electronice pentru argila albastră de Oslo [R1] care confirmă conceptul de structură de tip castel de cărți propus de Goldschmidt – Lamb, precum și tipurile de contacte dintre fragmentele minerale (figura 2.1b). figura 2.1c și d prezintă, în paralel, structura propusă de Terzaghi pentru argile și imaginea obținută ulterior cu ajutorul microscopului electronic.

a

b

c d

Figura 2.1 Imagini ale structurii pământurilor (schi ţe şi fotografii microscopice) Pentru a putea caracteriza structura pământurilor este necesară cunoașterea unor parametri reprezentativi cuantificabili. Yong în 1975 [Y1] face o trecere în revistă a tehnicilor folosite la acea dată pentru studiul pământurilor coezive. Tabelul 2.1conține o prezentare a acestei sinteze [Z1]


Pag. 9

Tabelul 2.1 Tehnici folosite pentru studiul structurii

Metoda Principiul măsurării Scara de observare şi detaliile ce

pot fi evidenţiate

Microscopie optică (polarizată) Observarea directă a suprafeţelor de rupere sau a secţiunilor subţiri

Particule individuale de nisip şi praf, pachete de argilă, orientarea preferenţială a argilei, omogenitatea la scară milimetrică, pori mari, zone de forfecare. Măriri utile până la 300 ori.

Microscopie electronică - Microscopie cu

baleiaj (SEM) - Microscopie cu

transmisie (TEM)

Observarea direct a particulelor sau suprafeţelor de rupere de pe probă (SEM) sau observarea replicilor suprafeţelor (TEM)

Rezoluţie până la 100 Ǻ, câmp tridimensional de observaţie cu SEM; observare directă a particulelor, grupurilor de particule, porilor şi microporilor, detalii ale microstructurii.

Difracţie de raze X Grupurile de particule orientate paralel produc difracţii mai puternice decât particulele orientate întâmplător.

Orientarea în zone cu aria de câţiva mm2 şi câţiva µm grosime. Preferabil în argile monominerale.

Distribuţia dimensiunilor porilor

a) Percolarea sub presiune a mercurului

b) Condensare capilară

a) Pori între 0.01 şi 10µm b) Pori mai mici de 0.1µm

Viteza undelor Orientarea paralelă a particulelor influenţează viteza.

Anizotropia; măsoară microstructura mediată pe toată proba (valabil pentru probe omogene;discontinuităţile şi stratificaţia pot masca efectele microstructurii).

Dispersia dielectrică şi conductivitatea electrică

Variaţia constantei dielectrice şi a conductivităţii cu frecvenţă

Indicaţii asupra anizotropiei floculare şi defloculare; măsoară microstructura mediată pe toată proba(valabil pentru probe omogene; discontinuităţile şi stratificaţia pot masca efectele microstructurii).

Conductivitatea termică Orientarea particulelor influenţează transmisia căldurii

Anizotropia; măsoară microstructura mediată pe toată proba.

Susceptibilitatea magnetică Variaţia susceptibilităţii magnetice cu schimbarea orientării probei faţă de câmpul magnetic

Anizotropia; măsoară microstructura mediată pe volumul probei (valabil pentru probe omogene;discontinuităţile şi stratificaţia pot masca efectele microstructurii).

Proprietăţile mecanice: Rezistenţă, Modul Young, Permeabilitate, Compresibilitate, Contracţie-umflare

Proprietăţile sunt influenţate de structură Structura mediată pe toată proba, anizotropia, macrostructura.

După cum este cunoscut, din punct de vedere al proiectării, compresibilitatea și rezistența la forfecare a pământurilor dau parametrii mecanici cei mai utilizați pentru calculul terenului de fundare. Compresibilitatea pământurilor argiloase saturate a fost analizată de mulți cercetători, prin încercări de teren, respectiv de laborator. Din punct de vedere al compresibilității cercetătorii Yong și Warkentin [Y1], subliniază acțiunea gradată a solicitărilor de compresiune asupra structurii pământurilor. Sunt evidenţiate două etape după cum urmează: - etapa 1 are loc pentru un anume nivel de solicitare, prin care sunt distruse punțile de legătură dintre agregatele structurale, fără modificări în organizarea interioară a microstructurii agregatelor. - etapa 2 se produce pentru eforturi mai mari, când au loc modificări în interiorul agregatelor structurale, prin reorientarea mineralelor solide.


Pag. 10

Pământurile coezive de consistență redusă pot fi, din punct de vedere structural, de două tipuri:

- cu structură intactă caracterizatăîn general de o ortotropie la nivel de intragregate care conform (Figura 2.2) [B3] apar, sau pot exista începând de la 50 – 100µm;

- cu structură remaniată corespunzătoare curbei virgine de consolidare, respectiv valorii caracteristice ale indicelui porilor.

Figura 2.2 Imagini microscopice a structurii intacte şi remaniate[B3] În cazul pământurilor argiloase moi sub formă de pastă complet destructurate, compresibilitatea este direct legată de procesul de consolidare, iar rezistenţa la forfecare se caracterizează prin coeziunea intrinsecă sau iniţială legată strâns de valoarea presiunii de preconsolidare şi de unghiul de frecare internă mineral pe mineral (care poate fi considerat aproximativ egal cu unghiul de frecare internă reziduală).

2.2. Investigații de teren specifice

2.2.1. Sondaje şi foraje Forajele geotehnice se clasifică în două mari categorii:

- foraje geotehnice manuale sau semimecanizate; - foraje geotehnice automate (în sistem mecanic).

Forajele geotehnice urmăresc atât stabilirea riguroasă a stratificaţiei (în marea majoritate a cazurilor reprezentată doar de pătura acoperitoare aparţinând Cuaternarului), cât şi prelevarea de probe tulburate şi netulburate. În cele ce urmează se va face o scurtă prezentare a fiecărei metode: Forajele manuale se realizează folosind diferite capete de foraj numite sape. Acestea diferă funcţie de tipul de material în care se forează


Pag. 11

Figura 2.3 Tipuri de “sape” funcţie de tipul de pământ

Adâncimea investigată poate ajunge la -30m. Peste această adâncime se consideră nerentabilă realizarea forajelor manuale. Sub această adâncime se recomandă, eventual, execuţia în sistem semimecanic, care se bazează pe extragerea probei cu ajutorul unor sisteme motorizate. Toate forajele manuale se realizează „în uscat” protecţia găurii de foraj fiind realizată cu tubaj recuperabil, acolo unde este cazul). Probele netulburate se iau în stuţuri metalice cu pereţi subţiri sau cu linere introduse prin batere. Forajele automate se realizează folosind o gamă variată de metode şi capete de săpare. Forajele geotehnice automate pot ajunge şi la 100m adâncime. Adâncimea maximă a fost 300m şi a fost pentru forajele geotehnice executate pe amplasamentului turnului Burj Dubai. În România, sunt uzuale foraje cu adâncimi de cca. 25-30m, excepţional apărând foraje geotehnice de 70-80m. Forajele automate se pot realiza atât în sistem uscat, cât şi cu protecţie de noroi bentonitic. Considerăm că ambele metode se pot aplica în cazul terenurilor coezive de consistenţă redusă, practic saturate. La realizarea forajelor manuale şi mecanice în terenuri coezive moi apar următoarele probleme:

- se sapă sub nivelul apei subterane (în majoritatea cazurilor), - pot apărea gâtuiri ale pereţilor forajului, închizând practic gaura de foraj (Figura 2.4), - recuperaj slab de probe netulburate (Figura 2.5), - calitate slabă a probelor netulburate din cauza supraîndesării probelor pe şantier pentru a avea

recuperaj, - golirea dificilă şi de durată a sapelor de foraj.

Sapa pentru argila

7÷10 cm

Terenuri coezive

Nisip Nisip grosier


Pag. 12

Figura 2.4 Exemplu de obturare a găurii de foraj

Figura 2.5 recuperaj nereuşit

Având în vedere considerentele de mai sus, autorul prezentei lucrări consideră că metoda cea mai potrivită de a săpa în acest tip de terenuri este prin metoda cu şnec continuu cu miez interior gol(Figura 2.6).

Figura 2.6 Metoda de prelevare cu şnec cu miez gol

Figura 2.7 Detaliu şnec

La prelevarea probelor netulburate din terenuri moi propun un prelevator original rezultat din ataşarea la un tub carotier simplu a unui ştuţ cu pereţi subţiri. În urma aplicării acestui procedeu la peste 200ml de foraj s-a obţinut un recuperaj de 80% faţă de numai 30%. Menţionez încă o dată faptul că probele netulburate nu trebuie îndesate suplimentar pentru a obţine recuperaj.


Pag. 13

Figura 2.8Propunere pentru prototip de prelevator specific pămâmnutilor coesive “plastic consistente” şi “plastic

moi”

Probele prelevate trebuie depozitate şi transportate în pozitie verticală. Cutia de transport va fi prevăzută cu “fulgi” din polistiren pentru a evita tulburarea probelor în timpul transportului. Depozitarea probelor la temeperaturi sub 0oC nu se recomandă.


Pag. 14

2.2.2. Sisteme de monitorizare in situ a rambleelor înalte Ca majoritatea construcţiilor din pământ, rambleele pot suferi modificări de formă în timp, fie de tipul deformaţiilor pe verticală (tasări), fie de tipul alunecărilor de teren la nivelul taluzurilor. În cele ce urmează se vor prezenta câteva echipamente folosite în monitorizarea stării de eforturi în cazul rambleelor, respectiv în monitorizarea stabilităţii taluzurilor (în vederea urmăririi deformaţiilor orizontale).

2.2.2.1. Monitorizarea stării de eforturi – sistematizarea etapelor de lucru

Celula de Presiune Totală

Figura 2.9Celulă pentru măsurarea presiunii din terenul de fundare

Celula de presiune totală măsoară presiunea combinată a efortului efectiv şi presiunea apei în pori. Aplicaţiile tipice includ: • monitorizarea presiunii totale exercitate pe o structură la care se urmăresc presupunerile din proiectare. • determinarea amplitudinii, distribuţiei şi orientării eforturilor.

Figura 2.10Sistemul de achiziţie a datelor preluate de la senzori


Pag. 15

2.2.2.2. Monitorizarea deformațiilor orizontale – sistematizarea etapelor de lucru

Inclinometrul În principiu, constă dintr-un tub (metalic sau din PVC) prevăzut cu caneluri de ghidaj, instalat în foraje, prin care se lansează un pendul electromagnetic cu ajutorul căruia se înregistrează deplasările. Înclinometrele sunt folosite la monitorizarea mişcărilor laterale ale pământului în zonele cu alunecări de teren şi ramblee. Mai sunt folosite de asemeni la monitorizarea abaterilor zidurilor de spijin şi a conductelor supuse încărcărilor. Motivele instalării înclinometrelor includ:

Figura 2.11schemă generală de instalare a tubulaturilor inclinometrice

Inclinometrele localizează zonele de forfecare şi ajută la identificarea faptului dacă forfecarea este plană sau circulară şi măsoară mişcarea în zona de forfecare.

2.3. Investigațiispecifice de laborator

2.3.1. Încercarea de compresiune consolidare Acest tip de încercare constă în determinarea variaţiei în timp a tasării specifice a unei probe de pământ, pentru o presiune verticală constantă. Aceasta se execută pe pământuri argiloase saturate şi are ca scop determinarea timpilor şi coeficienţilor de consolidare sub diferite trepte de efort. Încercarea de consolidare se efectuează în edometru pe probe saturate şi imersate pe toată durata determinării. Pregătirea probelor şi a aparatului se face ca în cazul încercării de compresiune tasare în conformitate cu STAS 8942/1-89. După aplicarea primei trepte de încărcare, se imersează proba şi se aduce comparatorul la zero. Durata de menţinere a primei trepte este în general de 24 de ore, putându-se prelungi până la 48de ore în cazul argilelor grase.


Pag. 16

Încercarea începe odată cu aplicarea treptei următoare (de obicei 20 sau 25kPa) şi pornirea cronometrului sau a aparatului de înregistrare automată. În mod normal, citirile se fac la 10s, 15s, 30s, 1min, 2min, 4min, 15min, 30min, 1h, 2h, 4h, 8h s. a. până la consolidare. Pe baza măsurătorilor din încercarea de consolidare, se construiesc curbe de compresiune consolidare în care în abscisă se trece timpul la scară logaritmică iar în ordonată tasarea specifică. Fiecare curbă corespunde unei trepte de încărcare (Figura 2.12)

Figura 2.12 Curba de compresiune consolidare

Din curba de compresiune consolidare se va determina: Coeficientul de consolidarecv, este definit prin relaţia:

%50

2

v t

HTc

⋅= (2.1)

unde: T H

- factorul timp, egal cu 0,197; pentru un grad de consolidare corespunzător unei consolidări primare de 50%

- mărimea distanţei parcurse de apă, egală cu jumătatea grosimii epruvetei corespunzătoare unei consolidări primare de 50% dată de relaţia:


Pag. 17

∆−⋅=%50th

h1

2

hH (2.2)

unde h t50%

- grosimea iniţială a epruvetei (de obicei 2cm) - timpul în secunde corespunzător unei consolidări de 50%

Pentru determinarea timpului t50% şi a tasării specifice %50th

h

∆se procedează astfel:

- pe curba de consolidare se determină punctul de delimitare dintre tasarea primară şi tasarea secundară. În acest scop, prin punctul de intersecţie al tangentei la curba de consolidare, în zona de inflexiune cu prelungirea porţiunii rectilinii a acesteia, se duce o orizontală care întâlneşte curba tocmai în acest punct pentru care se consideră că tasarea primară este consumată în proporţie de 100%,

- punctul de 0% al tasării primare se obţine dacă în abscisă, la timpul t2=0.25t1, se reprezintă diferenţa ordonatelor t1 şi t2 de pe diagrama de consolidare,

- punctul căruia îi corespunde pe curba o consolidare primară de 50% are ca abscisă timpul t50%

exprimat în secunde şi ca ordonată tasarea specifică %50th

h

∆exprimată în procente.

Gradul de consolidare U este raportul dintre deformaţia probei de pământ supusă unei presiuni constante la un timp t de la aplicarea treptei, th∆ şi deformaţia finală a epruvetei sub acelaşi efort h∆ :

(%)100h

hU t ⋅

∆∆= (2.3)

Coeficientul de consolidare poate fi exprimat funcţie de permeabilitatea pământului prin relaţia:

γ⋅=

s

cm

m

kc

2

wvv (2.4)

unde: k – coeficient de permeabilitate, în cm/s mv – coeficient de compresibilitate volumică

wγ - greutatea volumică a apei

Tot din curba de compresiune consolidare se poate obţine coeficientul consolidării secundare (αc ) ca

reprezentând panta ramurii de compresiune – consolidare secundară în coordonate semilogaritmice [S2], (STAS 8942/1-89). Astfel, cf. STAS 8942/1-89 coeficientul de consolidare secundară se defineşte prin relaţia:

1

2

12

12

12

t

tlogtlogtlog

cε−ε=

−ε−ε=α

(2.5)

unde


Pag. 18

−ε2 tasarea specifică la timpul t2

−ε1 tasarea specifică la timpul t1 corespunzător sfârşitului cosolidării primare Funcţie de coeficientul consolidării secundare, pământurile se clasifică conform tabelului[S2]

Tabelul 2.2 Clasificarea pământurilor func ţie de coeficientul consolidării secundare

Valoarea coeficientului αc Compresibilitate secundară

0,002-0,004 foarte mică 0,004-0,008 mică 0,008-0,016 medie 0,016-0,032 mare 0,032-0,064 foarte mare

>0.064 excepţională Studiile după diverşi autori, au arătat că acest coeficient depinde de conţinutul de substanţe organice din pământ. Astfel, conform sistematizării propuse de Stanciu (tabelul 6.27, pag. 751,[S1]), pentru o argilă normal consolidată coeficientul de consolidare secundară are valori cuprinse între 0,004 (pentru 0% substanţe organice) şi 0,02 (pentru 17% substanţe organice). Studiile realizate şi sistematizate de Kempfert [K1] pe argile lacustre normal consolidate din sudul Germaniei au pus în evidenţă o valoare medie a coeficientului de cosolidare secundară de 0,003.

2.3.2. Încercări de compresiune triaxială[C2] Încercarea de compresiune triaxială prezintă, prin raport cu încercarea de forfecare directă, avantajul că permite o modelare mai corectă a stării de eforturi din terenul de fundare, sau din construcţiile de pământ, inclusiv a efectului presiunii apei din pori, „u”. Metoda de determinare a caracteristicilor rezistenţei la forfecare prin compresiune triaxială se aplică probelor cilindrice din material având structura compactată la o stare de îndesare şi umiditate impusă. Dimensiunea maximă a fracţiunilor care alcătuiesc epruveta ce urmează a fi încercată nu trebuie să depăşească 1/6 din diametrul acesteia, fiind condiţionată de dimensiunile aparatului folosit. Dimensiunile uzuale ale epruvetelor cilindrice din pământ (STAS 8942/5-75), funcţie de mărimea fracţiunilor componente, sunt date în tabelul 2.4. De regulă, raportul dimensiunilor epruvetelor trebuie să fie H/d=2...2,5 Epruveta de pământ, învelită într-o membrană de cauciuc, este introdusă într-o celulă triaxială cu pereţi transparenţi. Proba este fixată între postamentul celulei şi pistonul ce culisează prin orificiul de la partea superioară a celulei. În fluidul (apă, glicerină, aer) ce umple celula se creează o presiune hidrostatică σ3, iar prin intermediul pistonului poate fi aplicată, la partea superioară a epruvetei, o presiune suplimentară ∆σ. În încercările curente se folosesc aparate de compresiune triaxială la care starea de eforturi este axial simetrică (σ2 = σ3) (Figura 2.13a)


Pag. 19

Figura 2.13 Schema generală de solicitare a probei de pământ pentru „drum de efort” de încărcare

Starea de eforturi aplicată poate fi considerată ca rezultantă a următoarelor tensiuni:

- tensor sferic: efortul hidrostatic σ3=σ2, şi a unui - tensor deviator: ∆σ=σ1-σ3(Figura 2.13b)

În general, încercarea triaxială se desfăşoară în următoarele etape posibile:

- consolidare – în care se aplică eforturile unitare iniţiale efective, corespunzătoare stării de eforturi din teren;

- saturare – în care proba este saturată prin aplicare de „back – pressure” - forfecare – în care proba este condusă la rupere, drenat sau nedrenat, pe un drum de efort care

caută să muleze cât mai fidel schimbările induse de lucrarea inginerească asupra stării de eforturi iniţiale din teren.

Pentru că rezultatele obţinute sunt influenţate în mod hotărâtor de presiunea apei din pori, încercarea triaxială trebuie condusă în aşa fel încât să modeleze cât mai fidel, nu numai starea de eforturi, dar şi condiţiile de drenare a apei din pori, din terenul de fundare, sau din cuprinsul construcţiei de pământ. Din punct de vedere al condiţiilor de drenare, încercările triaxiale curente se grupează în 3 categorii: consolidat drenat (CD), consolidat nedrenat (CU), neconsolidat nedrenat (UU). La încercarea de tip UU, la care lipsesc etapele de consolidare şi saturare, drenajul probei nu este permis în stadiul de forfecare. La consolidarea de tip CU eforturile unitare din stadiul de consolidare se aplică, în trepte şi, după fiecare treaptă, se aşteaptă un interval de timp suficient pentru ca apa din pori să fie drenată, iar eforturile aplicate să devină eforturi efective; după aplicarea eforturilor de consolidare drenajul probei este închis şi forfecarea are loc în condiţii nedrenate, cu măsurarea apei din pori. În încercarea de tip CD drenajul apei este permis atât în timpul stadiul stadiului de consolidare, cât şi în timpul forfecării. În încercările uzuale, încărcarea probei până la rupere se poate face în două feluri:

- cu efort impus (Error! Reference source not found.) - cu deformaţie impusă

În cadrul laboratorului de Geotehnică şi Fundaţii din UTCB, pentru realizarea încercărilor triaxiale conform metodologiilor descrise mai sus se folosesc aparate cu efort impus(Figura 2.14), respectiv cu deformaţie impusă (Figura 2.15).

• Se recomandă folosirea aparatului de compresiune triaxială cu efort impus şi deformaţie măsurată.


Pag. 20

• Din încercarea de tip CU – consolidare izotropă se obţin parametrii în eforturi totale Eu, cu, uφ .

Aceşti parametri sunt folosiţi în evaluarea condiţiilor de stabilitate. • Din încercarea de tip CD –se obţin parametrii în eforturi totale E’, c’, 'φ . Aceşti parametri sunt

folosiţi la calculele de tasare şi de capacitate portantă.

Figura 2.14Aparat de compresiune triaxială cu efort impus şi deformaţie măsurată

Figura 2.15 Aparat de compresiune triaxială cu deformaţie impusă şi efort măsurat

2.3.3. Încercări de compresiune triaxială adaptate pentru problema stării plane de deformaţii Aşa cum se va arăta şi în capitolele următoare, la analiza rambleelor interesează şi analiza stării plane de eforturi. Pentru a simula starea plană autorul propune dispozitivul din Figura 2.16


Pag. 21

74 39

12

58

2

31

35

35

Figura 2.16 Schema dispozitivului de stare plană

Figura 2.17 Imagine cu dispozitivul de stare plană

Acest dispozitiv este introdus în aparatul de compresiune triaxială. Pentru moment, din motive tehnice, nu au putut fi executate decât incercări monoaxiale cu deformaţie impusă şi efort măsurat.


Pag. 22

Figura 2.18 Pregătirea probei

Figura 2.19 Pregătirea probei

Figura 2.20 Proba introdusă în ştanţa de stare plană


Pag. 23

Figura 2.21 Proba montată în aparatul de compresiune triaxială

Figura 2.22 Proba montată în aparatul de compresiune triaxială


Pag. 24

2.4. Studiu de caz – pentru încercarea triaxială în varianta stării plane de deformaţii Pentru exemplificarea şi analiza comparativă a metodelor menţionate mai sus s-au utilizat probe de argilă prăfoasă plastic consistentă prelevate din zona localităţilor Însurăţei, Jud. Brăila şi Mârşa jud. Sibiu.În ambele amplasamente s-au realizat foraje cu adâncimi cuprinsă între 6 şi 15m. În toate forajele sub un strat de sol vegetal cu grosimi variabile cuprinse intre 0,2 si 0,6m s-a interceptat un nivel de argila prăfoasă, cafenie, plastic consistentă, cu orizonturi plastic moi, cu resturi vegetale şi aspect specific de mâl. Grosimea stratului este variabilă ajungând până la adâncimi de cca. 10m. Câteva probe reprezentative au fost analizate în cuprinsul prezentei teze. Principalele caracterstici geotehnice sunt prezentate în continuare:

Figura 2.23 Curba granulometrică pentru o probă prelevată din zona Însurăţei

Figura 2.24 Reprezentarea în diagrama ternară a probei


Pag. 25

Figura 2.25 Distribuţia indicelui de cosnistenţă cu adâncimea

Figura 2.26 Distribuţia gradului de saturaţie cu adâncimea

Figura 2.27 Distribuţia modulului edometric cu adancimea

Ic

0

1

2

3

4

5

6

7

8

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1

F1, 1

F1, 2

F1, 3

F1, 4

F1, 5

F1, 6

F1, 7

F1, 9

F2, 2

F2, 4

F2, 5

F2, 8

F2, 10

F3, 1

F3, 2

F3, 3

F3, 4

F3, 5

Sr

0

1

2

3

4

5

6

7

8

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1

F1, 1

F1, 2

F1, 3

F1, 4

F1, 5

F1, 6

F1, 7

F1, 9

F2, 2

F2, 4

F2, 5

F2, 8

F2, 10

F3, 1

F3, 2

F3, 3

F3, 4

F3, 5

M2-3

0

1

2

3

4

5

6

7

8

0 2000 4000 6000 8000

F1, 1

F1, 2

F1, 3

F1, 4

F1, 5

F1, 6

F1, 7

F1, 9

F2, 2

F2, 4

F2, 5

F2, 8

F2, 10

F3, 1

F3, 2

F3, 3

F3, 4

F3, 5

Adâ

ncim

e (m

) A

dânc

ime

(m)

Adâ

ncim

e (m

)


Pag. 26

Figura 2.28 Distribuţia unghului de frecare interioară cu adâncimea (incercări de forfecare directă de tip CU)

Figura 2.29 Distribuţia coeziunii cu adâncimea (incercări de forfecare directă de tip CU)

σ 1 –

σ 3(k

Pa)

Figura 2.30 Curbele efort deformaţie pentru analiza stării plane

Φ

0

1

2

3

4

5

6

7

8

0 5 10 15 20 25

F1, 1

F1, 2

F1, 3

F1, 4

F1, 5

F1, 6

F1, 7

F1, 9

F2, 2

F2, 4

F2, 5

F2, 8

F2, 10

F3, 1

F3, 2

F3, 3

F3, 4

F3, 5

c

0

1

2

3

4

5

6

7

8

0 5 10 15 20

F1, 1

F1, 2

F1, 3

F1, 4

F1, 5

F1, 6

F1, 7

F1, 9

F2, 2

F2, 4

F2, 5

F2, 8

F2, 10

F3, 1

F3, 2

F3, 3

F3, 4

F3, 5

Adâ

ncim

e (m

) A

dânc

ime

(m)


Pag. 27

Figura 2.31 Suprafeţele de cedare în cazul probelor încercate în aparatul de stare plană, triaxial şi în modelarea

numerică

Figura 2.32 Variaţia deplasărilor pe axa 3-3 (verticală) faţă de frecarea probă-aparat în modelarea numerică

Variatia deplasarilor pe axa 3-3 cu frecarea proba-aparat

-18

-16

-14

-12

-10

-8

-6

-4

-2

0

0 50 100 150 200 250 300

Lungimea probei (mm)

Dep

lasa

rea

pe

axa

3-3

(mm

)

μ=0

μ=0.1

μ=0.2

μ=0.4

μ=0.6

μ=0.8

σ1= constantσ3= constant


Pag. 28

La calibrarea rezultatelor obţinute prin acest dispozitiv de stare plană, s-a apelat la modelarea în element finit. În urma comparării rezultatelor obţinute prin calcul cu cele măsurate au rezultate următarele concluzii:

- poziţia şi unghiul suprafeţei de cedare sunt cofirmate atât de calculul MEF cât şi de rezultatele încercărilor de laborator.

- valorile deformaţiilor în cazul real sunt mai mici decât în modelarea numerică. Acest lucru se poate explica prin existenţa frecării dintre probă şi peretele ştanţei.

Pentru a demonstra acest lucru, în modelul numeric, am introdus frecare între probă şi ştanţă. Din figura 2.32 se observă influenţa frecării dintre probă şi pereţii ştanţei asupra relaţiei efort deformaţie. În conlcuzie, pentru a putea obţine rezultate comparabile, se recomandă utilizarea altor materiale la realizarea stanţei (teflon de exemplu) sau modificarea dimensiunilor stanţei (în prezent, acestea sunt limitate de dimensiule aparatului de forfecare existent).

3. MODELEDE CALCULUTILIZATEPENTRU LUCR ĂRILE INGINERE ȘTI FUNDATE PE PĂMÂNTURI DE CONSISTEN ȚĂ REDUSĂ

3.1. Modele de comportare efort – deformație

3.1.1. Modelul consolidării 1D Atunci când aplicăm un efort de compresiune unui pământ uscat, granulele de pământ se apropie forțat una de cealaltă. În contrast, când aplicăm o sarcină unui pământ saturat, granulele de pământ nu se pot apropia deoarece apa umple porii materialului. Astfel, sarcina este transferată apei din pori. Acest lucru creează un exces de presiune a apei din pori, care are ca rezultat migrarea apei spre zonele cu presiunea mai scăzută. Pe măsură ce apa este drenată, granulele solide se pot apropia una de cealaltă, proces numit consolidare. La început procesul de consolidare se derulează cu repeziciune, deoarece între pământul încărcat și cel neîncărcat există un gradient de presiune important. Pe măsură ce deficitul de presiune scade, consolidarea încetinește. Viteza cu care excesul de presiune al apei din pori dispare, iar pământul se consolidează, depinde de permeabilitatea pământului. În terenuri granulare cum ar fi nisipul, apa din pori este drenată rapid, iar procesul de consolidare este de scurtă durată. În materiale mai puțin permeabile, argilele de pildă, fenomenul de consolidare este de durată ajungând la luni sau chiar ani. Pe măsură ce un pământ se consolidează, volumul ocupat de solid scade cauzând tasări. Prin monitorizarea tasărilor se poate determina stadiul de avansare a consolidării. Construcția poate începe când un anumit grad de consolidare a fost atins. Ipotezele teoriei consolidării liniare unidimensionale sunt:

• pământul este saturat şi omogen. • principiul eforturilor efective este valabil. • legea lui Darcy este valabilă. • apa din pori şi particulele solide sunt incompresibile. • curgerea lichidului şi toate deplasările particulelor solide se realizează unidimensional. • coeficientul de permeabilitate „k” şi modulul de compresibilitate volumică „mv”sunt constante.

Având în vedere faptul că s-a presupus că mv este constant, teoria este valabilă pentru un increment relativ mic de efort. Deformația unui pământ saturat apare prin reducerea volumului porilor și prin drenarea apei din pori. Apa poate ieși numai prin porii pământului care, în cazul pământurilor argiloase, sunt foarte mici.


Pag. 29

1 – Vas cu piston și tub piezometric, etanș la partea superioară 2 – O presiune p este aplicată pe piston – întreaga presiune este preluată de apă 3 – Apa este evacuată prin orificiu – o parte din presiune este repartizată resortului iar cealaltă este preluată de apa din vas. 4 – Procesul de consolidare este finalizat, întreaga presiune fiind transmisă resortului

Fig. 3.1: Modelul mecanic al consolidării unidimensionale propus de Karl Terzaghi În acest model, resortul simulează scheletul mineral iar apa este de fapt apa din porii pământului.

2

v(2 j 1)*

c * *tH

j 0

4*q 1 (2j 1)*u(z, t) * *e *sin( *z)

2 j 1 H

+ π ∞ −

=

+ π=π +∑ (3.1)

3.1.2. Modelul consolidării tridimesnionale Biot[B4] Teoria consolidării elaborată de Terzaghi a avut un succes deosebit in estimarea tasărilor pentru multe tipuri de pământuri şi a contribuit la crearea disciplinei de geotehnică.Abordarea Terzaghi se limitează doar la problema uni-dimensională a unui strat acţionat de o sarcină uniformă (constantă ). În realitate, prin monitorizarea diferitor obiective se pare că viteza de tasare este mai mare decât cea prezisă utilizând teoria lui Terzaghi [L1]. Din punctul de vedere al lui Maurice Biot sunt posibile două generalizări ale acestei probleme: extinderea la cazul tridimensional şi stabilirea ecuaţiilor valabile pentru o sarcină variabilă in timp. Se presupun următoarele proprietăţi ale pământurilor:

1. – material izotrop 2. – reversebilitatea relaţiilor efort-deformaţie la finalul condiţiilor de echilibru 3. – linearitatea relaţiilor efort-deformare 4. – deformaţii mici 5. – apa din porii pământului este incompresibilă


Pag. 30

6. – apa poate să conţină şi bule de aer 7. – apa curge prin mediul poros conform legii lui Darcy

Conform lui Biot [B4] teoria consolidării tridimensionale are următoarele componente:

1. Starea de eforturi din pământ

Să considerăm un volum elementar de formă cubică. Starea de eforturi care acţionează asupra acestuia este reprezentată de forţe distribuite uniform pe feţele cubului. Componentele sunt:

xσ zτ yτ ,

zτ yσ xτ ,

yτ xτ zσ .

(3.2)

Aceştia trebuie să satisfacă următoarele relaţii:

0=∂

∂+

∂∂+

∂∂

zyxyzx

ττσ,

0=∂

∂+∂

∂+

∂∂

zyxxyz τστ

,

0=∂

∂+∂∂+

∂∂

zyxzxy σττ

.

(3.3)

Aceste eforturi au două componente: presiunea apei din pori şi presiunea efectivă preluată de scheletul mineral.

2. Deformaţii legate de presiunea efectivă şi presiunea apei din pori

Dacă vom nota cu u ,v ,w , componentele deformaţiilor din pământ şi presupunând deformaţia ca fiind mică, valorile componentelor deformaţiilor sunt:

x

ux ∂

∂=ε ; z

v

y

wx ∂

∂+∂∂=γ ,

y

vy ∂

∂=ε ; x

w

z

uy ∂

∂+∂∂=γ ,

z

wz ∂

∂=ε ; y

u

x

vz ∂

∂+∂∂=γ .

(3.4)

Notăm cu θ incrementul de volum de apă raportat la volumul unitar de pământ; incrementul de creştere a presiunii apei va fi notat cu σ coform teoriei lui Biot [B4]. S-a ales această notaţie deoarece cu „u” (care este notaţia clasică pentru presiunea apei din pori) s-a definit componenta deplasării pe orizontală din teren. Considerăm un volum unitar de pământ. Presiunea apei din pori poate fi considerată uniformă pentru un volum de apa foarte mic.


Pag. 31

Dacă am presupune că modificările de formă din pământ sunt reversibile, atunci deformaţiile sunt funcţii de eforturi şi presiunea apei din pori. Ex: εx εy εz xy yy zy θ

sunt funcţii definite de xσ yσ zσ xγ yγ zγ σ

Legea lui Hooke

( )zyx

x EEσσνσε +−=

Gx

x

τγ = ,

( )xzy

y EEσσνσ

ε +−= G

yy

τγ = ,

( )yxz

z EEσσνσε +−=

Gz

z

τγ = .

(3.5)

Valabile pentru 0=σ - presiunea apei din pori nulă. E = modulul lui Young ν = coeficientul lui Poisson

( )ν+=

12

EG

(3.6)

Acum să introducem şi efectul presiunii apei din pori σ , relaţia(3.6) devine:

( )HEE xy

xx 3

σσσνσε ++−= ,

( )HEE xz

yy 3

σσσνσε ++−= ,

( )HEE yx

zz 3

σσσνσε ++−= .

(3.7)

σ nu poate produce efort de forfecare datorită asumării izotropiei pământului. H = este o constantă fizică În relaţia (3.7)avem şase relaţii efort-deformaţie. În plus, trebuie să luăm în consideraţie dependenţa incrementului de conţinut de apă θ de aceleaşi variabile.

3. Teoria simplificată pentru argile saturate Pentru o argilă complet saturată, încercările standard arată că compresibilitatea initială ai poate fi considerată egală cu zero, comparativ cu compresiunea finală a, şi că variaţia volumică a pământului este egală cu cantitatea de apă drenată. Conform cu (3.110) şi (3.119), implică � = ∞, � = 1. (3.8) Această ipoteză reduce numărul constantelor pământului la cele două constante elastic ale sale, plus permeabilitatea acestuia. Din relaţiile (3.114) şi (3.115), deducem:

� = � = 2�1 + �3�1 − 2 � (3.9)

şi valoarea constantei de consolidare va fi:


Pag. 32

� = ��. (3.10)

Relaţia (3.110) devine: � = �. (3.11) Ecuaţiile diferenţiale (3.120) şi (3.123) se pot simplifica:

∇�� + �� ∗ ��

� − �!� = 0,

∇�� + �� ∗ ��

�# − �!�# = 0,

∇�� + �� ∗ ��

�$ − �!�$ = 0,

%∇&� = ��'.

(3.12)

Derivând faţă de x, y şi z ecuaţiile (3.135), se observă: ∇�� = (∇&�, (3.13) unde a este compresibilitatea finală, dată de relaţia (3.116). Din (3.135) şi (3.136), se obţine:

∇�� = �) ∗ ��

�'. (3.14)

Astfel, variaţia volumică a pământului satisfice ecuaţia de conductivitate a căldurii. Ecuaţiile (3.135) şi (3.136) reprezintă ecuaţiile fundamentale ce guvernează consolidarea unei argile complet saturate. Din cauza condiţiei (3.134), şi initial θ=0, la momentul încărcării nu se produce nicio schimbare volumică a pământului. Condiţia introdusă în ecuaţia (3.136) arată că la momentul încărcării, presiunea apei din pori satisfice de asemenea ecuaţia lui Laplace: ∇&� = 0. (3.15) Tasarea pentru încercarea unei coloane de argilă de înălţime h, încărcată cu presiunea p0 este dată de relaţia (3.139):

w+ = ,-. (ℎ01 ∗ ∑ �

��34��. ∗ 51 − exp:− ;��34��-�< =� ∗ �>?@A1 . (3.16)

Astfel vom avea tasarea pentru o coloană de lungime infinită:

w+ = 2(01 ;)'-=B.. (3.17)

Este uşor de imaginat un model mechanic ce are proprietăţile derivate din aceste ecuaţii. Să considerăm un sistem format dintr-un număr mare de particule ţinute împreună de mici arcuri elicoidale. Aceste sistem va fi elastic, deformabil şi va avea constante medii elastice. Dacă se completează cu apă golurile dintre particule, se va obţine un model pentru o argilă complet saturată. Este clar că un astfel de sistem va fi incompresibil dacă nu I se va permite apei să iasă, corespunzând condiţiei Q = ∞, şi variaţia volumică este egală cu volumul apei scoasă din sistem – condiţia α = 1. Dacă sistemul conţine şi aer, ar trebui considerate situaţia generală cu Q având o valoare finită, iar α ≠ 1.

3.1.3. Analiza comparativă folosind teoria consolidării Terzaghi – Peck şi teoria Biot Pentru analiza comparativă, vom considera un strat de argilă saturată plastic moale de grosime H=10m aşezată pe un pat impermeabil. Se cunosc următorii parametri de calcul: E=5000kPa,

4.0=ν zi/m10728.1k 3−⋅=

q=100kPa Formule care stau la baza teoriei Biot


Pag. 33

Tasarea la un anumit timp t este data de relaţia:

∑∞

=

⋅⋅

⋅π⋅+−−⋅

+⋅⋅⋅⋅

π=

0n2s tc

H2)1n2(

exp1)1n2(

1qHa

8w

(3.18)

Pentru un pachet de argilă saturată de grosime infinită avem:

5.0

s

tcqHa2w

π⋅⋅⋅⋅⋅=

(3.19)

unde:

a

kc = , iar

)1(G2

21a

ν−⋅⋅ν⋅−= cu

)1(2

EG

ν+=

Aplicând formulele de mai sus pentru următoarea problemă, se obţin graficele din Figura 3.1: Se consideră un strat de argilă saturată plastic moale de grosime H=10m, aşezată pe un pat impermeabil. Se cunosc următorii parametri de calcul: E = 5000 kPa, ν = 0.4, k = 1,728 * 10-3 m/zi şi q = 100 kPa. Folosind teroia lui Biot pentru studiul de caz analizat s-au obţinut graficele din Figura 3.1, care confirmă reprezentarea calitativă din model.

Figura 3.1 Aplicaţie la teoria lui Biot [B4]

Formule care stau la baza modelulului de calcul Terzaghi – Peck Tasarea la un anumit timp t este data de relaţia:

HmUs vtt ⋅σ∆⋅⋅= (3.20)

0

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

0.3

0.35

0.4

0.00 5.00 10.00 15.00 20.00 25.00 30.00

Coloana de pamantgrosime infinita

coloana de argila delungime finita


Pag. 34

Unde gradul de consolidare primară are relaţia:

∑∞

=

π⋅−−⋅−

⋅π

−=1n

v

22

22t T4

)1n2(exp)1n2(

181U

(3.21)

cu

tH

cT

2V

v ⋅= , vw

v m

kc

⋅γ= ,

)1(E

)21)(1(mv ν−

ν−ν+=

În calcul s-a utilizat formulă aproximativă pentru U propusă de B Hansen [S1]: 63v

3v

5.0T

TU

+=

Figura 3.2Comparaţie privind evoluţia tasării din consolidarea primar ă în timp pentru modelul studiat

Concluzii În Figura 3.2 se prezintă comparativ evoluţia tasărilor în timp conform teoriei Terzaghi-Peck (teorie plană), prin raport cu teoria Biot (teorie semispaţială). Se pot observa următoarele:

- Valoarea tasării finale, la sfârşitul consolidării primare, este sensibil egală (~0.14÷0.15m) în calculul utilizând ambele teorii considerate;

- Datorită combinării consolidării verticale cu cea radială, viteza de disipare a presiunii apei din pori este mai mare în modelul Biot decât în modelul Terzaghi-Peck;

- Diferenţa dintre rezultatele aplicării celor două teorii creşte odată cu grosimea stratului compresibil, pentru aceleaşi condiţii de drenaj.

Variatia tasarilor in timp

0

0.02

0.04

0.06

0.08

0.1

0.12

0.14

0.16

0 20 40 60 80 100

timp (zile)

Tas

area

(m

)

Biot

Terzaghi si Peck


Pag. 35

Figura 3.3: Variaţia eforturilor unitare “ θ”

În figura 3.5 se prezintă variaţia eforturilor unitare σnθşi τθ normalizate prin efortul unitar σn0 ce acţionează pe planul orizontal PQ.

3.2. Consideraţii asupra modelelor şi teoriilor de cedare utilizate în studiile de caz+

3.2.1. Modelul Drucker-Prager/Cap pentru materiale geotehnice

Suprafata de tranzitie, F1

Suprafata de forfecare, Fs

Figura 3.4: Modelul modificat Drucker-Prager/Cap: suprafeţe de cedare

Suprafaţa de cedare include două mari zone: suprafaţa de cedare prin forfecare, şi un „capac”, ce se dezvoltă între axa de presiuni egale pa şi intersecţia cu abscisă pentru presiunea pb(Figura 3.6). Există o zonă de tranziţie între aceste două suprafeţe, introdusă pentru a asigura continuitate. „Capacul” are două roluri: limitează suprafaţa de cedare în compresiune hidrostatică, astfel furnizând un mecanism inelastic de tip „ecruisare” pentru a prezenta compactarea plastică, şi ajută la controlul dilatanţei volumice când materialul cedează prin forfecare, prin furnizarea mecanismului tip „degradare” ca funcţie a creşterii inelastice a volumului, generată pe măsură ce materialul cedează de-a lungul suprafeţelor de cedare prin forfecare Drucker-Prager şi a suprafeţei de tranziţie. Modelul a fost îmbunătăţit, astfel încât să includă fenomenul de curgere lentă – „creep”, cu anumite limitări. Comportamentul de curgere lentă este văzut ca rezultantă a două posibile mecanisme: unul depinzând de comportamentul la cedarea prin forfecare şi celălalt depinzând de compresiunea hidrostatică. Descompunerea vitezei de deformare specifică Viteza de deformare specifică se descompune în următoarele componente:

el pl crdε = dε + dε + dε (3.22)

unde dε este viteza de deformare specifică totală, eldε este viteza de deformare specifică elastică, pldε este viteza de deformare specifică inelastică (plastică).Componentele dεpl şi dεcr sunt dependente de timp,spre deosebire deeldε care nu este dependentă de timp.


Pag. 36

Uneori datele experimentale nu sunt disponibile în mod direct. În schimb, utilizatorului i se furnizează valorile unghiului intern de frecare şi ale coeziunii pentru modelul Mohr-Coulomb. În acest caz, cel mai simplu este să se utilizeze modelul Mohr-Coulomb. Totuşi, dacă este necesar să se utilizeze modelul Drucker-Prager (de exemplu, pentru că efectul vitezelor trebuie luate în consideraţie), trebuiecalculate valori pentru parametrii modelului Drucker-Prager, pentru a asigura o echivalare rezonabilă faţă de parametrii modelului Mohr-Coulomb.

Figura 3.5: Modelul de cedare Mohr-Coulomb

Conform figurii 3.7, rezultă: τ = s*cosφ (3.23)

mσ = σ +s*sinφ (3.24) Înlocuind τ şi σ, multiplicând ambii termeni (stânga şi dreapta) cu cosϕ, şi împărţind, modelul Mohr-Coulomb poate fi scris sub forma:

ms +σ *sin φ - c*cosφ = 0 (3.25) unde

1 3

1s = *(σ -σ )

2 (3.26)

m 1 3

1σ = *(σ + σ )

2 (3.27)

Astfel, modelul presupune o relaţie liniară între efortul deviatoric şi cel sferic şi astfel poate fi transpus modelului Drucker-Prager liniar sau hiperbolic. Spre deosebire de modelul Drucker-Prager, modelul Mohr Coulomb presupune că cedarea este independentă de valoarea eforturilor principale intermediare. Cedarea pământului în general include anumite mici dependenţe faţă de eforturile principale intermediare, dar modelul Mohr-Coulomb este considerat a fi suficient de precis pentru multe aplicaţii. Aproximarea răspunsului deformaţiei specifice în plan


Pag. 37

Problemele de deformaţie specifică în plan sunt întâlnite des în proiectarea rambleelor căilor de comunicaţii. Parametrii modelului constitutiv sunt deseori aproximaţi astfel încât să furnizeze aceeaşi curgere şi cedare în starea plană. Procedeul de aproximare descris mai jos se calculează în termenii modelului liniar Drucker-Prager, dar este, de asemenea, aplicabil şi modelului hiperbolic pentru valori mari ale efortului de confinare. Suprafaţa de curgere Mohr-Coulomb în planul (2,3) este de forma:

2 3 2 3sin ( ) 2ccos 0σ − σ + φ σ + σ − φ = (3.28) Prin compararea celor două rezultă:

2tan 3*(9 tan )sin

9 tan * tan

β − ψφ =

− β ψ (3.29)

23*(9 tan )

cos *9 tan * tan

c dψφ

β ψ−

=−

(3.30)

Aceste relaţii oferă o corespondenţă între parametrii de material în modelul Mohr-Coulomb şi cei din modelul Drucker-Prager, în stare de eforturi planară. Să considerăm cele două cazuri ale definirii curgerii: curgerea asociată, ψ=β, şi curgerea nedilatantă, când ψ=0. Pentru curgerea ascociată:

2

3 sintan

11 sin

3

φβ =+ φ

(3.31)

şi

2

d 3 cos

c 11 sin

3

φ=+ φ

(3.32)

iar pentru curgerea nedilatantă:

tan 3 sinβ = φ (3.33) şi d

3 cosc

= φ (3.34)

3.2.2. Teoria stării critice. Modelul Cam Clay Ideea centrală a modelului Cam-Clay, sau a modelului stării critice [S3] constă în faptul că toate pământurile vor ceda după o suprafaţă unică de cedare (critică) în spaţiul (q;p’;e), limitată de linia stării


Pag. 38

critice (LSC). Spre deosebire de criteriul Mohr-Coulomb care defineste momentul cedării prin prisma tensiunilor (σ;τ sau p;q), criteriul de cedare Cam-Clay încorporează atăt variaţii de volum, cât şi ale stării de tensiune asociate (q;p’;e). Mai exact, modelul Cam-Clay consideră că pentru a ceda, sau a atinge starea critică, în proba de pământ trebuie indusă o anumită stare de tensiuni , caracterizată prin tensiunile medii (p;q), dar şi de o anumită stare de îndesare, definită prin indicele porilor, numai o anumită stare de tensiune ( modelul Mohr-Coulomb) fiind insuficientă pentru cedarea probei. La aceeaşi stare de tensiuni (σ;τ / p;q) pot exista (n) situaţii de stări de compactare (ei;vi), pentru care proba să nu cedeze dacă, porozităţile se află sub suprafaţa critică de cedare. În consecinţă, pentru a aprecia starea în care se află un pământ din interiorul semispaţiului sau semiplanului, aflat la o animită adâncime (z) şi supus unei anumite stări de tensiune primară de natură gravitaţională şi/sau indusă de o presiune activă (∆σ) este necesar, conform acestor modele, să se stabilească suprafaţa critică de cedare, respectiv linia stării critice (LSC) în spatiu, adică în sistemele de coordonate (p;q;e/v).

Figura 3.6:Suprafeţele în spaţiul p-q-v descrise de forfecarea unor probe drenate şi nedrenate

Directoarele suprafetei critice (fFgura 3.8 ) sunt impuse ca formă a fi segmente de elipsă, care proiectate în planul (p;q) au ecuaţiile:

C�0; E� = �0F�� − 0F ∗ 01F + E�G)� = 0

(3.35)

unde: -01F - presiunea medie efectivă de preconsolidare -Mc=qf/pf

Expresia grafică a proiecţiei suprafeţei stării critice din spaţiul (0A2B2- figura 3.8) (yield surface) este dată de segmentul de dreaptă 0H� cuplat cu arcul de elipsă I�H�J , Figura 3.9.


Pag. 39

q f= M

c* p

Figura 3.7: Modelul Cam-Clay. Aproximarea proiecţiei suprafeţelor de curgere în planul (p;q) printr-o linie compusă

din segmente de elipsă şi segmente de dreaptă

Segmentul din linia stării critice (LSC) 0H� şi arcul de elipsă I�H�J împart domeniul (p;q) într-o zonă posibilă (punctul M1), în care pentru orice combinaţie de valori (p;q) pământul are un răspuns elastic şi o zonă imposibilă (punctul M3), în care pământul are un comportament plastic (τs>τf). Punctele M2 situate pe interfaţa celor două zone, pe segmentul de elipsă care defineşte „suprafaţa” iniţială de curgere, indică faptul că orice combinaţie de valori (p;q), care reprezintă coordonatele punctelor (B) iniţiază fenomenul de lunecare/cedare începănd de la rezistenţa de vârf (τp-φp) şi până la cea reziduală, corespunzătoare stării critice (τsc-φsc).Punctul (i) înfigura 3.9 ,punctul B2 din figura 3.11 După punctul (i) lunecarea continuă şi poate fi descrisă prin alte suprafeţe de curgere ca cea care trece din punctul (i) în (i’).

τ

σ'z

linia de cedare (D.C.)

φSC = tan-1 τSC

(σ'z)f

Stare imposibila

Stare posibila

σ'z = -uPz

Aφ'SC

τ f = σ’ z

* tg(φ SC)

p'

linia de cedare sau linia starii critice (C.S.L.)

Stare imposibila

Stare posibila

q f = M

c * p’ f

Mc

MC = qf

p'f

p' = = σ’oct = -uσ'1 + 2σ’3

3I3

3

q

Încercarea de forfecare prin forfecare directa Încercarea de forfecare în triaxial

Figura 3.8: Teoria stării critice pentru cazul încercării de forfecare directă


Pag. 40

Figura 3.9: Rezultatele încercărilor edometrice şi triaxiale

Încercarea de compresiune în edometru(reprezentare în coordonate

semilogaritmice)

linia consolidariinormale (L.C.N.)e

log(σ’z)

Cr

Cr

Cc-

Cc

1

Cc λ

Cr k

λ = 0.434 * Cc

k = 0.434 * Cr

linia consolidariinormale (L.C.N.)

k

-λ

1k

e sau υ

ln(p’)p'0 p'c

e0

e = Vp

Vs

υ = 1+ e

Încercarea de compresiune în triaxial (reprezentare în coordonate semilogaritmice)

Figura 3.10: Teoria stării critice pentru cazul încercărilor edometrice şi triaxiale

Diferenţa esenţială între criteriul de cedare plastică Mohr-Coulomb, exprimat prin tensiuni medii (p;q) şi criteriul Cam-Clay (CSM) constă în faptul că în primul caz, pentu toate perechile de valori (p;q) care determină puncte M1, situate sub (LSC) pământul ar avea un răspuns elastic (stabiliate), pe când în al doilea caz (figura 3.11), domeniul perechilor de valori (p,q) respectiv de poziţionare a punctelor M1 este limitat de segmentul de elipsă. Originea sistemului de coordonate(v;ln(p)) se consideră pentru o presiune convenţională medie de consolidare izotropă (p=1,00kPa), astfel încât ln(1)=0. În aceste condiţii ecuaţia liniei stării critice în coordonate (p;ev)va fii:

KL = KГ − N ∗ ln�0L�

(3.36)

respectiv;

QL = Г − N ∗ ln�0L� (3.37)

şi pentru curba LCN→ Q = S − N ∗ ln�0L� unde KГ, sau QГ=1+KГ=Гeste indicile porilor sau volumul specific pentru presiunea convenţională p=p’=100(kN/m2), egală cu presiunea atmosferică (N-are semnificaţia, pentru NCL, dată de figura 3.8 ValoareKГ se poate determina şi analitic:


Pag. 41

KГ = K1 + �N − %� ∗ TU V0)F2 W + % ∗ ln�01F � (3.38)

Parametrii care apar în relatia(3.168) sunt explicaţi în figura de mai jos. Astfel 0)F este presiunea medie sub care proba a fost izotropic consolidată iar 01Feste presiunea izotropă sub care s-a făcut descărcarea atingând porozitatea corespunzătoare (e0)

4. METODE CONSTRUCTIVE DE ÎMBUN ĂTĂŢIRE

4.1. Generalităţi Îmbunătăţirea terenului presupune intervenţii, fie asupra terenului suport, fie asupra terasamentului, fie asupra amandurora. În aplicarea metodelor de consolidare este necesară o buna înţelegere a comportamentului pământului şi a fenomenelor naturale care îl pot afecta, dat fiind faptul ca operaţiunea de consolidare presupune grăbirea acestora şi eventual transformarea lor prin direcţionarea către scopul urmărit. Trebuie făcută distincţia dintre conceptul de consolidare a pământurilor ca fenomen natural de comprimare în timp sub o anumităîncărcare şi metodele de consolidare prin care sunt denumite îmbunătăţirile artificiale aduse terenului de fundare şi construcţiilor din pământ. Metodele de consolidare pot fi grupate în urmatoarele categorii:

• metode de mărire a capacităţii portante ; • metode de stabilizare a taluzurilor; • metode de impermeabilizare a terenurilor.

Procedeele de consolidare se pot grupa în următoarele categorii:

• procedee mecanice de evacuare a apei din teren (prin drenuri, coborârea nivelului apei subterane prin pompare directă, foraje de epuisment, foraje autodescărcătoare, filtre aciculare, etc.);

• înlocuirea pământului necorespunzător, sau, după caz, îmbunătăţirea comportamentului acestuia prin aport de materiale;

• îmbunătăţirea pământurilor prin procedee mecanice (compactarea cu maiul, vibroîndesare, coloane de balast şi piatră spartă, etc.);

• stabilizare cu var, ciment, nisip, zgură; • injectare cu suspensii de ciment, silicatizare, bituminizare; • modificarea structurii prin provocarea unor fenomene fizice şi chimice (arderea, congelarea,

electroosmoză, argilizarea, bituminizarea, etc.); • protecţia antierozionalăîmpotriva agenţilor atmosferici şi precipitaţiilor (cu izolaţii hidrofuge,

cleionaje, vegetaţie de fixare, etc.). Dintre metodele şi procedeele de consolidare enumerate, sunt demne de reţinut şi exemplificat cele aplicate la terasamentele de cale ferată, acestea prezentând particularităţi extrem de variate şi,în plus, trebuie să asigure siguranţa circulaţiei. Metodele de consolidare folosite în mod curent în practica unităţilor de CF urmăresc fie drenarea apei din pungile de balast prin sisteme de curgere gravitaţională, fie înlocuirea completă sau parţială a terasamentelor cu material drenant. Metodele curente sunt următoarele:

• executarea unui sistem de drenuri transversale sau longitudinale;


Pag. 42

• decaparea şi înlocuirea completă a terasamentului degradat, până la cca.20cm sub adâncimea maximă a pungilor de balast;

• decaparea până la un anumit nivel a pungilor de balast şi intercalarea unui strat hidroizolator, peste care se completează terasamentul cu material drenant;

• decaparea lateralăşi înlocuirea terasamentului până la capetele traverselor; • plantarea în corpul rambleului a unor tuburi perforate care să ajunga până la baza pungilor

umplute cu apă, prin care apa să fie evacuatăşi să se ventileze terasamentul - este o metodă destul de nesigură cu rezultate nu întotdeauna satisfăcătoare.

Cea mai radicală metodă este decaparea completă a părţii superioare a terasamentului, până sub nivelul pământului alterat şi înlocuirea lui cu material drenant de calitate superioară. Suprafaţa de bază a terenului suport este, de asemenea, pregatită. În acest sens terenul este prevăzut cu pante transversale de 4-6% şi este compactat printr-un procedeu adecvat, de regulă mecanic, cu vibrocompactoare. Ulterior se acoperă cu un material hidroizolator, care poate fi o substanţă bituminoasă, sau un strat de beton argilos.

4.2. Înlocuire Pentru cazurile în care grosimea stratului moale de pământ este redusă, de exemplu 2-3m, putem lua în considerare posibilitatea de a înlocui materialul natural cu unul grosier, cu unghi intern de frecare mare sau chiar de a-l amesteca fie cu ciment, fie cu var, uscarea parţială a acestuia şi recompactarea sa. În acest ultim caz, nivelul hidrostatic nu trebuie sa pună probleme. Panta excavaţiei trebuie să rămână stabilă (vezi Figura 4.1),astfel că se ia constructiv o valoare a pantei cuprinsă între 1.5:1 la 1:1 şi care se extinde de la marginea (piciorul) rambleului.

111

1.5

Umplutura cu material granular grosier

Umplutura cu material granular fin si grosier

Figura 4.1 Înlocuirea stratului moale cu material granular compactat

4.3. Înlocuire par ţială În cazul excavaţiilor late, se poate adopta propunerea de a înlocui/îmbunătăţi doar pământul aflat la baza taluzului rambleului, după cum se poate vedea şi în Figura 4.2. Astfel zona cu material bun, compactat, va „confina” pământul natural, moale şi va limita astfel deformaţiile rambleului. În plus, dacă se utilizează pământ de înlocuire ce conţine nisip, zona poate fi supusă unui proces de consolidare, care va avea loc destul de repede, datorită permeabilităţii ridicate a materialului granular.


Pag. 43

Excavare si inlocuire partiala

Rambleu

Argila moale

Figura 4.2 Înlocuirea pământului de consistență redusă de la piciorul rambleului

4.4. Preîncărcare Compresiunea prin preîncărcare are rolul de a creşte capacitatea portantă şi scăderea compresibilităţii pământurilor moi. Aceasta se realizează prin încărcarea terenului de fundare înainte de a se executa rambleul, la valori ale eforturilor normale mai mari decât cele calculate să se exercite în perioada de exploatare a construcţiei. Având în vedere că se bazează pe teoria consolidării pământurilor, deşi din punct de vedere tehnic este simplu de realizat, metoda cere mult timp, apa trebuind să dreneze dintr-un mediu cu permeabilitate scăzută. Se poate reduce perioada de consolidare cu ajutorul drenurilor verticale. Există şi posibilitatea de a lăsa materialul de preîncărcare în loc şi se construieşte peste el.

a.

4.5. Postîncărcare O altă metodă bazată tot pe teoria consolidării pământurilor este cea de postîncărcare şi constă în realizarea unei părţi sau a întregului rambleu şi lestarea acestuia. Astfel terenul de fundare se va consolida mai repede, sub încărcări egale, sau mai mari decât în cazul preîncărcării, însă rambleul trebuie refăcut în urma deformaţiilor rezultate în urma tasării diferenţiate a pământului moale. De asemenea, se pot aplica drenuri. Atât pentru postîncărcări cât şi pentru preîncărcări, au fost folosite rezervoare de apă şi pământ ca greutăţi de lestare, sisteme hidraulice sau chiar ancoraje pentru crearea


Pag. 44

presiunii în rambleu şi terenul de fundare, necesară drenării apei din pori. În această direcţie Stamatopoulos şi Kotzias (1985) propun diferite metode.

b.

Figura 4.3 Preîncărcarea ca alternativă la fundarea indirectă

4.6. Consolidare cu drenuri verticale şi cu vacuum Încercările iniţiale de drenaj erau reprezentate de foraje umplute cu material granular – nisip. Prin utilizarea unui tubaj, umplerea acestuia cu apă şi apoi umplerea cu nisip a dus la reducerea gâtuirilor ce apăreau din cauza pământului moale (de stabilizat) – Datye (1982). În Figura 4 sunt prezentate două modele de dispunere a drenurilor. Un drenaj larg de nisip sau pietriş ajută nu doar la consolidarea rapidă a materialului moale, dar în plus oferă şi o îmbunătăţire locală la încărcări verticale (reprezintă în sine o coloană de material granular). Metoda de consolidare cu vacuum este folosită în combinaţie cu drenurile: astfel stratul este izolat cu o folie de polipropilenă, pentru a-l separa, şi apoi este pornită pompa de vacuum. Diferenţa de presiune dintre zona internă şi cea exterioară reprezintă suprasarcina ce i se aplică terenului pentru a se consolida şi poartă numele de gradient de vacuum. În plus, pe lângă crearea diferenţei de presiune, pompa reuşeşte să accelereze, prin intermediul drenurilor, procesul de consolidare şi extragerea apei şi a aerului din terenul moale.


Pag. 45

Figura 4.4 Utilizarea drenajului de adâncime pentru grăbirea consolidării

4.7. Drenuri verticale

4.7.1. Istoric Principalul scop al drenurilor verticale este acela de a grăbi procesul de consolidare prin scurtarea drumului de drenaj. În plus, cele mai multe depozite sedimentare sunt anizotrope din punct de vedere al permeabilităţii, conductivitatea hidraulică orizontală fiind în general mai mare decât cea verticală. De aceea permeabilitatea orizontală, în prezenţa drenurilor verticale, oferă acest avantaj combinat cu schimbarea limitei de drenaj. Inginerul american D.J. Moran a fost primul care a sugerat utilizarea nisipului ca dren pentru stabilizarea pământurilor în 1925, iar prima instalaţie a fost creată în California în 1936. În mijlocul anilor ’30, Kjellman, în Suedia, a început şi el să experimenteze cu drenuri prefabricate de carton. În 1971, Wager a îmbunătăţit folosirea drenurilor fitil, utilizând nulee de polietilenă în locul cartonului, iar în următorii 10 ani a fost creat un număr mare de drenuri prefabricate. Drenurile forate de dizlocuire umplute cu nisip sunt încă folosite, dar execuţia lor cauzează perturbaţii severe terenului înconjurător, ceea ce le minimizează performanţele. Drenurile de nisip executate cu şnec continuu cu interiorul gol cauzează mai puţie perturbaţii mediului, iar performanţele lor sunt apropiate celor executate prin dizlocuire totală sau cu jet. Drenurile de nisip executate cu jet minimizează perturbaţiile în argila din jur, dar execuţia lor este complexă, necesitând un executant cu experienţă şi o supervizare a lucrărilor. Drenurile prefabricate au dimensiuni mult mai mici şi sunt instalate utilizând o mandrină. Mărimea perturbaţiilor induse în teren este direct proporţională cu mărimea şi forma mandrinei, dar este întotdeauna mai mică decât în cazul clasic al denurilor de nisip de dizlocuire.


Pag. 46

Figura 4.5: Diferite moduri de dispunere a drenurilor verticale

2Hd

rw

z

dw

de

kv

kv

n = de/dw = re/rw

Figura 4.6: Secţiune transversală printr-un dren vertical

5. STUDII DE CAZ (ANALIZATE ŞI MONITORIZATE)

5.1. Rambleul de pe autostrada A2, km 6

5.1.1. Scurtă istoric Obiectul acestui studiu de caz a fost identificarea cauzelor care au produs tasarea rambleului rampei de acces pe podul de la km 6+455, situat pe autostrada Bucureşti - Constanţa, precum şi propunerea unei soluţii de remediere a acestei probleme. Deplasările rambleului au fost înregistrate cu ajutorul ridicărilor topografice. Pentru a realiza testele necesare a fost făcută o primă investigaţie vizuală atât pentru rambleu, cât şi pentru terenul de fundare (într-o groapă de excavator). Conform proiectului, rampa este construită din pământuri loessoidale locale, dispuse pe straturi elementare. La contactul cu terenul natural, direct peste pământul vegetal, s-a aşternut un strat separator de geotextil. Ipotezele luate în consideraţie au fost următoarele:

a) prezenţa unui strat, din corpul rambleului, mai puţin compactat sau chiar o tehnologie de compactare neadecvată pentru întreaga structură

b) au fost folosite pământuri loessoide ca material de construcţie a rambleului fără aplicarea unui tratament corespunzător pentru a înlătura sensiblitatea la apă.

c) cedarea unei prisme de pământ cu o deplasare mică. d) tasarea stratului moale de fundaţie.

Ipotezele a). şi b). au fost luate în consideraţie deoarece ele sunt cele mai des întâlnite cauze care produc tasări însemnate la rambleele înalte.


Pag. 47

Ipoteza c). a fost sugerată de prezenţa fisurii transversale în dala de beton (Figura 5.1) şi a fisurii longitudinale de lângă dala de beton (Figura 5.2).

Figura 5.1: Fisură transversală în dala de beton

Figura 5.2: Fisură longitudinală dala de beton

Modelul cedării ar putea fi cel prezentat în fig. 1.3 şi anume o alunecare interioară cu masa alunecătoare de pământ barată de culee sau o cedare mai mare barată direct de pilele culeei.

Culee

argilă moale cu materie organică

rambleu: amestec neomogen de pământ

suprafaţa interioarã de cedare

suprafaţa de cedare începută în terenul de fundare

Figura 5.3: Tipare posibile de cedare la forfecare

Ipoteza d). a apărut atunci când o argilă moale cu materie organică a fost descoperită ca făcând parte din pământul de fundare (Figura 5.4)


Pag. 48

Figura 5.4: Bucată de argilă moale (a se vedea amprentele) cu materie organică (miros de mlaştină) Pentru a verifica fiecare scenariu, au fost efectuate două foraje (unul în corpul rambleului până la coloanele de balast şi un altul lângă rambleu, în terenul natural. Pentru a nu deranja structura pământului, probele au fost prelevate, prin presare, cu ajutorul ştuţurilor cu pereţi subţiri (ASTM D 1587-94, 50.8mm). Forajul, început din partea de sus a rambleului, a arătat că geotextilul există la contactul teren-rambleu. Rezultatul testelor de laborator a infirmat primele trei ipoteze.

5.1.2. Rezultatele investigaţiilor geotehnice Setul de teste a început prin identificarea stratificaţiei pământului prelevat din foraj, conform STAS 1913/5-85. Rezultatele au evidenţiat trei straturi. Primul este cuprins între linia roşie a rambleului până la o adâncime relativă de 4,20m. Acest strat a fost executat în 2002. Restul rambleului (4,20-11,50m) datează din 1992. În cele ce urmează, stratul de deasupra, construit în 2002, va fi denumit “stratul 1”, cel făcut în 1992 va fi “stratul 2”, iar terenul natural va fi “stratul 3”. Rezultatele preliminare obţinute din testele geotehnice sunt prezentate în tabelul 5.1. Tab. 5.1: Rezultatele preliminare a testelor de laborator pe straturi Stratul nr. 1

Test nr. e (-)

γ (kN/m3)

Sr (-)

w (%)

φ (º)

c (kPa)

k0 (-)

M2-3 (kPa)

cv (cm2/sec)

1 0.68 18.57 0.65 16.67 28.7 47.4 0.577 12346 2.14E-04 2 0.48 21.02 0.89 15.49 30.8 37.4 0.590 1.89E-04 3 0.55 19.99 0.78 16.30 4 0.50 20.61 0.84 15.82

5 0.51 20.55 0.85 16.18

6 0.56 19.87 0.79 16.65

7 0.49 20.18 0.71 13.15

8 0.47 21.29 1.00 17.77 9 0.43 21.42 0.43 14.99

Valoarea medie 0.52 20.39 0.77 15.89 29.8 42.4 0.584 12346 2.02E-04 Stratul nr. 2

Test nr. e (-)

γ (kN/m3)

Sr (-)

w (%)

φ (º)

c (kPa)

k0 (-)

M2-3 (kPa)

cv (cm2/sec)

1 0.49 21.26 1.00 18.55 22.0 40.0 0.618 20408 6.96E-04 2 0.42 21.47 0.91 14.49 0.694 17391 6.88E-04 3 0.49 21.15 0.96 17.53 10000 6.97E-04 4 0.54 20.59 0.90 18.19 16192 1.81E-04 5 0.52 20.86 0.96 18.59 2.77E-03 6 0.52 20.92 0.98 18.94 2.21E-03 7 0.46 21.80 1.00 19.05 2.12E-04


Pag. 49

8 0.51 21.34 1.00 20.58 2.06E-04 9 0.51 21.51 1.00 20.92 6.00E-04 10 0.38 22.15 1.00 14.65 5.88E-04 11 0.42 21.85 1.00 16.38

Valoarea medie 0.48 21.35 0.97 17.99 22.0 40.0 0.656 15998 8.85E-04 Stratul nr. 3

Test nr. e (-)

γ (kN/m3)

Sr (-)

w (%)

φ (º)

c (kPa)

k0 (-)

M2-3 (kPa)

cv (cm2/sec)

1 0.68 18.57 0.66 16.76 7.0 55.0 0.809 2304 4.48E-04 2 0.48 21.02 0.89 15.94 5405 4.06E-04 3 0.55 19.99 0.78 16.30 4 0.65 20.16 1.00 25.57 5 0.70 19.76 1.00 26.97

Valoarea medie 0.61 19.90 0.87 20.31 7.0 55.0 0.809 3855 4.27E-04 Testele efectuate în vederea obţinerii fiecărei valori prezentate în tabelul 5.1 au fost obţinute în urma testelor mecanice după cum este prezentat în tabelul 5.2. Tab. 5.2: Teste efectuate în vederea obţinerii parametrilor mecanici

Index Nume Tipul testului

e porozitatea edometru, triaxial

γ greutatea volumică a pământului edometru, triaxial

Sr gradul de saturare edometru, triaxial w umiditatea edometru, triaxial φ unghiul de frecare test în triaxial c coeziunea test în triaxial

k0 coeficientul împingerii pasive test în triaxial

M2-3 modulul edometric edometru

cv coeficientul de consolidare edometru Aceste date preliminare au fost folosite la obţinerea unor indici adiţionali care au fost folosiţi la modelarea numerică, precum urmează: Modulul de elasticitate (Modulul lui Young) – E

032 MME ⋅= − (5.1) unde M0 este un coeficient dat în STAS 3300 şi depinde de tipul pământului. Coeficientul lui Poisson – ν

0

0

k1

k

+=ν (5.2)

Coeficientul de permeabilitate – k


Pag. 50

În acest caz, coeficientul de permeabilitate nu a fost determinat cu ajutorul unui test direct, cum ar fi permetrometrul sau edopermetometrul, ci a fost calculat cu ajutorul coeficientului de consolidare cv după cum urmează:

32

wv

M

ck

−

γ= (5.3)

unde wγ este greutatea volumică a fluidului din goluri (apă+electroliţi dizolvaţi). Datorită faptului că, pentru modele elasto-plastice, legea Drucker-Prager este mai des folosită decât cea a lui Mohr-Coulomb, parametrii rezistenţei la forfecare au fost exprimaţi în coordonatele de efort p-q (Figura 5.5).

f3

f1f

f3

f1

f

q

3

2p

σ−σ=

σ⋅+σ=

φ+

φ=

φ+

φ=β

2

2

sin31

1

cos3cd

sin31

1

sin3tan

Figura 5.5: Transformarea parametrilor eforturilor de forfecare

În acest fel, coeficienţii finali de calcul care vor fi folosiţi în modelul numeric sunt prezentaţi în tabelul 1.3.. Tab. 5.3: Valoride calcul folosite în modelarea numerică

e ρ E ν k β d

(-) (g/cm3) (kPa) (-) (cm/sec) (º) (kPa)

Stratul nr. 1 0.52 2.04 28396 0.37 1.63E-09 39.6 61.3 Stratul nr. 2 0.48 2.14 36795 0.40 5.53E-09 32.4 62.8 Stratul nr. 3 0.61 1.99 8865 0.45 1.11E-08 11.9 94.3


Pag. 51

5.1.3. Analize numerice

5.1.3.1. Ipotezede calcul

Prima grijă avută la analiza problemei a fost protecţia piloţilor culeei de efectul supraîncărcării. Culea este fundată pe piloţi încastraţi în radier. (Figura 5.6) Tehnologia de execuţie a piloţilor a fost cea Benotto (foraj tubat cu tajul recuperabil) având un dimetru de 1,08m. Efectele supraîncărcării culeei sunt:

- depăşirea capacităţii portante la forţe orizontale din cauza efortului activ suplimentar din suprasarcină;

- depăşirea capacităţii portante la forţele axiale a piloţilor din cauza frecării negative. O altă problemă care poate să apară la rambleu este cedarea prin forfecare a feţelor laterale ale acestuia (o alunecare de teren).

Figura 5.6: Culeea podului

Modelarea rambleului a avut drept scop atingerea mai multor probleme:

- evoluţia deplasărilor rambleului urmărind mai multe scenarii caracteristice: - primul, din motive de calibrare, a evaluat tasarea din cauza terminării lucrării (ultimii 4,5m de umplutură construiţi în 2000); - al doilea a încercat să prevadă tasarea care este pe cale să se dezvolte sub încărcarea din trafic; - al treilea scenariu a urmărit să caracterizeze procesul de consolidare care are loc sub doi paşi de încărcare induşi de către 1,00m respectiv 2,50m de balast..

- modelarea rambleului a mai avut drept scop găsirea timpului de consolidare necesar pentru consumarea încărcării din trafic şi găsirea valorii consumate din tasare care se înregistrează după o lună.

Elementele luate în considerare în modelarea 2D au fost CPE4P – continui, eforturi plane, 4 noduri cu cuplarea presiunii apei din pori. S-a fost folosit un criteriu de plasticitate Drucker – Prager. Parametrii


Pag. 52

rezistenţei la forfecare, modulul de elasticitate şi coeficientul lui Poisson folosite la prelucrarea datelor au fost cele obţinute în laborator. Pentru modelul 3D a fost folosit un element similar cu cel din analiza 2D, acesta fiind de tipul C3D8P – continuu tridimensional cu luarea în consideraţie a presiunii apei din pori. Dezavanatajul acestei modelări constă în faptul că, timpul necesar analizei este prea mare şi calculatorul s-ar putea bloca. Pentru a corecta acest inconvenient a fost ales un model 3D de lungime 3m.

Figura 5.7: Fâşia de rambleu şi condiţiile de rezemare

5.1.3.2. Varianta 2D elasto-plastică cu consolidare

Prima grijă a fost să se afle dacă tasările înregistrate pe teren (prin metode topografice) au fost reale (din moment ce înregistrarea lor a fost făcută după construcţia rambleului) şi cât timp a trebuit ca procesul de consolidare să se termine.


Pag. 53

Figura 5.8: U2 (tasarea) deplasări nodale pentru pasul de încărcare “gravita ţional”

Din moment ce tasarea calculată prin metoda elementului finit a fost în jur de 7cm, următorul pas a fost să se studieze dacă valoarea aşteptată a tasării din trafic este acceptabilă din punctul de vedere al racordării rambleului la culeea podului. Din moment ce aceasta este o structură pe piloţi, este de preferat ca deplasarea relativă să fie zero. După aplicarea a 30kPa de încărcare statică echivalentă unui convoi A30 a fost înregistrată o tasare de 10.9cm(Figura 5.9). Această valoare nu a fost acceptabilă din punctul de vedere al interacţiunii drum – pod, deci, s-a decis aplicarea unei suprasarcini pentru accelerarea unei părţi din deformaţie prin consolidare.

Figura 5.9: U2 (tasarea) deplasări nodale pentru pasul de încărcare “trafic”


Pag. 54

5.1.3.3. Varianta 3D elasto-plastică

In figura 5.10 a fost calculată tasarea aşteptată după încărcarea rambleului cu 2,5m de balast având greutatea volumică de 18kN/m3. După o lună, poate fi înregistratăo tasare de 2.9 cm, care ar corespunde la aproximativ 30% din tasarea totală înregistrată după 5 ani de trafic.

Figura 5.10: U2 (tasarea) deplasări nodale pentru pasul de încărcare “2.5m balast”

În figura5.11 se poate observa existenţa zonelor plastice în rambleu corespunzătoare celor 2,5m de balast (~50kPa). Din moment ce zonele plastice sunt mici s-a considerat că nu este pericol de cedare pentru rambleu în timpul încărcării.

Figura 5.11: Deformaţiile plastice care apar in urma incarcarii cu balast


Pag. 55

În plus, au fost instalate tuburiinclinometrice pentru a monitoriza cedarea posibilă a rambleului. Deplasările pentru deplasările U1 (laterale) au fost calculate pentru a verifica în permanenţă dacă valorile măsurate sunt mai mici decât cele calculate.

Figura 5.12: Deplasări nodale (laterale) ale rambleului în ipoteza de încărcare “2.5m balast”

5.1.4. Instrumentarea rambleului

5.1.4.1. Modelul real

Figura 5.13: Secţiune transversală Rambleul este alcătuit din straturi de pământ compactat şi are o lungime de 800m şi o înălţime maximă de 11,50m Rambleul se termină cu o culee de pod fundată pe piloţi. Principiul modelării O dată ce rambleul este încărcat, pot apărea următoarele efecte:

Deformarea pe direcţie verticală a rambleului şi a terenului de fundare


Pag. 56

5.1.5. Analiza comparativă a rezultatelor calculelor prin raport cu măsurătorile de teren – concluzii Comparând rezultatele obţinute în urma analizei 2D şi 3D utilizând MEF cu rezultatele înregistrate pe teren se pot trage următoarele concluzii: Din punct de vedere al evoluţiei tasărilor sub prima treaptă de încărcare (1m de balast), valorile sunt mult mai reduse decât cele prevăzute. Practic ele se încadrează în precizia aparatului. Acest lucru se explică prin faptul că stratul compresibil este argila moale care reprezintă terenul natural şi, datorită formei rambleului, efortul efectiv distribuit stratului compresibil este de 3kPa. Teoretic, pentru consolidarea unui strat de 6m de argilă având o permeabilitate de 1.1*10-8 m/s şi un modul de deformaţie liniară de 8865kPa, ar fi necesară o perioadă de 17 ani. Practic, L. Sulkje şi B. Majes (1989) au arătat că procesul de consolidare a argilelor moi sub sarcini induse de ramblee este mult accelerat pentru suprasarcini mari. Acest lucru motivează aplicarea celei de a doua trepte de suprasarcină de 2,5m de balast. Prima treaptă a avut şi rolul verificării preciziei de măsurare a aparaturii utilizate. Fig. 5.20 prezintă citirile efectuate cu ajutorul înclinometrului în cele două tuburi instalate, raportate la deformaţia finală obţinută din calculul MEF.


Pag. 57

Figura 5.14: Evoluţia deplasărilor pe orizontal ă determinate cu inclinometrul

Pentru protejarea culeei s-a urmărit în permanenţă şi variaţia eforturilor totale în pământ. S-a putut constată faptul că valoarea eforturilor pe culee este în limite acceptabile. Variaţiile acestor eforturi sunt prezentate în figura 6.9

Figura 5.15: Evoluţia împingerilor datorate suprasarcinii

În urma determinărilor efectuate atât cu staţia totală cât şi, indirect, cu ajutorul înclinometrului, nu au fost puse în evidenţă deplasări ale culeei (rotaţii şi/sau translaţii)

Tub 1, Directia B0

0.00.51.01.52.02.53.03.54.04.55.05.56.06.57.07.58.08.59.09.5

10.010.511.0

-1.00 -0.50 0.00 0.50 1.00 1.50 2.00 2.50 3.00

Deplasari cumulate (mm)

Ada

ncim

e (m

)

0 reading12.0613.0615.0616.0617.0618.06Curba Teoretica - FEM

0.00

2.00

4.00

6.00

8.00

10.00

12.00

0 50 100 150 200 250 300

Timp (ore)

Efo

rt o

rizon

tal (

kPa)

Traductor 1 - 3m adancimeTraductor 2 - 6m adancime


Pag. 58

Valorile tasărilor finale în modelarea numerica sunt de cca. 11cm şi corespund cu cele obţinute din calcul folosind teoriile Terzaghi-Peck şi Biot. Valorile tasărilor estimate prin modelare FEM, calcul manual folosind teoria Biot şi cele măsuratela o lună de la aplicarea suprasarcinii sunt sensibil egale ele fiind de cca. 3cm. Tot din teoria lui Biot rezultă faptul că rambleul se va consolida după max. 3 ani în timp ce în teoria Terzaghi – Peck procesul de consolidare primară se va încheia după aproape 14ani. Din observaţiile vizuale (după dare în exploatare monitorizarea rambleului a fost întreruptă) se pare că tasările s-au consumat în primii cinci ani de la darea în folosinţă.

Figura 5.16 Evolutia tasării în timp pentru exemplul analizat folosind teoriile de consolidare Biot şi Terzaghi

Variatia tasarilor in timp

0

0.02

0.04

0.06

0.08

0.1

0.12

0 1000 2000 3000 4000 5000

timp (zile)

Tas

area

(m

)

Biot

Terzaghi si Peck


Pag. 59

5.2. Analize de stabilitate pentru rablee înalte de pe traseul CF Vâlcele - Râmnicu Vâlcea

5.2.1. Date generale Calea ferată Râmnicu Vâlcea - Vâlcele, cu o lungime de 32km, a fost construită parţial între anii 1975-1989. Scopul acetui traseu (Figura 5.17) a fost acela de a scurta distanţa dintre Bucureşti şi Sibiu cu 80km.

Figura 5.17 Plan de situaţie cu poziţia căii ferate Rm Valcea Valcele

Conform profilului longitudinal din Figura 5.18 se propune împărţirea traseului în două macro-zone şi anume: - macrozona I desfăşurată între staţia Vâlcele km131+500 (335mdMN) şi tunelul Ploştina km143+711 (450,50mdMN), - macrozona II desfăşurată între tunelul Ploştina şi staţia Rîmnicu Vîlcea km165+805 (250mdMN).

Figura 5.18 Profil longitudinal cu traseul căii ferate


Pag. 60

În urma vizitelor pe teren avute în perioada februarie – aprilie 2004, s-a constatat că traseul căii ferate este afectat de fenomene de instabilitate de tipul alunecărilor de teren. De altfel, acesta a fost şi motivul principal al abandonării temporare a traseului. În afară de problemele de stabilitate, au fost identificate şi zone cu tasări execsive ale corpului rambleului.

Figura 5.19 Rambleu de cale ferată afectat de alunecări de teren



Figura 5.22 Tasare excesivă a rambleului de cale ferată

După cum a rezultat din informaţiile de arhivă, foarte sărace în elemente geotehnice, realizarea rambleelor s-a făcut cu material local – un praf argilos cu plasticitate mare. Acest pământ este geliv adică are deformaţii de volum datorită migraţiei apei peliculare. Ca urmare tor traseul în funcţie de condiţiile de drenaj se caracterizează printr-o mare şi permanentă deformabilitate a rambleelor pusă în evidenţă prin deplasările pe verticală şi orizontală de peste 25÷30cm ale liniilor CF. Cedarea părţilor laterale ale rambleelor iniţiale s-a datorat în primul rând nerespectării tehnologiei de execuţie. Deoarece în perioada respectivă era o mare lipsă de carburanţi, nu se realiza decât o compactare neuniformă a miezului rambleului de către mijloacele de transport. În timp, sub acţiunea ploilor, pământul din zona taluzelor s-a deplasat ajungându-se la tasările menţionate de peste 30cm şi formarea unor contrabanchete naturale. De regulă, acestea au fost refăcute pe cca. 4m înălţime realizându-se la această cotă o hidroizolare cu o folie PVC pe post de geomembrană.


Pag. 61

Structurile de susţinere proiectate şi executate sunt, de regulă, din categoria lucrărilor continui fundate direct (ziduri de sprijin de greutate) sau indirect pe piloţi foraţi pe loc cu cămăşuială recuperabilă de tip Benoto. Există însă situaţii în care, datorită faptului că planurile de alunecare cele mai probabile se găsesc la adâncimi mari, de peste 10m, împingerile exercitate de masa de pământ în mişcare sunt mai mari de 800kN/ml. Ca urmare structurile de susţinere masive proiectate sunt alcătuite din piloţi Benoto (18÷20) cu diametrul de 1.08m tangenţi pe un contur cu diametrul de 6.60m cu fisă de ordinul a 15m „hore de piloţi”. S-au obţinut astfel nişte megastructuri aşezate la 12÷15m interax. Acestea lucrează ca nişte elemente de susţinere izolate existând însă posibilitatea deplasării terenului dintre ele. (Figura 5.23). S-a ajuns la aceste soluţii deoarece în perioada anilor 1980 la noi în România nu pătrunseseră încă tehnologii moderne pentru lucrări de drenaj orizontal, mini sau micropiloţi sau îmbunătăţirea terenului de fundare.

Figura 5.23 Pinteni circulari („Hore”) realiza ţi din pilo ţi Benoto tangenţi cu diametrul de 1.08m

5.2.2. Rezultatele investigaţiilor in situ Pentru identificarea zonelor cu probleme de stabilitate sau de deformabilitate, s-a apelat la următoarele încercări de teren:

a. Încercări de penetrare dinamică uşoară (PDU) – s-a optat pentru acest tip de încercare deoarece accesul în amplasament a fost extrem de dificil,

b. Măsurători înclinometrice pentru a putea identifica poziţia planului de alunecare şi viteza de deplasare.


Pag. 62

Încercările de penetrare dinamică uşoară, deşi calitative, au pus în evidenţă următoarele tipuri de probleme întâlnite în lungul traseului:

- probleme de compactare a corpului rambelului (Figura 5.24); - teren de fundare de consistenţă scăzută (Figura 5.25); - identificarea poziţiei planului de alunecare.

0 10 20 30 40

10

60

110

160

210

260

310

360

410

460

510

z [c

m]

Nr. of blows [-]

1 - 5

6 - 10

11 - 15

16 - 20

21 - 25

26 - 30

31 - 35

36 - 40

Figura 5.24 Compactare insuficientă a corpului rambleului

0 10 20 30 40

10

60

110

160

210

260

310

360

410

460

510

560

610

660

z [c

m]

Nr. lovituri [-] 1 - 5

6 - 10

11 - 15

16 - 20

21 - 25

26 - 30

31 - 35

36 - 40

Figura 5.25 Probleme de deformabilitate ale terenului de fundare


Pag. 63

0.0

1.0

2.0

3.0

4.0

5.0

6.0

7.0

8.0

9.0

10.0

11.0

12.0

13.0

-5.00 0.00 5.00 10.00 15.00

Displacement B0-B0 (mm)

De

pth

(m)

Zero reading

Citire 16.08.2004

Citire 25.08.2004

Citire 09.09.2004

Figura 5.26 Exemplu de citire înclinometrică cu punerea în evidenţă a planului de alunecare

În urma investigaţiilor de teren a fost posibilă realizarea în timp util a unui plan de situatie pe care au fost trecute zonele cu probleme. Astfel, s-a ajuns la concluzia că mai mult de 60% din traseul căii ferate este afectat de probleme de stabilitate sau defomabilitate. În restul de 40% se află şi două tunele şi mai multe viaducte.


Pag. 64

Figura 5.27 Reprezentarea zonelor cu probleme identificate de încercările de teren [C3]

5.2.3. Studiu de caz exemplificativ Pentru exemplificare, s-a ales cazul rambleului de cale ferată de la km 146+500 (kilometrajul poate diferi de cel actual). Construcţia acestui rambleu a început în anul 1980. În anul 1984, datorită faptului că realizarea rambleului a încărcat de fapt o zonă cu potenţial de alunecare, aceasta a alunecat. Pentru consolidare, s-a propus şi realizat o structură de sprijin discontinuă din hore de piloţi Benotto (Figura 5.28), rigidizaţi la partea superioară de un radier cu grosimea de 2m .

Figura 5.28 Evoluţia lucrărilor de consolidare la km 146+500 [C3]


Pag. 65

În urma vizitei pe teren avută pe data de 05.03.2004, s-a observat că aceste structuri masive nu au putut prelua împingerile exercitate de masa alunecătoare. Pentru a identifica poziţia planului de alunecare, a fost realizat un foraj geotehnic cu adâncimea de 15m care a fost echipat cu tubulatură inclinometrică

F + Inclinometru

PDU PDU

PDU

PDU

Figura 5.29 Plan de situaţie cu poziţionarea lucrărilor de teren


Pag. 66

În urma măsurătorilor inclinometrice, s-a constat că planul de alunecare se află în jurul cotei de -7m (cam la jumătatea fişei piloţilor) Figura 5.26 Folosind datele din foraj (Figura 5.30) şi rezultatele încercărilor de penetrare dinamică uşoară, s-a putut identifica planul de alunecare. De remercat este stratificaţia de tip „sandwich” reprezentată de o alternanţă de argile şi nisipuri specifică zonei analizate. Se observă faptul că planul de alunecare apare la contactul dintre stratul de nisip prăfos cenuşiu şi argilă prăfoasă.

Figura 5.30 Stratificaţia întâlnit ă în forajul F1. Se observă la 7,0m trecerea de la nisip la argilă

Pentru evaluarea împingerilor s-a folosit metoda dreptei limită (metodă de calcul invers). În urma calculelor au rezulat împingeri de cca. 800kN/m în dreptul lucrărilor de sprijin. Aceste valori mari ale împingerilor explică cedarea acestor structuri.


Pag. 67

6. CONCLUZII ŞI CONTRIBU ŢII PERSONALE Prezenta lucrare tratează un domeniu de nişă, provocator din punct de vedere ingineresc. Am încercat să îmbin atât elemente practice cât şi aspecte teoretice, cu intenţia de a oferi o imagine clară şi pe cât posibil profesionistă asupra felului în care ar trebui abordată problema colucrării dintre două medii geotehnice aflate într-o relaţie de determinare reciprocă.

6.1. Concluzii Analizând conclusiv problematica presupusă de subiectul cercetat, modalitatea în care l-am abordat şi implicit trasarea direcţiilor ce ar trebui detaliate în viitor rezultă, în esenţă, următorii paşi parcurşi:

- Prezentarea într-o ordine şi înşiruire care s-a dorit cât mai logică a unor etape de investigare, analiză, evaluare şi soluţionare a problematicii referitoare la comportamentul pământurilor cu proprietăţi geomecanice defavorabile în raport cu structurile geotehnice de tipul lucrărilor de terasamente.

- Prezentarea parametrilor structurali şi geomecanici cuantificabili ai pământurilor, a metodelor de

studiu, a principiilor de măsurare şi evaluare, precum şi a celor de detaliere a parametrilor respectivi.

- Prezentarea tehnicilor şi echipamentelor de prospectare in situşi a celor de monitorizare a

structurilor din pământ cu sublinierea importanţei modului de prelevare a probelor, a operării în cazul prospectăriişi a acurateţei datelor de răspuns în cazul monitorizării.

- Prezentarea procedurilor de laborator prin care se stabilesc parametrii mecanici ai pământurilor

cu accent pe încercările triaxiale, în speţă a încercărilor adaptate problemei stării plane de deformaţii.

- Prezentarea unor teorii şi modele de consolidare şi adaptarea acestora în studiul

comportamentuluiargilelor moi.

- Analiza şi, după caz, detalierea unor metode de consolidare şi îmbunătăţire a calităţilor geomecanice ale terenurilor de fundare slabe şi respectiv ale rambleelor, în condiţiile folosirii ca suport a unor terenuri dificile.

- Prezentarea unor soluţii complementare de reducere a deformaţiilor post execuţie, prin aplicarea de sarcini complementare.

6.2. Contribu ţii personale Contribuţiile personale la sporirea cunoaşterii în acest domeniuse referă în esenţă la următoarele elemente:

� Elaborarea unei hărţi la nivel naţional, cu identificarea zonelor cu terenuri de consistenţă scăzută.

� Propunerea unei metodologii pentru prelevarea in situ a probelor netulburate din terenuri moi. � Pe linia încercărilor de laborator în aparatul de forfecare triaxială, propunerea unui dispozitiv

de stare plană şi extinderea în viitor la alte tipuri de încercări în afara celor monoaxiale cu deformaţie impusă şi efort măsurat.


Pag. 68

� Recomandări concrete privind tehnicile de investigare şi monitorizare a rambleelor fundate pe argile moi .

� Propunerea postîncărcării ca metodă de intervenţie postexecuţie pentru reducerea tasărilor din trafic.


Pag. 69

BIBLIOGRAFIE [B1] Benett, D. H, Dyson, S. and Thornton, C. (1971) The Behavior of sand under compression in plane strain. Proceedings of the Roscoe Memorial Symposium Cambridge University, GT Foulis & Co Ltd (pg 206 - 212) [B2] Burland, J. B. A method of estimating the pore pressures and displacements beneath embankments on soft, natural clay deposits (1971) Proceedings of the Roscoe Memorial Symposium Cambridge University, GT Foulis & Co Ltd (pg. 505 – 537) [B3] Barden, L. Mc Govn, A. (1978) The influence of sedimentary electrolyte concentration on the microstructure of some postglacial clays. Proceedings of 5th international meeting soil micromorphology, Granada [C1] – Chirică, A. (1991) Contribuții referitoare la influența macrostructurii pământurilor coezive asupra tasării și cedării terenului de fundare, Teză de doctorat, ICB [D1] Delage, P. , Lefebvre, G., (1984) – Study of the structure of a sensitive Champlain Clay and of its evolution during consolidation. Canadia Geotechnical Journal vol 21 nr. 1 [K1] – Kempfert G. H, Gebreselassie B. (2006) Excavations and Foudanitons in Soft Soils, Springer [G1] – Geostud SC (2010) Investigații geotehnice suplimentare pentru stabilirea cauzelor alunecării de teren din zona aeroportului Sibiu [H1] – Harkness R. M, An essay on „Mohr Coulomb” (1971) Proceedings of the Roscoe Memorial Symposium Cambridge University, GT Foulis & Co Ltd (pg. 220 - 234) [H2] – Hvroslev J. M, (1936) Coditions of failure for remouded cohesive soils, Proceedings of first international coference of soil mechanics and foundation engineering Cambridge vol 3 pag 51 – 53. [H3] – Hvroslev, J. M, ASCE, F. (1960) Research conference on shear strength of cohesive soils ASCI, University of Colorado Boulder (pg. 169 – 273) [H4] Horpibulsuk, S. , Rachan, R. (2004) Novel approach for analyzing compressibility and permeability characteristic of Bangkok clayei soils. Proceedings of the 15th southeast asian geotechnical conference. Vol 1. pg 3 – 8. [I1] – Imre, E. et. al (2007) Evaluation of monotonous and non omotonous dissipation test results. Proceedings of the 14th European conference on soil mechanics and geotechnical engineering, vol 5, Madrid pg 545 – 557 – la modele [J1] – James, R. G. (1971) Some aspects of soil mechanics model testing. Proceedings of the Roscoe Memorial Symposium Cambridge University, GT Foulis & Co Ltd (pg. 417 - 441) [L1] – Lancellotta, R., (1995) Geotechnical Engineering. Balkema [N1] – Nagaraj, T. S., Miura, N. (2001) Soft clay behaviour: analysis and assesment, Roterdam, Balkema [P1] – Pilot, G, Moreau, M. (1973) La stabilite des remblais sur sols mous. Editions Eyrolles


Pag. 70

[S1] Stanculescu [S2] Stanciu, A, Lungu, I (2006) Fundaţii, Editura Tehnică [S3] Smith, I. M. Plane plastic deformation of soil (1971) Proceedings of the Roscoe Memorial Symposium Cambridge University, GT Foulis & Co Ltd (pg. 548 – 564) [T1] – Terzaghi, K. (1925) Erdbaumechanik auf bodenphysikalischer Grundlage, Deuticke, Wien [V1] – Voight, B. (1973) Geotechnique XXIII pag 265 - 271 [Z1] – Zamfirescu, F, Comșa, R, Matei, L, (1985) Rocile argiloase în practica inginerească, Editura Tehnică [Y1] – Yong, R. N, Warketin, B. P. (1975) Soil properties and behaviour. Elsevier, Amsterdam

Boti Ioan - Rezumat

Documents

Transcript of Boti Ioan - Rezumat