Olteanu Andrei-Constantin - Rezumat

Teză de Doctorat: Contribuţii asupra studiului comportării pământurilor coezive saturate cu ajutorul instalaţiei triaxiale cu efort impus controlată de calculator - Rezumat

Pagina 1 din 46

UNIVERSITATEA TEHNICĂ DE CONSTRUCŢII BUCUREŞTI

REZUMATUL TEZEI DE DOCTORAT

Contribuţii asupra studiului comportării

pământurilor coezive saturate

cu ajutorul instalaţiei triaxiale cu efort impus controlată de calculator

Conducător ştiinţific: Prof. univ. dr. ing. Anton Chirică

Doctorand: ing. Andrei Constantin Olteanu


Pagina 2 din 46

CUPRINS

Capitolul 1 - Introducere ......................................................................................................................5 1.1. Obiectivele şi structura tezei .....................................................................................................5

1.1.1. Obiectivele principale ale tezei de doctorat .......................................................................5 1.1.2. Structura tezei de doctorat..................................................................................................6

Capitolul 2 - Elemente generale privind studiul comportării pământurilor coezive sub solicitări mecanice...............................................................................................................................................6

2.1. Introducere ................................................................................................................................6 2.2. Modelarea stării de eforturi din masivele de pământ prin intermediul încercărilor de laborator..........................................................................................................................................................7 2.3. Obţinerea şi utilizarea drumurilor de efort – exemple generale..............................................11

Capitolul 3 - Instalaţia triaxială complet automatizată ......................................................................12 3.1. Introducere ..............................................................................................................................12 3.2. Generalităţi..............................................................................................................................12 3.3. Descrierea aparaturii ...............................................................................................................12

3.3.1. Structura celulei ...............................................................................................................12 3.3.2. Măsurători ........................................................................................................................13

3.4. Calibrarea componentelor sistemului triaxial .........................................................................14 3.5. Descrierea fazelor de lucru în încercările efectuate cu aparatura triaxială - Faza de saturare 14

Proceduri privind aplicarea fazei de saturare .............................................................................17 3.6. Descrierea fazelor de lucru în încercările efectuate cu aparatura triaxială - Faza de consolidare .....................................................................................................................................17 3.7. Descrierea fazelor de lucru în încercările efectuate cu aparatura triaxială - Faza de forfecare........................................................................................................................................................18

Capitolul 4 - Studiul pământurilor cu structură metastabilă ..............................................................18 4.1. Evoluţia cunoaşterii structurii pământurilor şi impactul asupra proprietăţilor mecanice .......18

4.1.1. Aspecte generale privind structura, micro şi macrostructura pământurilor .....................18 4.1.2. Presiunea de preconsolidare. Raport de supraconsolidare ...............................................21 4.1.3. Comportarea argilelor glomerulare la solicitări de forfecare şi compresiune ..................22

4.2. Sensibilitatea la umezire a argilelor glomerulare....................................................................24 4.2.1. Pământuri structurate expansive ......................................................................................25 4.2.2. Pământuri sensibile la umezire sub solicitări de forfecare cu compresiune prin manifestarea dilatanţei (pământuri colapsibile dilatante). .........................................................27 4.2.3. Teorii de dilatanţă ............................................................................................................27

4.3. Studii de caz ............................................................................................................................30 Capitolul 5: Interacţiunea dintre proprietăţile pământurilor şi comportarea acestora sub solicitări mecanice.............................................................................................................................................33

5.1. Domeniul deformaţiilor mici ..................................................................................................33 5.2. De la deformaţii mici la cedare ...............................................................................................37

Capitolul 6 - Cedarea pământurilor coezive - rezistenţa la forfecare în domeniul deformaţiilor mari............................................................................................................................................................39 Capitolul 7 - Contribuţii şi Concluzii ................................................................................................42

7.1. Contribuţii teoretice ................................................................................................................42 7.2. Contribuţii practice .................................................................................................................42 7.3. Concluzii .................................................................................................................................42

Bibliografie ........................................................................................................................................43


Pagina 3 din 46

Lista tabelelor

Tabelul 1: Drumuri de efort pentru cedare.........................................................................................11 Tabelul 2: Valori pentru compresibilitatea volumică a scheletului solid CS .....................................16 Tabelul 3: Valorile coeficientului B corespunzătoare stării de saturaţie impuse...............................17 Tabelul 4: Factorii care influenţează sensibilitatea la umezire a argilelor structurate .......................25 Tabelul 5: Date de identificare probe de Argilă Intermediară de Bucureşti solicitate în aparatul triaxial – încercări de tip CK0D..........................................................................................................35 Lista figurilor

Figura 1: Importanţa cunoaşterii terenului de fundare pentru proiectarea raţională a lucrărilor de infrastructură ........................................................................................................................................5 Figura 2: Evoluţia situaţiei din punct de vedere al aparaturii de laborator şi al tehnicii de calcul ......5 Figura 3: Variaţia deformaţiilor specifice verticale şi orizontale cu adâncimea..................................7 Figura 4: Reprezentarea variaţiei stării de eforturi într-o încercare de compresiune triaxială cu ajutorul cercurilor lui Mohr..................................................................................................................8 Figura 5: Plan de cedare considerat şi reprezentarea stării de eforturi pe planul de cedare considerat8 Figura 6: Câmpul de eforturi M.I.T. (Lambe, 1964)............................................................................9 Figura 7: Câmpul de eforturi Cambridge (Roscoe, 1958)..................................................................10 Figura 8: Stare de efort axial simetrică ..............................................................................................10 Figura 9: Câmpul de eforturi principale efective ...............................................................................10 Figura 10: Drumuri de efort pentru descărcare şi extensie ................................................................11 Figura 11: Drumuri de efort pentru un set de încercări de compresiune nedrenate, (CU), cu trasarea liniilor de egală valoare pentru deformaţia specifică axială...............................................................11 Figura 12: Schema generală a instalaţiei............................................................................................12 Figura 13: Schema generală de funcţionare a instalaţiei triaxiale coordonată de calculator .............13 Figura 14: Celula triaxială instrumentată cu traductori pentru măsurarea deformaţiilor specifice axiale şi radiale...................................................................................................................................13 Figura 15: Timpul necesar pentru saturare funcţie de gradul de saturaţie iniţial ...............................17 Figura 16: Reprezentarea fazei de forfecare în instalaţia triaxială.....................................................18 Figura 17: Structura pământurilor coezive propusă ...........................................................................19 Figura 18: Structura specifică argilelor formate prin sedimentare în apă sărată................................19 Figura 19: Structura pământurilor argiloase formate în mediu marin................................................19 Figura 20: Efectul solicitărilor mecanice asupra microstructurii pământurilor în timpul procesului de consolidare .........................................................................................................................................20 Figura 21: Macrostructură de caolin compactată în domeniul uscat..................................................20 Figura 22: Macrostructură de caolin compactată în domeniul umed.................................................20 Figura 23: Bentonită compactată înainte de cedare ...........................................................................21 Figura 24: Bentonită compactată după fenomenul de cedare ...........................................................21 Figura 25: Variaţia volumului specific şi indicelui porilor unei probe de pământ cu sarcina aplicată............................................................................................................................................................21 Figura 26: Rezistenţa la forfecare funcţie de nivelul de contact între fragmentele solide .................22 Figura 27: Influenţa procesului de destructurare asupra parametrilor rezistenţei la forfecare...........23 Figura 28: Relaţia efort deformaţie şi aparatura de laborator utilizată la obţinerea acesteia .............24 Figura 29: Mecanismul de producere a deformaţiilor de volum........................................................25 Figura 30: Domeniul granulometric corespunzător Argilei de Constanţa (după [C1])......................26 Figura 31: Distribuţia agregatelor pe dimensiuni – rezultatul procesului de destructurare în cazul Argilei de Constanţa (după [C1]).......................................................................................................26 Figura 32: Domeniul granulometric corespunzător Argilei de Sibiu.................................................26 Figura 33: Distribuţia agregatelor pe dimensiuni – rezultatul procesului de destructurare ...............27 Figura 34: Suprafaţa de contact şi ecuaţiile de echilibru pe aceasta ..................................................28 Figura 35: Efectul discontinuităţilor asupra mobilizării rezistenţei la forfecare................................28 Figura 36: Modelarea fenomenului de cedare la pământurile structurate ..........................................29


Pagina 4 din 46

Figura 37: Drumul de Efort şi Modelul de Dilatanţa prin prisma parametrilor rezistenţei la forfecare............................................................................................................................................................30 Figura 38: Variaţia eforturilor unitare de forfecare cu deplasarea în planul de forfecare pentru argila de Sibiu cu structura intactă ...............................................................................................................30 Figura 39: Fenomenul de destructurare pus în evidenţă de curba de mobilizare a efortului tangenţial cu deplasare în planul de forfecare.....................................................................................................31 Figura 40: Exprimarea grafică a criteriului de cedare în sistem de coordonate σ-τ pentru Argila de Sibiu ...................................................................................................................................................31 Figura 41: Exprimarea criteriului de cedare interagregate pentru Argila de Sibiu ............................31 Figura 42: Ordinul de mărime al Gradului de Expansiune al pământurilor argiloase (după Bell, 1993) ..................................................................................................................................................32 Figura 43: Efectul inundării asupra parametrilor rezistenţei la forfecare ..........................................32 Figura 44. Relaţia efort – deformaţie pentru pământuri şi tipuri de aparatură de laborator utilizată pentru obţinerea acesteia ....................................................................................................................33 Figura 45: Relaţia între modulul de forfecare şi gradul de supraconsolidare ....................................34 Figura 46: Modulul de forfecare funcţie de gradul de supraconsolidare ...........................................34 Figura 47: Obţinerea pe cale grafică a coeficienţilor lui Jambu pentru modulul de deformaţie (după [C1])...................................................................................................................................................35 Figura 48: Rezultate test de compresiune triaxială CK0D – Argilă Intermediară de Bucureşti – 10.0-10.2m .................................................................................................................................................36 Figura 49: Rezultate test de compresiune triaxială CK0D – Argilă Intermediară de Bucureşti – 25.0-25.2m .................................................................................................................................................36 Figura 50: Rezultate test de compresiune triaxială CK0D – Argilă Intermediară de Bucureşti – 12.0-12.2m .................................................................................................................................................37 Figura 51: Rezultatele încercărilor CD pe probe coezive supraconsolidate – mecanismul de cedare............................................................................................................................................................38 Figura 52: Manifestarea efectului de dilatanţă asupra parametrilor rezistenţei la forfecare ..............38 Figura 53: Variaţia raportului CSR cu numărul de cicluri de încărcare pentru pământuri coezive (după [I1]) ..........................................................................................................................................39 Figura 54: Etape de mobilizare a rezistenţei la forfecare...................................................................40 Figura 55: Influenţa umidităţii asupra rezistenţei la forfecare a argilelor ..........................................40 Figura 56: Rezultatele încercării de forfecare rotaţională pentru Argila de Santa Barbara ...............40 Figura 57: Relaţia între unghiul de frecare internă rezidual şi indicele de plasticitate (Skempton, Borowicka, Binnie, Blondeau)...........................................................................................................41 Figura 58: Relaţia între unghiul de frecare internă rezidual şi indicele de plasticitate (Vaughan, Bucjer, Kanji, Seyeek, Fleicher, Voight) ...........................................................................................41


Pagina 5 din 46

Capitolul 1 - Introducere

Cunoştinţele bine fundamentate despre terenul de fundare stau la baza unei proiectări raţionale a fundaţiilor construcţiilor. Prelucrarea şi interpretarea rezultatelor încercărilor de laborator conduc la un volum de cunoştinţe despre terenul de fundare. Aplicarea lor în practica curentă de proiectare trebuie însă să aibă la bază un algoritm bazat pe o judecată inginerească solidă. În Figura 1 se subliniază importanţa judecăţii inginereşti pentru proiectarea raţională a lucrărilor de infrastructură în general. Figura 1: Importanţa cunoaşterii terenului de fundare pentru proiectarea raţională a lucrărilor de infrastructură

După anul 1925 când la Viena a apărut Mecanica Pământurilor scrisă de Karl Terzaghi [T1] a început o competiţie strânsă între nivelul cunoştinţelor teoretice şi performanţele aparaturii de teren şi laborator pentru investigaţiile geotehnice.

1.1. Obiectivele şi structura tezei

1.1.1. Obiectivele principale ale tezei de doctorat În Figura 1 se prezintă schematic evoluţia cronologică a aparaturii şi metodologilor de laborator geotehnic în oglindă cu principalele evenimente legate de modelarea pământurilor pe care le-am considerat ca semnificative. Figura 2 subliniază decalajul permanent şi întepătrunderea evoluţiilor celor două mari domenii geotehnice „aparatură de laborator” şi „modelare – metode de calcul”. Plecând de la cele prezentate în Figura 2 obiectivele principale ale tezei de doctorat sunt următoarele: a) identificarea factorilor care influenţează categoric comportarea pământurilor coezive sub solicitări mecanice; b) modul în care aceşti factori pot fi puşi în evidenţă prin încercări de laborator care să creeze similitudinea evoluţiei stării de eforturi şi deformaţii, cu realitatea din terenul de fundare sub acţiunea încărcărilor transmise de la structură sau de masivele de pământ; c) prezentarea procedurilor necesare şi implicit a aparaturii de laborator prin care pot fi îndeplinite obiectivele anterioare în vederea determinării parametrilor reali de comportare fizico – mecanică pentru pământurile coezive.

Figura 2: Evoluţia situaţiei din punct de vedere al aparaturii de laborator şi al tehnicii de calcul


Pagina 6 din 46

Ca şi în cazul presiunii apei din pori care se echilibrează în timp perioada în care metodele şi procedurile de laborator au început să recupereze din decalajul amintit s-a extins pe perioade de ordinul zecilor de ani. Astfel putem vorbi că doar după anii 1980 au apărut instalaţii triaxiale complexe, capabile să modeleze drumuri de efort asemănătoare celor induse în terenul de fundare de lucrările inginereşti. În această perioadă au început să apară decalaje între practică şi proiectare, ale căror cauze au fost identificate prin analiza influenţei structurii pământurilor, a istoriei de încărcare modelată prin drumuri de efort.

1.1.2. Structura tezei de doctorat Teza, prin modul în care este structurată, urmăreşte evidenţierea obiectivelor de mai sus după cum urmează: - Capitolul 2 intitulat „Elemente generale privind studiul comportării pământurilor coezive sub solicitări mecanice” pune accentul pe modul de determinare a parametrilor necesari considerării factorilor ce influenţează comportarea pământurilor coezive de la domeniul deformaţilor mici trecând prin starea critică până la domeniul deformaţilor mari ce precede cedarea sub solicitări de forfecare şi compresiune; - Capitul 3 intitulat „Instalaţia triaxială complet automatizată” prezintă o sistematizare a tehnicilor şi aparaturii de laborator existente în ţara noastră şi pe plan internaţional; se detaliază modul de instrumentare al instalaţiei triaxiale cu traductori de deformaţii şi efort precum şi procedurile de aplicat în vederea modelării oricărei stări de eforturi de aplicat în vederea determinării comportării pământului sub solicitări mecanice; acest capitol are la bază o documentaţie ce se constituie din proceduri de instrumentare, calibrare, realizare determinări pe materiale compozite cu structură şi proprietăţi mecanice cunoscute (cauciuc); schemele logice de aplicare a procedurilor utilizate în studiul comportării pământurilor sub solicitări au fost elaborate şi verificate pe parcursul perioadei de testare şi calibrare a instalaţiei triaxiale (referinţă: Referatele 2 şi 3 din programul de pregătire a Lucrării de Doctorat); - Capitolul 4 intitulat „Studiul pământurilor cu structură metastabilă” este dedicat pământurilor coezive structurate cu componentă predominat argiloasă. Sunt analizate argilele glomerulare alcătuite din macroagregate având o comportare sub solicitări mecanice puternic influenţată de sistemul fisural respectiv de compoziţia chimico – mineralogică; - Capitolul 5 intitulat „Interacţiunea din proprietăţile pământurilor şi comportarea acestora sub solicitări mecanice” este un capitol care se referă concret la câţiva parametrii foarte utili proiectării pentru întreaga gamă de deformaţii din terenul de fundare. Astfel sunt prezentate aspecte importante legate de modulul de deformaţie în zona deformaţilor mici, presiunea de preconsolidare respectiv raportul de supraconsolidare şi legătura acestora cu parametrii rezistenţei la forfecare. Capitolul acesta cuprinde studii de caz şi concluzii pe baza analizei comportării unor pământuri argiloase din ţara noastră. - Capitolul 6 intitulat „Cedarea pământurilor coezive” se referă în special la rezistenţa la forfecare a pământurilor în apropierea şi momentul cedării, adică mai exact la aşa numita rezistenţă la forfecare reziduală. Sunt prezentate de asemenea pentru argile structurate din ţara noastră studii de caz şi concluzii utile pentru proiectare terenului de fundare. - Capitolul 7 a fost gândit ca o sinteză a tuturor concluziilor capitolelor 4, 5 şi 6 şi face referiri concrete la parametrii de deformabilitate şi rezistenţă la forfecare şi la factorii care îi influenţează folosind rezultatele încercărilor de laborator pe argile româneşti. Prin alcătuire şi conţinut, după cum s-a mai menţionat anterior, teza îşi propune să atragă atenţia asupra importanţei utilizării în proiectare a unor parametri de comportare mecanică care să reflecte starea de eforturi iniţială şi starea de eforturi modificată sub acţiunile induse de lucrările inginereşti.

Capitolul 2 - Elemente generale privind studiul comportării pământurilor coezive sub solicitări

mecanice

2.1. Introducere

În practica curentă de elaborare a documentaţiilor geotehnice sunt folosite de regulă două mari categorii de încercări după cum urmează: - încercări cu deformaţie impusă şi efort măsurat, încă utilizate intens datorită procedurilor simpliste de laborator utilizate; din experienţa acumulată până în prezent aceste încercări produc neconcordanţe între valorile determinate şi cele reale ale parametrilor rezistenţei la forfecare datorită: - neconsiderării stării de eforturi iniţiale din teren, - neadaptării corespunzătoare dintre viteza de deplasare impusă în planul de forfecare prin raport cu condiţiile de teren; - imposibilitatea asigurării unor condiţii de drenaj similare cu cele din teren.


Pagina 7 din 46

- încercări cu efort controlat şi deformaţie măsurată, utilizate mai rar în elaborarea documentaţiilor geotehnice din motive legate de lipsa personalului calificat şi a procedurilor adecvate. Pentru ambele categorii de încercări, în multe cazuri nu se fructifică corespunzător posibilitatea obţinerii unor rezultate utile proiectării, datorită necorelării proprietăţilor fizice cu proprietăţile mecanice ce urmează a fi definite prin parametrii experimentali obţinuţi. Astfel, există situaţii în care prelucrarea rezultatelor obţinute în condiţiile procedurilor utilizate este extinsă şi în domenii de deformaţii şi eforturi unitare, neacoperite corespunzător de metodologia şi inconsecvenţa de interpretare. Trebuie menţionat că deşi teoria stării critice a apărut încă din secolul XX (1958) nu poate fi aplicată încă deoarece nu sunt generalizate procedurile de încercare triaxială pe drumuri de efort în corelare cu încercările de deformabilitate. Mulţi cercetători au arătat că pământul are o comportare aparent elastică numai pentru deformaţii foarte mici (ε<0.001%), în timp ce pentru domeniul larg de deformaţii până înainte de cedare are un comportament plastic prin raport cu eforturile de forfecare aplicate. Devine, în acest fel, important de determinat curba efort - deformaţie în zona deformaţiilor mici şi foarte mici, deoarece o gamă largă de probleme ce comportă solicitări ciclice şi dinamice (fundaţii de utilaje ce transmit vibraţii, structuri supuse vibraţiilor ambientale, răspunsul terenului sau al sistemului teren - structură la acţiuni seismice) conduc la apariţia unor astfel de valori pentru deformaţiile specifice. Rezultă că, în afară de zona deformaţiilor mici, caracteristicile de deformare ale pământurilor sunt funcţii de mulţi parametrii cum ar fi: starea de eforturi efective, densitate, nivelul deformaţiilor, istoria de încărcare, viteza de forfecare şi curgere lentă etc. Controlul asupra tuturor acestor parametri necesită un lanţ de echipamente corespunzătoare pentru a pune în practică metodologii de încercare experimentală în deplină concordanţă cu modul real de solicitare indus de lucrările inginereşti. În prezent cea mai corectă metodă de stabilire a parametrilor geotehnici este Metoda Drumului de Efort (M.D.E.) propusă încă din 1967 de Lambe [L2], respectiv de Davis şi Poulos în 1968 [D1].

2.2. Modelarea stării de eforturi din masivele de pământ prin intermediul încercărilor de laborator

În Figura 3 sunt reprezentate variaţiile deformaţiilor specifice verticale şi orizontale în adâncime. Se constată diferenţe importante între deformaţiile specifice determinate prin Metoda Drumului de Efort (M.D.E.) şi cele calculate cu ajutorul Teoriei Elasticităţii (T.E.). Măsurători pe modele la scară redusă au arătat variaţii foarte apropiate de cele obţinute prin M.D.E. Tasarea unei construcţii se obţine prin însumarea deformaţiilor specifice verticale. Valoarea tasării calculate prin M.D.E. diferă substanţial de cea calculată prin însumarea tasării stratelor elementare utilizând T.E. sau rezultatele încercării de compresibilitate în edometru, iar măsurătorile pe model sau la scară naturală tind să valideze M.D.E. Figura 3: Variaţia deformaţiilor specifice verticale şi orizontale cu adâncimea

În cazul unor solicitări variabile în timp, cum sunt cele la care este supus terenul de fundare din jurul fundaţiilor platformelor de foraj marin supuse acţiunii ciclice a valurilor şi vântului, determinarea


Pagina 8 din 46

parametrilor de calcul trebuie să ţină seama de efectul acestora ca mărime, direcţie şi secvenţă a variaţiilor stării de efort. Evident că pentru simularea acestor acţiuni cu variaţie ciclică asupra probelor de pământ este nevoie de o instalaţie triaxială corespunzătoare. O problemă foarte importantă ce se studiază cu acest gen de aparatură este lichefierea nisipurilor. O încercare tipică pe drum de efort impune un control asupra efortului axial, efortului radial şi a presiunii apei din pori şi acest lucru poate fi realizat cu ajutorul traductorilor de presiune şi sistemelor de impunere a presiunii (servovalve) aflate în legătură cu calculatorul. Multe dintre cerinţele încercărilor pe drum de efort pot fi îndeplinite de sistemele controlate de calculator în care acesta din urmă înlocuieşte operatorul (erorile inerente ce sunt datorate factorului uman) în activitatea de înregistrare a datelor, calculul eforturilor şi deformaţiilor, modificarea valorii încărcării, trasarea de diagrame şi tipărirea de rezultate. Sistemele controlate de calculator au multe avantaje şi ca urmare sunt folosite din ce în ce mai des în încercările triaxiale de laborator. O metodă uzuală de reprezentare a stării de eforturi într-un element de pământ este aceea care utilizează cercurile lui Mohr. Acestea indică starea de eforturi (efort de forfecare şi efort normal) ce acţionează în orice plan din interiorul probei de pământ supuse unei stări de eforturi axial simetrice. Starea de eforturi într-o epruvetă de pământ supusă unei solicitări izotrope sub efectul presiunii introduse în celula instalaţiei triaxiale, σ3, este reprezentată pe diagrama Mohr (Figura 4) prin punctul A situat pe abscisa (axa eforturilor principale) iar segmentul OA=σ3. În timpul solicitării de compresiune efortul normal σ1 este crescut şi în felul acesta se obţin stări de eforturi succesive reprezentate de cercurile b, c, d, e şi f din Figura 4.

Figura 4: Reprezentarea variaţiei stării de eforturi într-o încercare de compresiune triaxială cu ajutorul cercurilor lui Mohr

Modul de reprezentare a stării de eforturi din Figura 4 devine dificil de utilizat din cauza complexităţii grafice impuse. Acest impediment poate fi depăşit dacă cercurile lui Mohr sunt înlocuite prin puncte. În cele ce urmează se prezintă principalele moduri de abordare a stării de eforturi în masivele de pământ care se aplică în prezent în încercările triaxiale de laborator. A. Prima abordare a problemei drumului de efort a fost făcută de Taylor (1944) [T3] care a definit „vectorul curbă” ca fiind vectorul ce uneşte punctele ale căror coordonate reprezintă eforturile ce acţionează pe un plan înclinat cu unghiul

2450 φ

+ faţă de orizontală (Figura 5).

Aceste puncte (B, C…F) au fost obţinute din condiţia de tangenţă a cercurilor eforturilor cu o dreaptă înclinată cu unghiul φ faţă de ordonata planului. Unind aceste puncte se obţine vectorul curbă ABC…F ce intersectează suprafaţa limită de cedare (dreapta intrinsecă a pământului) în punctul F. Dezavantajul acestei metode este că se pleacă de la o valoare pentru unghiul de frecare internă φ stabilită arbitrar.

Figura 5: Plan de cedare considerat şi reprezentarea stării de eforturi pe planul de cedare considerat


Pagina 9 din 46

B. Plecând de la cercurile lui Mohr, Prof. T. W. Lambe de la Institutul de Tehnologie Massachusetts (Lambe, 1964) [L4], a propus o metodă de reprezentare a stării de eforturi cunoscută sub numele de „Drumul de efort MIT”. Punctul de efort utilizat este acela reprezentat de maximul efortului de forfecare obţinut în urma oricărui pas de incrementare a efortului vertical (normal) ce acţionează asupra unei probe de pământ (punctul J din Figura 6a). Drumul de efort MIT reprezintă locul geometric al punctelor din interiorul probei de pământ, unde pentru diferite stări de eforturi se înregistrează valoarea maximă pentru rezistenţa la forfecare. Acest lucru este exemplificat în termeni de eforturi totale în Figura 6b, unde linia ABC…P este drumul de efort MIT.

Figura 6: Câmpul de eforturi M.I.T. (Lambe, 1964) a) coordonatele punctului de definire a stării de eforturi M.I.T. b) drum de efort în metoda M.I.T.

Parametrii utilizaţi în metoda drumului de efort MIT sunt exprimaţi în termeni de eforturi totale după cum urmează:

231 σσ +

=s (1)

2t 31 σ−σ

= (2)

În termeni de eforturi efective 2

'''s 31 σ+σ= dar t'=t deoarece presiunea apei din pori se reduce în expresia

efortului deviator. Simbolurile utilizate „s” şi „t” sunt cele definite de Atkinson şi Bransby (1978) [A1]. C. Reprezentarea stării de eforturi cu ajutorul eforturilor principale efective (σ'1, σ'2 şi σ'3) în locul eforturilor principale major şi minor a fost propusă de Roscoe, Schofield şi Wroth (1958) [R1] de la Universitatea Cambridge, Anglia. Metoda este cunoscută sub numele de „Graficul Drumului de Eforturi Cambridge”, unde parametrii p' şi q sunt definiţi în felul următor:

3

''''p 321 σ+σ+σ= (3)

3131 ''q σ−σ=σ−σ= (4)

În încercările de compresiune realizate în instalaţia triaxială două dintre eforturile principale efective sunt egale cu efortul orizontal efectiv astfel încât ecuaţia (3) devine:

3

'2''p 31 σ+σ= (5)

sau în termeni de eforturi totale:

3

2p 31 σ+σ

= (6)

Drumul de efort (Figura 6b) este reprezentat de linia AP, a cărei pantă are valoarea 3:1.


Pagina 10 din 46

Figura 7: Câmpul de eforturi Cambridge (Roscoe, 1958) a) eforturi principale, b) drum de efort în metoda Cambridge

1'

2' 3

'

1'

3'

2'

p’=1/3 1+2 3)

q= 1- 3)

3

1

A

P

D. Pentru condiţia de simetrie axială realizată în încercările triaxiale de laborator, Henkel (1960) [H1] utilizează conceptul de „Plan de efort” (Figura 8). Eforturile σ2 şi σ3 ce acţionează în planul orizontal sunt egale şi notate cu σr (efort radial sau efort de confinare), iar efortul vertical (axial) cu σa. Rezultanta eforturilor σ2 şi σ3 în planul de eforturi considerat este √2σr şi, în consecinţă, în câmpul de efort studiat acţionează σa (în abscisă) şi √2σr (în ordonată).

Figura 8: Stare de efort axial simetrică

E. O metodă de trasare a drumului de efort este cea utilizată în cadrul Colegiului Imperial, Anglia (Skempton şi Sowa, 1963) [S1] şi presupune reprezentarea lui σ'1 (efort efectiv vertical) funcţie de σ'3 (efort efectiv radial) aşa cum este ilustrat în Figura 9. Acest mod de reprezentare a stării de eforturi este utilizată pentru punerea în valoare a rezultatelor încercărilor triaxiale cu efort impus realizate în celula Bishop – Wesley sau în instalaţia triaxială coordonată de calculator. Această metodă de trasare a drumului de efort cu ajutorul efortului deviator q permite o sugestivă prezentare a desfăşurării în timp a procesului de saturare a probelor de pământ în instalaţia triaxială şi implicit a modului de realizare a testului B.

Figura 9: Câmpul de eforturi principale efective

A b

3 ( 1)f

a

c

d

e

f

( 3)f

B

C

D

E

F

consolidare izotropa

450

Pornind de la analiza stării de eforturi în proba de pământ care este adusă la rupere prin creşterea efortului vertical σ1 în timp ce efortul orizontal (presiunea de confinare), σ3, rămâne constant pot fi menţionate şi alte încercări prin care proba de pământ atinge starea limită de cedare. Aceste teste pot fi efectuate în condiţii drenate sau nedrenate cu precizarea că descărcarea şi extensia sunt realizate în condiţii nedrenate. Principalele tipuri de încercări de laborator pentru extensie şi descărcare sunt prezentate în Tabelul 1 cu notaţiile din Figura 10.


Pagina 11 din 46

Tabelul 1: Drumuri de efort pentru cedare Variaţie pentru Drum de efort Tipul de încărcare Efortul vertical Efortul orizontal

AB Încercare de compresiune normală - creşterea efortului axial

Creşte Constant

AC Încercare de compresiune prin descreşterea efortului în celulă

Constant Scade

AD Încercare normală de extensie Scade Constant AE Încercare de extensie cu creşterea efortului

în celulă Constant Creşte

Cele 4 tipuri de încercări triaxiale prezentate în Tabelul 1 se pot realiza conform drumurilor de eforturi efective ale metodei MIT, care sunt prezentate în Figura 10, unde sunt figurate şi suprafeţele de cedare. Drumurile de efort pentru t>0 reprezintă compresiunea verticală (σv>σh) în timp ce pentru t<0 sunt reprezentate drumurile de efort pentru extensie (σv<σh). Suprafaţa de cedare pentru extensie (linia Kf extensie) este înclinată faţă de orizontală cu unghiul θe care este egal sau mai mare decât unghiul θ al liniei de cedare Kf pentru compresiune. Drumul de efort AF este o reprezentare a variaţiei stării de eforturi în proba de pământ pentru încercarea nedrenată în extensie.

Figura 10: Drumuri de efort pentru descărcare şi extensie

O valoare dată a raportului dintre efortul efectiv orizontal şi cel vertical dată de coeficientul K de presiune a pământului poate fi reprezentată printr-o diagramă de drum de efort printr-o linie dreaptă ce pleacă din originea axelor de coordonate (cazul pământurilor coezive). Panta acestei linii este dată de valoarea unghiului θk care poate fi obţinut funcţie de coeficientului K. În condiţiile menţionate, raportul eforturilor efective σ'3/σ'1 este notat cu K0, ce reprezintă coeficientul de împingere al pământului în stare de repaos. Pentru un pământ normal consolidat valoarea K0 este constantă.

2.3. Obţinerea şi utilizarea drumurilor de efort – exemple generale

Reprezentarea stării de eforturi cu ajutorul drumului de efort nu furnizează informaţii asupra caracteristicilor de efort - deformaţie ale pământului. Totuşi, deformaţiile specifice pot fi obţinute cu ajutorul drumului de efort, dacă se înregistrează valoarea acestora în cursul fazelor încercărilor triaxiale de laborator. În Figura 11 punctele de egală deformaţie specifică se identifică pe cele trei drumuri de eforturi efective trasate după care, prin interpolare, se obţin linii de egală valoare εa. Acestea din urmă sunt concurente în originea sistemului de axe, iar peste o anumită valoare a eforturilor aplicate devin curbe.

Figura 11: Drumuri de efort pentru un set de încercări de compresiune nedrenate, (CU), cu trasarea liniilor de egală valoare pentru deformaţia specifică axială

Drumurile de efort pot fi trasate pe baza rezultatelor obţinute în încercările cu aparatura triaxială de laborator unde valoarea presiunii apei din pori este măsurată. Drumurile de efort obţinute pe un set de probe prelevate din acelaşi tip de pământ permit determinarea parametrilor φ' şi c' ai rezistenţei la forfecare fără a mai utiliza cercurile lui Mohr.


Pagina 12 din 46

În teză sunt prezentate detalii cu privire la - încercarea nedrenată realizată pe o argilă normal consolidată şi respectiv supraconsolidată; - drumuri de efort de utilizat în vederea obţinerii unei stări de deformaţii; - variaţia stării de eforturi în terenul de fundare în cazul fundării directe; accentul fiind pus pe drumurile de efort specifice induse de lucrările inginereşti în terenul de fundare.

Capitolul 3 - Instalaţia triaxială complet automatizată

3.1. Introducere

După 1980, pentru o mai mare acurateţe a controlului eforturilor impuse şi a măsurării deformaţiilor probelor de pământ, a început înglobarea în instalaţiile triaxiale existente a unor elemente electronice. Astfel, celulele hidraulice de tip Bishop - Wesley au fost într-o primă etapă perfecţionate, fiind utilate cu traductori de presiune şi deplasare, iar apoi au fost legate la un microcomputer pentru controlul respectării drumului de efort impus, respectiv pentru achiziţia măsurătorilor electronice ale deformaţiilor corespunzătoare. A urmat introducerea servovalvelor, care sub controlul calculatorului introduc aer comprimat în celula triaxială unde se găseşte proba înconjurată de apă, pentru realizarea stării de eforturi alese. Astfel a apărut instalaţia triaxială complet electronică a cărei schemă generală este prezentată în Figura 12 (Atkinson şi alţii, 1985) [A2].

Figura 12: Schema generală a instalaţiei triaxiale complet automatizată

3.2. Generalităţi

Instalaţia triaxială instrumentată electronic este alcătuită de fapt pe scheletul instalaţiei manuale la care se adaugă următoarele: - calculatorul; - servovalvele sau regulatorii electro-pneumatici de presiune; - traductorii de presiune pentru măsurarea presiunii apei din pori, a presiunii în celulă şi a contrapresiunii (în domeniul 0÷1000kPa); piese bloc, suport pentru traductorii de presiune; aceste piese sunt montate pe circuite independente de presiune (presiunea apei din pori, presiunea în celulă şi contrapresiunea), de regulă cât mai aproape de celula triaxială; traductori pentru măsurarea deformaţiilor axiale; traductori pentru măsurarea deformaţiilor laterale; traductorul pentru măsurarea forţei axiale; acest traductor este montat pe pistonul ce asigură încărcarea axială şi poate fi amplasat fie în exteriorul celulei triaxiale fie în interiorul acesteia.

3.3. Descrierea aparaturii

3.3.1. Structura celulei Aspectele majore ale celulei utilizate în încercările cu efort impus sunt arătate în Figura 13. Bazele celulei sunt fixate cu trei montanţi metalici. Corpul transparent al celulei se află în exteriorul montanţilor. Inelele circulare se află pe partea laterală a plăcilor poziţionate la extremităţi (baze). Încărcarea axială este aplicată prin partea superioară a celulei prin intermediul unui piston cu aer, cu dublă cursă (acţiune). O celulă similară a fost adoptată de către Alva - Hurtado şi alţii (1980) [A3] şi Praham şi alţii (1989) [P1] şi a fost în mod deosebit recomandată de Ladd şi Dutko (1985) [L6] şi Tatsuoka (1987) [T2].


Pagina 13 din 46

3.3.2. Măsurători Este folosit un convertor analog / digital (A/D) pe 16 biţi (16 canale accesibile în mod independent, canale ce pot deservi 16 traductori) conectat la un computer. În Figura 13 se prezintă locul calculatorului în schema generală de funcţionare a instalaţiei triaxiale din Laboratorul Centrului de Inginerie Geotehnică din Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti. Datele sunt stocate în memoria calculatorului la intervale de timp prestabilite. Pot fi efectuate trei tipuri de măsurători diferite ale deformaţiei specifice εa, (Figura 14) cu scopul de a elimina influenţa posibililor factori de eroare (Jardine şi alţii, 1984) [J1] şi anume:

Figura 13: Schema generală de funcţionare a instalaţiei triaxiale coordonată de calculator

a) măsurători privind deformaţia specifică axială, εa, folosind un cuplu de traductori de înaltă rezoluţie, submersibili, tip LVDT (Linear Variable Differential Transformer) model RDP-5005; elementele de susţinere ale traductorilor LVDT sunt plăcuţe circulare din aluminiu, prevăzute cu un dispozitiv de prindere de corpul epruvetei, ataşate membranei la o distanţă de 2.5cm faţă de extremităţile probei; rezoluţia, acurateţea şi capacitatea de înregistrare a traductorilor sunt respectiv 0.3µm, 1µm şi 25mm, astfel că maxim-ul măsurabil cu acest sistem este εa~20%; principala limitare a acestui sistem este aceea că suporţii LVDT-lui se pot roti odată cu umflarea probei; această măsurare nu este afectată de erori datorate nealinierii sistemului de aplicare a încărcării, compresibilităţii celulei de încărcare şi aşa numitelor erori de montaj şi erori intrinseci; b) măsurători privind deformaţia axială specifică externă εa folosind un LVDT convenţional tip Schlumberger ACR-25; în mod obişnuit cursa acestui traductor LVDT este de ±3.5cm şi o rezoluţie de 0.01mm; clasa de acurateţe are o gamă cuprinsă între 0.1÷1%; rezoluţia şi capacitatea acestui tip de LVDT sunt respectiv 5µ şi ±100mm; c) măsurători privind deformaţiile radiale care sunt efectuate local şi direct cu ajutorul unui cuplu de traductori de proximitate tip MULTI-VIT model KD-2300-2S; aceştia se montează în interiorul celulei triaxiale imediat lângă proba de pământ; este folosit drept element de proximitate o foiţă subţire de aluminiu, ataşată de membrana de pe probă cu ajutorul unei vaseline siliconice; Pentru determinarea parametrilor de comportare mecanică a pământurilor saturate este foarte importantă înregistrarea deformaţiilor volumice ale probei de pământ. Pentru atingerea acestui scop se folosesc aparate de măsură denumite volumetre.

Figura 14: Celula triaxială instrumentată cu traductori pentru măsurarea deformaţiilor specifice axiale şi radiale


Pagina 14 din 46

3.4. Calibrarea componentelor sistemului triaxial

Pregătirea instalaţiei triaxiale în vederea efectuării încercărilor implică o fază preliminară ce constă în calibrarea aparaturii şi verificarea ansamblului instalaţiei, urmate de prepararea şi instalarea epruvetei de geomaterial pe postamentul celulei aparatului. Operaţiunea de calibrare este menită să reducă, sau să elimine multe dintre efectele erorilor care pot apărea în timpul încercărilor de laborator, sau a analizei rezultatelor obţinute. Noţiunea de calibrare are următoarele semnificaţii funcţie de subiectul căruia i se aplică: a) în cazul instrumentelor de măsură calibrarea reprezintă determinarea relaţiei dintre citirea efectuată (sau semnalul electric transmis) şi cantitatea fizică măsurată; b) pentru celelalte aparate calibrarea reprezintă determinarea efectului pe care îl are variaţia unei anumite mărimi fizice asupra unor alte mărimi fizice măsurate (cum ar fi de exemplu variaţia volumului celulei triaxiale datorită variaţiei presiunii în celulă); c) pentru anumite accesorii calibrarea reprezintă determinarea proprietăţilor fizice ale unei componente a sistemului care are o anumită influenţă asupra măsurătorilor efectuate pe parcursul unei încercări, astfel încât să se poată ţine cont de această influenţă.

3.5. Descrierea fazelor de lucru în încercările efectuate cu aparatura triaxială - Faza de saturare

În cele ce urmează se va defini prin termenul de saturaţie starea geomaterialului pentru care porii sunt plini cu apă, iar prin termenul de saturare procesul de trecere a geomaterialului de la starea de parţial saturat, cu porii umpluţi parţial cu apă, la starea de saturaţie. Încercările triaxiale asupra geomaterialelor saturate sunt facilitate de faptul că echipamentele şi procedurile aferente măsurării presiunii apei din pori sunt bine cunoscute şi utilizate în mod curent. Încercările triaxiale asupra geomaterialelor parţial saturate prezintă dificultăţi suplimentare datorate în primul rând măsurării presiunii aerului din pori. Deşi în cadrul unor proiecte de cercetare s-au elaborat proceduri pentru măsurarea presiunii aerului din pori, de cele mai multe ori, însă, complexitatea acestora depăşeşte cadrul încercărilor triaxiale de uz curent. Aceste impedimente pot fi depăşite prin saturarea epruvetelor în prima fază a încercării triaxiale. Faza de saturare implică creşterea presiunii apei din porii epruvetei astfel încât aerul, prezent ca o a treia fază (alături de scheletul solid şi apă), să fie eliminat. Creşterea presiunii apei din pori se poate realiza fie prin creşterea presiunii aplicate în celulă fie prin creşterea contrapresiunii şi conduce la trecerea în soluţie a aerului din porii epruvetei prin dizolvare în apă. Creşterea presiunii apei din pori (creşterea contrapresiunii) este însoţită de creşterea presiunii în celulă astfel încât, în permanenţă, să fie aplicat un efort efectiv pozitiv de valoare mică asupra epruvetei de pământ. O privire completă asupra proprietăţilor mecanice ale pământurilor se face asimilând masa de pământ cu un schelet compresibil conţinând goluri care, pentru pământurile saturate sunt pline cu apă. Presupunem că scheletul se comportă ca un solid elastic şi izotrop. Urmare a variaţiei eforturilor principale ∆σ1, ∆σ2, ∆σ3, fără posibilitatea realizării drenajului, volumul total V variază cu ∆V şi în consecinţă presiunea interstiţială creşte cu valoarea ∆u. Eforturile principale efective sunt (7):

u∆−∆=∆ 11' σσ

u∆−∆=∆ 22' σσ

u∆−∆=∆ 33' σσ

(7)

unde:

DC uuu ∆+∆=∆ (8)

Potrivit relaţiei (8) variaţia presiunii apei din pori, ∆u, este datorată variaţiei izotrope a presiunii în celulă, ∆σ3, prin termenul ∆uC, precum şi variaţiei efortului deviator ( 31 σσ ∆−∆ ), prin termenul ∆uD. Dacă se

consideră un volum elementar de pământ pentru care ε1, ε2 şi ε3 reprezintă deformaţiile principale iar E este modulul lui Young şi µ coeficientul lui Poisson, se pot scrie relaţiile dintre eforturi şi deformaţii conform teoriei elasticităţii (9):

)]([1

3211 σσµσε ∆+∆−∆=E

)]([1

3122 σσµσε ∆+∆−∆=E

)]([1

2133 σσµσε ∆+∆−∆=E

(9)


Pagina 15 din 46

În domeniul deformaţiilor foarte mici variaţia de volum ∆V raportată la variaţia volumului iniţial este:

321 εεε ++=∆V

V (10)

Dacă se înlocuiesc ecuaţiile (9) în ecuaţia (10) şi se adună termenii se obţine:

)(21

321 σσσµ

∆+∆+∆−

=∆

EV

V (11)

CU reprezintă coeficientul de compresibilitate al apei deci:

u

V

VC n

n

U ∆

∆=

1 (12)

Volumul de apă fiind egal cu a n-a parte din volumul V la paralelipipedului, n fiind porozitatea pământului considerat a fi saturat, variaţia de volum a apei ∆Vu este egală cu variaţia de volum ∆V:

u

V

nVCU ∆

∆=

1 (13)

care poate fi scrisă sub forma:

unCV

VU ∆=

∆ (14)

Comparând ecuaţiile (11) şi (14) se obţine:

unCE

U ∆=∆+∆+∆−

)(21

321 σσσµ

(15)

Introducând ecuaţiile (7) în ecuaţia (15) se obţine:

unCuC

unCuE

unCuE

unCuuuE

US

U

U

U

∆=∆−∆+∆+∆

∆=∆−∆∆+∆−

∆=∆−∆+∆+∆−

∆=∆−∆+∆−∆+∆−∆−

)3

(

)3

()21(3

]3)[(21

)(21

321

321

321

321

σσσ

σσσµ

σσσµ

σσσµ

(16)

Cu CS s-a notat coeficientul de compresibilitate al scheletului solid. Dacă se rezolvă ecuaţia (16) în raport cu ∆u se obţine:

31

13

)(

321

321

σσσ

σσσ

∆+∆+∆

+=∆

∆+∆+∆=+∆

S

U

SSU

C

Cn

u

CCnCu

(17)

Ecuaţia (17) exprimă variaţia presiunii interstiţiale corespunzătoare variaţiei eforturilor principale totale ∆σ1, ∆σ2 şi ∆σ3 pentru condiţii nedrenate şi presupunând că scheletul de pământ se comportă ca un solid elastic şi izotrop. Pentru încercarea triaxială clasică ∆σ2 = ∆σ3 şi ecuaţia (17) devine:

)](3

1[

1

1

3

3

1

1

3

2

1

1

313

131

31

σσσ

σσσ

σσ

∆−∆+∆+

=∆

∆+∆−∆

+=∆

∆+∆

+=∆

S

U

S

U

S

U

C

Cn

u

C

Cn

u

C

Cn

u

(18)

Deoarece pământul nu se comportă ca un solid elastic şi izotrop coeficienţii din ecuaţia (18) se înlocuiesc prin parametrii determinaţi empiric:


Pagina 16 din 46

)]([ 313 σσσ ∆−∆+∆=∆ ABu (19)

unde A şi B sunt coeficienţii presiunii interstiţiale propuşi de Skempton. Ecuaţiile (17) şi (19) rezultă din aplicarea teoriei elasticităţii fără luarea în considerare a efectului de dilatanţă. Componenta presiunii apei din pori datorate variaţiei izotrope a presiunii, ∆uC, este legată de coeficientul B prin relaţia: ∆uC = B∆σ3 (20) În cazul pământurilor saturate coeficientul B este dat de relaţia:

1

1

+=

S

U

C

nCB

(21)

unde: n este porozitatea materialului CS este compresibilitatea volumică a scheletului solid (kPa-1) CU este compresibilitatea volumică a apei (kPa-1) Tabelul 2: Valori pentru compresibilitatea volumică a scheletului solid CS

Compresibilitatea volumică Tipul de material m2/MN relativ la apă

Particule solide 1.3÷3.0×10-5 0.03÷0.06 Apă 0.0005 1 Pământ puţin compresibil 0.05 100 Pământ foarte compresibil 1.5 3000

În conformitate cu Tabelul 2 valoarea raportului CU/CS este foarte mică şi de aceea valoarea coeficientului B, în cazul pământurilor saturate, este foarte apropiată de 1. În practică B=1 corespunde unui grad de saturaţie de 100%. Aceasta înseamnă că valoarea efortului total, ∆σ3, este preluată integral de componenta ∆uC a variaţiei presiunii apei în pori. Eforturile de forfecare induse în epruveta de pământ, prin aplicarea unui efort deviator, cauzează schimbarea volumului acesteia. Nisipurile afânate şi argilele moi tind să se comprime iar nisipurile îndesate şi argilele tari tind să se dilate. Dacă drenajul este permis, acest lucru conduce ca apa, din porii probelor, după caz, să intre sau să iasă în/din epruvetă. Valoarea coeficientului A depinde de valoarea deformaţiei specifice de forfecare, pe care o înregistrează epruveta de material, şi în general este cuprinsă în intervalul -0.5÷1.0. Atunci când pentru saturare se foloseşte metoda aplicării unei contrapresiunii trebuie avuţi în vedere următorii doi factori: a) valoarea necesară a contrapresiunii aplicate pentru a se putea realiza saturarea probei de pământ b) timpul necesar fazei de saturare Valoarea teoretică a presiunii apei din pori ce trebuie realizată pentru obţinerea unui grad de saturaţie S, plecând de la o valoare S0 a acestuia, este dată de relaţia (Lowe şi Johnson, 1960) [L7]:

)1(1

)1)(( 00

HS

HSSpub −−

−−=∆ (22)

Unde p0 = 101.325kPa este valoarea presiunii atmosferice; H este coeficientul de solubilitate Henry (aproximativ 0.02cm3 de aer pentru 1.0cm3 apă la temperatura de 20°C). Timpul necesar saturaţiei depinde de tipul de material, de dimensiunile epruvetei cât şi de gradul iniţial de saturaţie. În momentul în care apa dezaerată din circuitul de contrapresiune intră în porii epruvetei, are loc o creştere instantanee a gradului de saturaţie datorită faptului că bulele de aer din pori se comprimă după legea lui Boyle.


Pagina 17 din 46

În Figura 15 sunt redate valorile teoretice ale timpului de saturare necesar pentru atingerea gradelor de saturaţie de 99%, 99.5% şi 100%, funcţie de valoarea gradului de saturaţie iniţial. Faza de saturare nu trebuie prelungită în mod excesiv deoarece pentru unele pământuri este posibil ca epruveta încercată să sufere deformaţii de tip curgere dacă este lăsată sub presiune cu drenajul închis. Aceasta poate conduce la creşteri ale presiunii apei din pori mai mari decât creşterile datorate variaţiei presiunii apei din celulă.

Figura 15: Timpul necesar pentru saturare funcţie de gradul de saturaţie iniţial

Pentru pământurile moi, valoarea coeficientului B este 1.0, pentru un grad de saturaţie de 100%, respectiv 0.97 pentru un grad de saturaţie de 98%. Pentru pământurile tari, valoarea coeficientului B este mai mică decât 1.0 la saturaţie, iar pentru pământurile foarte tari valoarea coeficientului poate fi 0.9 corespunzător aceleiaşi stări. În Tabelul 3 sunt date valorile coeficientului B corespunzătoare stării de saturaţie pentru cele patru categorii de pământuri. Tabelul 3: Valorile coeficientului B corespunzătoare stării de saturaţie impuse

Gradul de saturaţie Categoria de pământ

100% 99.5% 99%

1) Pământuri moi 0.9998 0.9920 0.9860

2) Pământuri de consistenţă medie 0.9988 0.9630 0.9300

3) Pământuri tari 0.9877 0.6900 0.5100

4) Pământuri foarte tari 0.9130 0.2000 0.1000

Proceduri privind aplicarea fazei de saturare Faza de saturare, din punct de vedere cronologic, urmează fazelor de calibrare a componentelor şi verificare a sistemului triaxial, de preparare a epruvetei de pământ şi de instalare a acesteia pe piedestalul celulei. Faza de saturare poate fi făcută aplicând una din metodele de mai jos, funcţie de tipul pământului investigat şi de modul cum vor decurge ulterior fazele de consolidare şi forfecare: a) Metoda creşterii incrementale a contrapresiunii şi presiunii în celulă b) Metoda creşterii într-o singură treaptă a contrapresiunii şi presiunii în celulă c) Metoda aplicări unei stări iniţiale de eforturi efective d) Metoda saturării la umiditate constantă e) Metoda saturării prin control automat Timpul necesar procesului de saturare poate varia între 2 şi 10 zile, depinzând de gradul de saturaţie iniţial al pământului, de tipul acestuia şi de instrumentarea epruvetei cu drenuri de hârtie de filtru. Între presiunea în celulă şi contrapresiune trebuie menţinută permanent o diferenţă de cca. 10kPa. Valorile presiunilor cât şi cele ale variaţiilor de volum sunt înregistrate automat la intervale corespunzătoare de timp. Determinarea valorii coeficientului B (Testul B) se face la intervale de timp stabilite prin programul de calcul utilizat.

3.6. Descrierea fazelor de lucru în încercările efectuate cu aparatura triaxială - Faza de consolidare

Efortul efectiv, la care epruveta de pământ este supusă la sfârşitul fazei de saturare, este de obicei, mai mic decât efortul efectiv radial necesar la începutul fazei de forfecare. De aceea, efortul efectiv este crescut fie prin creşterea presiunii în celulă fie prin scăderea contrapresiunii. În mod normal, se procedează prin creşterea presiunii în celulă, dar în cazul când presiunea necesară maximă nu poate fi atinsă în acest fel se


Pagina 18 din 46

aplică şi scăderea contrapresiunii. Dacă notăm cu uS presiunea apei din pori la sfârşitul fazei de saturare şi cu σ'3 efortul efectiv radial necesar atunci presiunea necesară în celulă, σ3, este dată de relaţia:

su+= 33 'σσ (23)

În cazul în care σ3 depăşeşte valoarea maximă a presiunii care poate fi aplicată în celulă, σ3maxim, atunci contrapresiunea trebuie ajustată la valoarea:

simb uu −= max3σ (24)

Aplicarea stării de eforturi totale se poate face într-o singură treaptă, în mai multe trepte sau în mod continuu în cazul în care controlul aplicării eforturilor se face automat. De asemenea consolidarea poate fi făcută atât prin aplicarea unei stări izotrope de eforturi cât şi prin aplicarea unei stări anizotrope de eforturi.

3.7. Descrierea fazelor de lucru în încercările efectuate cu aparatura triaxială - Faza de forfecare

Schimbarea stării de eforturi conduce la modificări ale volumului, care implică migraţia apei către sau în afara probei de pământ. Timpul necesar migraţiei apei poate varia cu un factor de 105 funcţie de permeabilitatea pământului analizat. De asemenea, din punct de vedere al timpului în care sunt aplicate încărcările, acesta poate varia de la câteva secunde, ca de exemplu în cazul unui cutremur de pământ, la câţiva ani, în cazul construcţiei unui baraj. În timpul acţiunii unui cutremur, presiunea în exces a apei din pori care se generează nu are timp să se disipe nici măcar în cazul nisipurilor, indicând condiţii de solicitare nedrenate. La cealaltă extremă, un strat gros de argilă se poate consolida în urma aplicării unei încărcări, de genul unui baraj sau a unui rambleu, pe parcursul unei perioade de mai mulţi ani. În încercările de laborator se pot aplica atât condiţii de solicitare drenate, cât şi nedrenate, funcţie de viteza de aplicare a încărcărilor şi de tipul de pământ încercat. Sintetizând cele spuse mai sus, faza de forfecare se poate desfăşura, din punct de vedere al condiţiilor de drenaj, în două variante: a) Forfecare nedrenată şi b) Forfecare drenată. În Figura 16, a) şi b), sunt reprezentate schematizat cele două variante de realizare a fazei de forfecare în instalaţia triaxială. Din punct de vedere al modului de aplicare al încărcărilor, faza de forfecare poate fi condusă controlând: rata creşterii eforturilor (efort impus) sau rata creşterii deformaţiilor axiale (deformaţie impusă).

Figura 16: Reprezentarea fazei de forfecare în instalaţia triaxială

Fara drenaj drenaj

∆V=0 ∆V

∆u=0∆u

Sistem impunere

presiune/traductor

presiune/traductor

variatie de volum

Sistem impunere

presiune/traductor

presiune/traductor

variatie de volum

În timpul fazei de forfecare a încercării triaxiale, în porii unei epruvete saturate de pământ se dezvoltă o presiune în exces a apei din pori. O încercare de forfecare drenată asupra unei epruvete de argilă saturată trebuie să fie condusă cu o viteză suficient de mică, astfel încât presiunea în exces a apei din pori să se poată egaliza în corpul epruvetei, iar valorile măsurătorilor efectuate să fie semnificative pentru determinarea eforturilor efective. Rezistenţa la compresiune drenată pentru o argilă normal consolidată în condiţiile unei disipări de 100% a presiunii în exces a apei din pori se notează cu sd. Rezistenţa la compresiune nedrenată pentru o argilă normal consolidată în condiţiile unei disipări de 0% a presiunii în exces a apei din pori se notează cu su. Pentru epruvete din acelaşi material, consolidate la aceiaşi stare de eforturi, sd este mai mare decât su.

Capitolul 4 - Studiul pământurilor cu structură metastabilă

4.1. Evoluţia cunoaşterii structurii pământurilor şi impactul asupra proprietăţilor mecanice

4.1.1. Aspecte generale privind structura, micro şi macrostructura pământurilor Până în prezent nu există o teorie unificată care să înglobeze influenţa structurii asupra proprietăţilor

mecanice ale pământurilor [C1]. Există o instabilitate a terminologiei utilizate asociată cu aglomerările de fragmente solide respectiv cu golurile sau discontinutăţile din şi dintre ele sau chiar pentru definirea componentelor structurii pământurilor. Conform [C1], pentru un mod unitar de discuţie asupra influenţei structurii pământurilor argiloase asupra proprietăţilor mecanice în prezentarea rezultatelor investigaţiilor experimentale ce urmează se propun următoarele definiţii:


Pagina 19 din 46

- structura este determinată de mărimea, forma, modul de asociere şi gradul de cristalizare al particulelor minerale şi reprezintă modul de dispunere spaţial al particulelor minerale şi al asociaţiilor de particule într-un volum dat; tipul mediului de formare a pământurilor sub toate aspectele generează textura acestora; - părţile din care este alcătuită structura unui pământ vor fi denumite în continuare unităţi structurale [Z1]; - structura unui pământ poate fi identificată la diferite scări în funcţie de aparatura utilizată; ca urmare se pot deosebi cele două componente definitorii ale acesteia: - Microstructura care se defineşte prin aşezarea relativă, spaţială, a particulelor minerale, ca elemente individuale sau în cadrul asociaţiilor de particule; identificarea microstructurii poate fi făcută cu ajutorul microscoapelor optice şi electronice; - Macrostructura se defineşte prin aşezarea relativă, spaţială, a domeniilor agregatelor şi macroagregatelor; deoarece acestea sunt caracterizate prin legături de cimentare cu rezistenţe mecanice mai reduse decât macroagregatele caracterizate prin rezistenţe mari rezultă o comportare mecanică dependentă de proprietăţile mecanice de interfaţă şi de extinderea discontinutăţilor (pori, micropori, fisuri, microfisuri); studiul macrostructurii pământurilor se poate face prin utilizarea lupei sau chiar cu ochiul liber. Depozitele naturale argiloase au o structură mai complexă, cuprinzând pe lângă asociaţiile de particule argiloase şi particule clasice (praf şi nisip). Într-o lucrare din 1932, Casagrande [C2] arată că pentru argilele marine netulburate, este tipică prezenţa particulelor de praf înglobate într-o matrice argiloasă. Acest tip de structură complexă, după cum se observă din Figura 17, este foarte apropiat de structura în fagure presupusă de Terzaghi.

Figura 17: Structura pământurilor coezive propusă de Karl Terzaghi

In 1926 Goldschmidt [G1] a propus pentru argilele formate prin sedimentare în ape sărate o structură instabilă, redată în Figura 18a, cunoscută sub numele de structură „castel de cărţi”. Se observă prezenţa particulelor mai mari de praf şi caracterul dominant al contactelor muchie – faţă dintre fragmentele argiloase. După 27 de ani, Lambe, în 1953 [L9], a prezentat schematic structura argilelor marine, imediat după formare, în stare tulburată şi netulburată, ca în Figura 18b şi c, reluând conceptul de structură “castel de cărţi”. Figura 18: Structura specifică argilelor formate prin sedimentare în apă sărată

a.

b.

c.

În Figura 19 este prezentată structura definită de Lambe în 1953, [L9] pentru pământurile argiloase formate în apă sărată (Figura 19a) şi în apă dulce (Figura 19b). Figura 19: Structura pământurilor argiloase formate în mediu marin

a.

b.


Pagina 20 din 46

Coagularea este cauza formării floculelor încă din suspensie, conducând prin depunerea acestora la formarea unui sediment cu volum mare de goluri (Figura 19a). Peptizarea, ca proces de dispersare al particulelor individuale, prin depunerea acestora fără asociere în flocule din starea de suspensie, conduce la formarea unui sediment compact, cu volum redus de goluri (Figura 19b). În anii 1960-1980 prin cercetări experimentale ([B6], [G2], [P2], [H5], [Y1]) s-a pus în evidenţă acţiunea gradată a solicitărilor mecanice de compresiune asupra microstructurii pământurilor după cum urmează conform Figura 20: - pentru un anume nivel de solicitare are loc numai zdrobirea punţilor de legătură dintre agregate fără modificări în structura generală interioară a microstructurii acestora; rezultă o ortotropie la nivel de agregat structural; - dacă se aplică o treaptă superioară de solicitare are loc şi reorganizarea microstructurii şi anume reorganizarea orientării particulelor conform naturii acţiunii mecanice; rezultă o ortotropie la nivel de microagregat; în Figura 20b rezultă o anizotropie a distribuţiei domeniilor de particule – agregatelor prin raport cu direcţia de solicitare. Figura 20: Efectul solicitărilor mecanice asupra microstructurii pământurilor în timpul procesului de consolidare

Deformaţiile ce caracterizează modificările structurale prezentate mai sus şi analizate la nivel microscopic se înscriu de regulă în domeniul deformaţiilor mici. Conform [B8] din fotografiile redate în Figura 21 şi Figura 22 rezultă modul de alcătuire a microstructurii unui pământ caolinitic compactat în state uscată respectiv la umiditatea optimă. Autorul menţionat subliniază că datorită influenţei umidităţii proprietăţile mecanice ale argilei analizate pot fi mai bine explicate la nivel de macrostructură decât la nivel de microstructură. Figura 21: Macrostructură de caolin compactată în domeniul uscat

Figura 22: Macrostructură de caolin compactată în domeniul umed

Importanţa analizei macrostructurii din punct de vedere al comportării la solicitări mecanice este pusă în evidenţă şi de imaginile din Figura 23 şi Figura 24 [B8] corespunzătoare unei argile bentonitice înainte şi după cedare prin compactare.


Pagina 21 din 46

Figura 23: Bentonită compactată înainte de cedare

Figura 24: Bentonită compactată după fenomenul de cedare

Ca urmare a celor de mai sus putem concluziona că din punct de vedere ingineresc pentru majoritatea pământurilor coezive este mai utilă interpretarea comportării sub acţiuni mecanice prin urmărirea modificărilor la nivel de macrostructură. În ţara noastră problema comportării pământurilor macrostructurate este foarte importantă şi de mare actualitate deoarece pe suprafeţe întinse există formaţiuni sedimentare specifice cum ar fi loessurile şi argilele glomerulare.

4.1.2. Presiunea de preconsolidare. Raport de supraconsolidare Pământul ca material comportă o serie de particularităţi care fac dificilă abordarea simplificată a comportării sale sub încărcări. Pământul, ţinând cont de modul de formare, nu poate fi considerat ca material omogen fără a fi încălcat principiul compatibilităţii. Mai mult decât atât, pământul este un „material cu memorie”. Un pământ care este supus pentru prima dată unui anumit nivel de efort de compresiune, după echilibrarea presiunii apei din pori, se numeşte „normal consolidat”. Considerând o probă de pământ încărcată izotrop, dacă se va reprezenta, utilizând o scară semilogaritmică variaţia volumului specific e1v += cu sarcina aplicată se poate remarca faptul că această variaţie este aproximativ liniară în ipoteza consolidării normale (Figura 25). Figura 25: Variaţia volumului specific şi indicelui porilor unei probe de pământ cu sarcina aplicată

Panta liniei de consolidare normală se notează prin λ în cazul reprezentării v-lnp şi prin CC în cazul reprezentării e-lnσv. Notând prin N volumul specific iniţial şi prin e0 indicele porilor iniţial, putem exprima ecuaţia dreptei de consolidare normală ca fiind p ln Nv λ−= sau vC0 lg Cee σ−= .

Pentru cazul în care considerăm descărcarea sau reîncărcarea probei, panta dreptei de descărcare sau reîncărcare se va nota cu κ pentru sistemul v-lnp sau CS pentru sistemul e-lnσv. Având în vedere faptul că linia de reîncărcare are o pantă mai mică decât cea de consolidare normală, încărcându-se progresiv, de la zero, o probă de pământ se poate determina valoarea maximă a sarcinii la care respectiva probă de pământ a fost vreodată supusă. Acest efort poartă numele de efort de preconsolidare şi se notează σp. Determinarea acestei presiuni se face grafo-analitic cu mai multe metode dintre care se menţionează metoda Casagrande.


Pagina 22 din 46

Aşa cum s-a menţionat anterior presiunea de preconsolidare reprezintă presiunea efectivă maximă la care a fost supus pământul (la adâncimea considerată) pe timpul evoluţiei sale. Raportul dintre presiunea de preconsolidare şi presiunea efectivă de consolidare (presiunea geologică σ’g sau altă presiune σ’c la care a fost consolidat pământul) se numeşte raport de supraconsolidare şi se notează cu RSC. În funcţie de mărimea acestui raport pământurile se consideră: subconsolidate dacă RSC<1, normal consolidate dacă RSC=1, uşor supraconsolidat dacă RSC≤2; moderat supraconsolidat dacă 2<RSC≤4, puternic supraconsolidat dacă RSC>4.

4.1.3. Comportarea argilelor glomerulare la solicitări de forfecare şi compresiune În cadrul Conferinţelor organizate de Societatea Americană de Inginerie Civilă în anii 1936 (Cambridge, [C3]) respectiv 1960 (Boulder, [B9]) s-a menţionat faptul că trebuie făcută o distincţie între modul de comportare la solicitări mecanice pentru pământurile argiloase fără structură distinctă de tipul argilelor moi şi pământurile caracterizate prin existenţa macroagregatelor (agregatelor de ordinul 2 cum au fost definite de Karl Terzaghi ca elemente definitorii ale macrostructurii). Cercetătorul Rowe în 1972 [R2] sublinia necesitatea studierii macrostructurii pământurilor ca urmare a neconcordanţei dintre parametrii fizico mecanici determinaţi prin încercări clasice de laborator şi teren şi comportarea reală a acestor pământuri sub acţiunile induse de lucrările inginereşti. În cazul argilelor în curs de formare, normal consolidate, rezistenţa la forfecare poate fi analizată la nivelul contactelor dintre fragmentele solide conform Figura 26, după cum urmează: - Pentru contactele de tip „a” dintre agregatele solide rezultă NAcya =⋅σ unde Ac este aria de contact iar N

este efortul. În cazul solicitării de forfecare cu compresiune sub eforturile N şi Tf se pot scrie relaţiile

yacAT τ⋅= şi NtgN

T ya

ya

⋅=⋅= µφτσ

. La nivelul ansamblului de contacte rezultă că A

N

A

T== στ ; .

Pentru un pământ complet destructurat rezistenţa la forfecare este dependentă numai de frecarea internă

mineral pe mineral µφ . În cazul contactelor de tip „b” χστσ

τtgNT

yb

yb

f ⋅=⇒⋅−= .

Figura 26: Rezistenţa la forfecare funcţie de nivelul de contact între fragmentele solide

Pentru un volum de pământ rezultă că rezistenţa la forfecare pentru un material destructurat, ţinând seama de existenţa integrată a contactelor de tip a şi b, are relaţia generală χµστ tgptgf ⋅+⋅= 0 . Se observă că încă

din acest stadiu al unui pământ argilos destructurat rezistenţa la forfecare este alcătuită din cele două componente, respectiv o componentă datorată frecării interne mineral pe mineral dependentă de efortul unitar normal σ şi o componentă datorată coeziunii care este dependentă la rândul ei de presiunea de preconsolidare şi de un unghi de aderenţă (coeziune minerală). În cazul pământurilor glomerulare în timpul solicitării de forfecare cu compresiune la macroagregatele structurale cu mărimi dependente de nivelul de încărcare apar deplasări pe sistemul microfisularal al macroagregatelor ce conduc la umflări mecanice definite prin termenul de dilatanţă. Odată cu manifestarea dilatanţei apar modificări ale sistemului de forţe


Pagina 23 din 46

interagregate concretizate prin apariţia unor sucţiuni prin care fragmentele solide tind să-şi recompleteze complexele de adsorţie. Ca urmare unii cercetători cum ar fi Fredlund şi alţii [F1] consideră că în cazul pământurilor nesaturate coeziunea are relaţia

iawai tguucc φ⋅−+= )( . În relaţia de mai sus considerăm că ci

este corespunzător coeziunii primare corespunzătoare perioadei de preconsolidare exprimată prin relaţia χtgpci ⋅= 0 . Cel de-al doilea termen în care apare matricea de sucţiune (ua-uw) se caracterizează printr-un

unghi de frecare internă existent în interiorul agregatelor structurale din interiorul structurii interne a macroagregatelor. Acest unghi este pus în evidenţă de modul de comportare al unei argile structurate în stare naturală supusă unei încercări de forfecare reversibilă. Existenţa macroagregatelor structurale influenţează categoric comportarea pământurilor glomerulare sub acţiuni de compresiune şi forfecare. Există un domeniu de deplasări de forfecare pentru care unghiul asperităţilor notat cu i (Figura 27) contribuie la apariţia unei umflări mecanice cunoscută sub numele de dilatanţă. Unghiul de dilatanţă care practic este apropiat valoric de unghiul asperităţilor contribuie la existenţa unei rezistenţe la forfecare aparentă de natură structurală, care suprapusă peste rezistenţa la forfecare a pământului destructurat conduce la rezistenţa la forfecare de vârf caracterizată prin parametrii specifici (unghi de frecare internă şi coeziune de vârf). După dispariţia parţială a asperităţilor legate de sistemul microfisural şi fisural din argilele glomerulare ca urmare a procesului de destructurare se poate spune că pământul opune o rezistenţă la forfecare reziduală specifică deplasărilor mari în planul de cedare (Figura 27).

Figura 27: Influenţa procesului de destructurare asupra parametrilor rezistenţei la forfecare

f (kPa)

(kPa)

i

f = ’tg( +i)

Rezidual

Varf

r

Influenta

asperitatilor

Disparitia

influentei

asperitatilor

+i

Pentru domeniul deformaţiilor mici, atât pentru argila structurată în starea iniţială cât şi după dispariţia efectului asperităţilor, rezistenţa la forfecare se caracterizează printr-o coeziune cu valori mici datorată numai coeziunii iniţiale ci. Pentru acest domeniu cercetătorul De Mello în anul 1977 [D2] a propus relaţia de

calcul J

f H )'(στ = unde H şi J sunt parametrii experimentali care depind de natura pământului iar σ’ este

efortul unitar efectiv normal pe planul de cedare care, în opinia autorului, are valori până la presiunea de preconsolidare p0’. Se observă că dacă se logaritmează relaţia de mai sus pe baza rezultatelor experimentale în domeniul deformaţiilor mici şi a eforturilor efective normale mai mici decât presiunea de preconsolidare pot fi obţinuţi pe cale grafică cei doi parametrii din relaţia 'lglglg στ JHf += . Pentru practica curentă de

proiectare este indicat ca în relaţia anterioară să se introducă şi factorul de siguranţă τ

τ f

sF = . În aceste

condiţii relaţia de mai sus devine 'lglglg στ JH sf += unde s

sF

HH = . Conform experienţei acumulate în

ţara noastră se poate considera că rezistenţa la forfecare reziduală se referă la o argilă complet destructurată sau, altfel zis, aceasta rezistenţă este datorată numai frecării interne mineral pe mineral, frecării intra agregate pentru nivelul curent de efort unitar vertical, respectiv coeziunii ci (coeziune iniţială) existente înainte de formarea agregatelor. Skempton, în legătură cu argilele structurate, a definit în anul 1964 factorul rezidual calculat cu relaţia

rf

mfR

ττ

ττ

−

−= unde τm este efortul tangenţial mediu de cedare definit ca frm RR τττ ⋅−+⋅= )1( iar τf este

rezistenţa la forfecare de vârf, τr este rezistenţa la forfecare reziduală iar τm este rezistenţa la forfecare ca rezistenţă medie de cedare pentru un volum de pământ. În cazul argilelor supraconsolidate se înregistrează un vârf urmat de atingerea stării critice pentru care pământul este încă un mediu continuu cu o orientare aleatoare a particulelor solide. Deformaţii ulterioare


Pagina 24 din 46

conduc la formarea unei suprafeţe de alunecare iar particulele solide se orientează paralel cu planul de cedare format. Rezistenţa la forfecarea se micşorează până la atingerea valorii reziduale. Figura 28: Relaţia efort deformaţie şi aparatura de laborator utilizată la obţinerea acesteia

varf

1

axial (%)

relativa (%)

(mm)50 10 15 20 100 200 300 400 500 600

Triaxial

Forfecare directa

Forfecare reversibila

Forfecare rotationala

Varf

Stare critica

Rezidual

Diferenţa între valoarea rezistenţei la forfecare de vârf şi reziduale se poate exprima prin intermediul indicelui de friabilitate (brittleness index) definit de Craig în 1986 [C4], IB, descris de relaţia:

f

rezidualf

BIvar

var

τ

ττ −= (25)

Indicele de friabilitate pentru un pământ este dependent de valoarea efortului efectiv normal aplicat. Pentru introducerea conceptului de rezistenţă reziduală în analiza stabilităţii taluzurilor, Skempton [S2] a definit factorul rezidual:

rezidualf

ffR

ττ

ττ

−

−=

var

var (26)

unde τvârf şi τreziduală reprezintă rezistenţa de vârf şi respectiv rezistenţa reziduală, iar τf este rezistenţa medie mobilizată în lungul suprafeţei de cedare. Utilizând valorile medii ale rezistenţei mobilizate, determinate prin postcalcul pe baza studiului parametric asupra unor alunecări produse (studii de caz), Skempton a calculat valori ale factorului rezidual R, care se situează de la 0.08, pentru o alunecare într-un versant constituit dintr-o argilă intactă nealterată, până la 1.00, pentru două alunecări în versanţi alcătuiţi din argile fisurate, puternic alterate. Rezultă că în cazul în care suprafaţa de cedare se dezvoltă după suprafeţe preexistente de slabă rezistenţă, cum ar fi de exemplu o veche suprafaţă de alunecare, sau o suprafaţă de discontinuitate structurală, în analiza stabilităţii trebuie utilizată rezistenţa reziduală, factorul rezidual fiind R=1.

4.2. Sensibilitatea la umezire a argilelor glomerulare

Pământurile argiloase structurate din România din punct de vedere al sensibilităţii la umezire pot fi clasificate în două categorii şi anume: - argile expansive sau cu umflări şi contracţii mari; - argile sensibile la umezire sub solicitări de forfecare cu compresiune prin manifestarea dilatanţei (pământuri colapsibile dilatante). Factorii care influenţează sensibilitatea la umezire a argilelor structurate pot fi împărţiţi în două mari categorii şi anume factori interni şi factori externi. În Tabelul 4 sunt prezentate cele două categorii de factori interni corespunzători scheletului solid şi apei legate şi respectiv factorii externi.


Pagina 25 din 46

Tabelul 4: Factorii care influenţează sensibilitatea la umezire a argilelor structurate Umiditatea Apa Conţinutul şi concentraţia electrolitică Mineralogia Structura Densitatea iniţială

Pământul

Permeabilitatea

Interni

Chimismul apei Sursa de apă şi natura acesteia Presiunea aplicată Adâncimea şi grosimea straturilor de pământ Temperatura Factorul timp

Factori

Externi

Gradul şi metoda de compactare

4.2.1. Pământuri structurate expansive Mecanismul prin care apa influenţează apariţia deformaţilor de volum este prezentat schematic în Figura 29 şi are trei faze: a) apa pătrunde între cristalele argiloase izolate în cazul tuturor mineralelor argiloase [D3] (caolinit, illit, montmorillonit, etc.) aşa cum se poate observa în Figura 29; b) apa pătrunde între planele de reţea (Figura 29) cristalina prin efectul de pană în cazul mineralelor montmorillonitice şi amorsează dezvoltarea sistemului fisural [B11]; c) apa pătrunde prin sistemul microfisural creat şi îl dezvoltă declanşând procesul de destructurare şi cedare, mai ales la cicluri de umezire - uscare. Din punct de vedere al rezistenţei la forfecare, a cărei valoare este importantă pentru proiectare, rezultă că această sensibilitate manifestată se datorează variaţiilor de volum sub solicitări mecanice amplificate de cele datorate variaţiei umidităţi [S4]. Figura 29: Mecanismul de producere a deformaţiilor de volum

Pentru a obţine distribuţia pe dimensiuni a macroagregatelor prezentată în subcapitolul 3.4 pentru cele 2 argile glomerulare româneşti (Argila de Constanţa şi Argila de Sibiu) s-au parcurs următoarele etape [C1], [C5]: - o cantitate de argilă macrostructurată în stare naturală a fost supusă alternativ unor operaţii de uscare în etuvă urmată de umezirea materialului prin aspersiune; - materialul desfăcut în macroagregate de dimensiuni variabile a fost supus unei analize granulomerice prin cernere (site şi ciururi). Din Figura 30 şi Figura 31 [C1] se observă că pentru argila glomerulară de Constanţa procesul de destructurare pune în evidenţă existenţa agregatelor încă din domeniul granulometric 2÷10µm.


Pagina 26 din 46

Figura 30: Domeniul granulometric corespunzător Argilei de Constanţa (după [C1])

Figura 31: Distribuţia agregatelor pe dimensiuni – rezultatul procesului de destructurare în cazul Argilei de Constanţa (după [C1])

În Figura 32 şi


Pagina 27 din 46

Figura 33 se prezintă agregatele structurale tipice pentru argila structurată de Sibiu obţinute după 10 cicluri de umezire uscare şi distribuţia acestora pe dimensiuni sub forma unor curbe granulometrice. Figura 32: Domeniul granulometric corespunzător Argilei de Sibiu


Pagina 28 din 46

Figura 33: Distribuţia agregatelor pe dimensiuni – rezultatul procesului de destructurare (curba granulometrică pentru macroagregate şi cea obţinută prin sedimentare)

4.2.2. Pământuri sensibile la umezire sub solicitări de forfecare cu compresiune prin manifestarea dilatanţei (pământuri colapsibile dilatante). După cum s-a mai menţionat, ca urmare a structurii specifice, în timpul procesului de forfecare pentru un anume stadiu al eforturilor, argilele glomerulare manifestă umflări mecanice cunoscute sub numele de dilatanţă. În capitolul următor se vor prezenta câteva teorii ale dilatanţei începând cu observaţia lui Osborne Raynolds, continuând cu Teoria Bishop, ajungând la cuantificarea dilatanţei din teoria Rowe. Ca urmare a deplasărilor relative dintre macroagregate pe direcţiile impuse de dezvoltarea sistemului fisural, rezultă modificări ale suprafeţelor de contact şi implicit destabilizări ale complexului de adsobţie, în paralel cu variaţia volumului de micropori şi pori din interiorul agregatelor structurale şi respectiv dintre acestea. Ca urmare, pentru un anume raport al eforturilor deviatorice cu eforturile sferice (q/p) se manifestă dilatanţa, urmată de dezvoltarea unor sucţiuni suplimentare. Dacă în imediata vecinătate a zonelor în care au loc fenomenele descrise anterior există o sursă de apă liberă se produce, datorită capilarităţii şi migraţiei apei legate sub influenţa matricii de sucţiune, apariţia şi deplasarea unui aşa numit „front de umezire”. Datorită sensibilităţii la umezire are loc scăderea valorilor parametrilor rezistenţei la forfecare sub o stare de efort constantă şi, în funcţie de valoarea raportului q/p, în masivul de pământ se dezvoltă zone de cedare plastică. Pentru versanţi naturali şi ramblee realizate prin compactarea umpluturilor din pământuri iniţial structurate şi expansive, această încercare explică pierderea stabilităţii generale după o perioadă de exploatare, numai prin apariţia unei surse de apă în vecinătatea zonei de dilatanţă preactivate. Acest lucru conduce la înaintarea frontului de umezire în prezenţa sursei de apă liberă la limita amonte a structurii (rambleu) şi dezvoltarea unei suprafeţe predeterminare de cedare, ca urmare a modificării parametrilor fizico – mecanici. În prezenţa unui sistem de drenaj care să împiedice accesul apei libere în corpul structurii realizate din astfel de pământuri se poate afirma faptul că frontul de umezire nu mai înaintează şi ca urmare nu se mai produce zona de cedare. Acelaşi fenomen apare şi în zonele de cedare plastică dezvoltate la limita interacţiunii fundaţie - teren fiind urmat de pierderea stabilităţii generale şi refularea terenului prin extinderea zonelor plastice, ca urmare a modificărilor parametrilor rezistenţei la forfecare sub acţiunea frontului de umezire [C1]. În lucrarea menţionată se arată că zonele de cedare dezvoltate ca urmare a sensibilităţii la umezire a acestor argile, sunt incluse în zonele cu deformaţii volumice datorate dilatanţei.

4.2.3. Teorii de dilatanţă Prima dată cuvântul dilatanţă a apărut la sfârşitul secolului XIX când Osborne – Raynolds în anul 1885 [C1], prin asamblarea de bile metalice, a realizat un model în legătură cu comportarea la forfecare pură a mediilor pulverulente. Dilatanţa sub solicitări de forfecare cu compresiune se manifestă şi în cazul pământurilor macrostructurate cu porozitate cvasi uniformă. Datorită unor legături de cimentare argilele


Pagina 29 din 46

structurate, caracterizate prin prezenţa macroagregatelor de diferite forme şi mărimi, cedează local acolo unde rezistenţa lor este mai mică şi nu acolo unde efortul tangenţial este mai mare. Bishop, în anul 1950 [B3], a identificat în cadrul rezistenţei la forfecare pentru un mediu necoeziv componenta datorată variaţiei volumice δv pe baza bilanţului energetic. În acelaşi an, pentru un ansamblu de fragmente solide sferice între care se manifestă frecarea φ’u Hafiz [H6] ajunge la concluzia că pe parcursul procesului de forfecare unghiul de frecare internă global are şi o componentă suplimentară datorată dilatanţei. Apare noţiunea de „unghi de dilatanţă”, definit

cu relaţia dx

dy=βtan , unde dy este

deplasarea în direcţie normală şi dx este deplasarea pe orizontală în timpul forfecării la momentul considerat. În anul 1957, tot pentru medii granulare, Newland şi Allely [N1] au publicat o teorie mai elaborată în care se ţine seama de existenţa „dinţilor” datoraţi muchiilor agregatelor structurale (Figura 34).

Figura 34: Suprafaţa de contact şi ecuaţiile de echilibru pe aceasta

Prin generalizarea teoriei obţinute pentru medii granulare în lucrarea [C1] se prezintă expresia de mai jos a efortului unitar tangenţial global de forfecare:

)](1[)( βφββφστ µµ +⋅+++⋅= tgtgctgn (27)

Relaţia de mai sus subliniază efectul discontinuităţilor structurale asupra mobilizării rezistenţei la forfecare pentru deformaţii de alunecare în cazul pământurilor argiloase glomerulare. În 1971 Rowe [R4] a plecat de la ideea modelelor matematice Cambridge, punând în evidenţă deplasările posibile relative dintre fragmentele solide şi influenţa acestor deplasări asupra unghiului de frecare internă. Rowe a considerat o pereche de fragmente solide de formă neregulată (Figura 35) alunecând instantaneu după linia de contact înclinată cu unghiul β faţă de verticală; Lx şi L sunt forţele rezultante în planul de alunecare care face unghiul θ cu orizontala.

Se poate scrie dx

dl−=βtan unde dx şi dl sunt deplasările

incrementale în direcţiile Lx şi L între care există relaţia

)'tan( βφ µ +=L

Lx . Se notează cu E raportul incremental

energetic datorat forţelor L1 şi L (normale şi orizontale).

Figura 35: Efectul discontinuităţilor asupra mobilizării rezistenţei la forfecare

ELdl

dxL=

+=

− β

βφ µ

tan

)'tan(1 (28)

Rezultă că energia absorbită are relaţia

]1

1[11E

dxLLdldxL −=+ (29)


Pagina 30 din 46

Pentru a afla valoarea critică β pentru care energia E este minimă se diferenţiază relaţia (28) prin raport cu β şi se obţine βc prin egalare cu zero. Rezultă

β

βφ

β

βφ

βµµ

2

2

sin

)'tan(

tan

)'(sec +−

+=

d

Ed,

cpentrud

Edββ

β== 0 (30)

cc ββφ µ 2sin)'(2sin =+ (31)

De unde rezultă

µµφ

KE =+= )2

'45(tan 2

min (32)

Se observă că expresia coeficientului corespunzător energiei minime de deplasare de mai sus are o formă similară cu coeficientul rezistenţei pasive din Teoria Rankine. Dacă considerăm un element dintr-un masiv de pământ şi energiile datorate eforturilor efective normale pe cele trei direcţii prin raţionament asemănător cu cel de mai sus, rezultă expresia generală:

)]1'

'()(1['

'

3

2

1

2

13

1

−⋅−−⋅=

σσ

εε

εσ

σµ

s

s

sd

d

d

dvK

(33)

unde ε1s, ε2s şi ε3s sunt deformaţiile unitare principale datorate fenomenului de alunecare inter agregate. În cazul încercării de compresiune triaxială când σ’2 este egal cu σ’3

])(1['

'

13

1

sd

dvK

εσ

σµ

−⋅=

(34)

Dacă se notează cu φ’µ frecarea internă mineral pe mineral, cu φ’cv frecarea internă corespunzătoare stării critice (după dispariţia dilatanţei), atunci unghiul de frecare corespunzător unui ansamblu de agregate se notează cu φ’f. Cea mai mare valoare posibilă a lui φ’f este φ’cv, iar cea mai mică este φ’µ.. Dacă se notează

)2

'45(tan],)(1[,

'

' 2

13

1 f

s Kd

dDR

φ

ευ

σσ

+=−== (35)

se obţine relaţia specifică dilatanţei KDR ⋅= (36)

Considerând un ansamblu de particule cu o multitudine de contacte care generează unghiul de cedare

)arctan( KD ⋅=α , conform cu cele indicate în Figura 36, pentru termenul D rezultă trei domenii

posibile. Figura 36: Modelarea fenomenului de cedare la pământurile structurate


Pagina 31 din 46

Pentru un drum de efort – deformaţie de încărcare, în Figura 37 se reprezintă parametrii modelelor prezentate anterior. Figura 37: Drumul de Efort şi Modelul de Dilatanţa prin prisma parametrilor rezistenţei la forfecare

R

v v=0

v=0

v=0

Varf

Stare

CriticaRezidual

Dmaxim

’cv

’ ’f

1

’r

Deformatii MariDeformatii Mici

Comprimare

D<1

Fara variatii de

volum D=0

Intindere

D>1

4.3. Studii de caz

În Figura 38 şi Figura 39 se prezintă pentru argila structurată de Sibiu rezultatele unor încercări de forfecare directă reversibilă pe trei probe prelevate dintr-un foraj geotehnic de la adâncimi diferite. Figura 38: Variaţia eforturilor unitare de forfecare cu deplasarea în planul de forfecare pentru argila de Sibiu cu structura intactă

Efo

rt tag

ential (kPa)


Pagina 32 din 46

Figura 39: Fenomenul de destructurare pus în evidenţă de curba de mobilizare a efortului tangenţial cu deplasare în planul de forfecare

Prelucrarea datelor este prezentată în Figura 40 şi Figura 41 de unde rezultă valoarea de ~9º (φia – interagregate) pentru unghiul de frecare de la care comportarea pământului poate fi considerată ca specifică unui necoeziv – unghi de frecare dintre agregatele structurale specifice stării de eforturi. Figura 40: Exprimarea grafică a criteriului de cedare în sistem de coordonate σ-τ pentru Argila de Sibiu

0

25

50

75

100

125

150

0 50 100 150 200 250 300 350 400

(kPa)

Rezistenta la forfecare “de varf” V=17º, c=42kPa

Rezistenta la forfecare “reziduala” rez=9º, c=21kPa

Figura 41: Exprimarea criteriului de cedare interagregate pentru Argila de Sibiu


Pagina 33 din 46

Sensibilitatea la umezire a argilelor studiate este pusă în evidenţă prin prisma rezultatelor experimentale, conform mecanismului de producere a variaţiilor de volum (a, b şi c) în figurile care urmează. Astfel în Figura 42 [B13] sunt reprezentate punctele experimentale pentru argilele de Craiova, Constanţa, Iaşi – Bahlui, Sibiu şi Bucureşti şi se observă cum natura pământului (prin indicele de plasticitate şi procentul de fracţiune fină) influenţează şi variaţiile de volum.

Figura 42: Ordinul de mărime al Gradului de Expansiune al pământurilor argiloase (după Bell, 1993)

Variaţiile de volum în cazul pământurilor argiloase se datorează: - proprietăţilor de umflare – contracţie care sunt independente de starea de efort aplicată; factorii decisivi care influenţează fenomenele de contracţie – umflare sunt cei legaţi de periodicitatea şi magnitudinea precipitaţiilor şi evapotranspiraţiei; astfel de fenomene generează sucţiune, al cărui efect, cuantificat în aşa numita presiune din sucţiune (matrice de sucţiune), poate afecta stabilitatea structurilor fundate pe astfel de pământuri, sau a terasamentelor realizate din aceste tipuri de materiale; - ciclurilor de încărcare – descărcare ce generează un fenomen de consolidare, respectiv de umflare; atunci când un material coeziv argilos este supus unui efort normal volumul acestuia se reduce pe măsura reducerii volumului de pori; în situaţia materialului coeziv saturat, în faza iniţială a fenomenului, efortul se transmite la apa din pori conducând la o presiune în exces; disiparea presiunii în exces (rată de disipare) depinde de permeabilitatea materialului şi de lungimea liniei de drenaj, moment în care efortul este transmis pe scheletul mineral (deformaţie plastică). Pentru o probă de Argilă de Sibiu cu structură iniţială (intactă) s-au efectuat încercări de forfecare directă până la mobilizarea valorii de vârf a rezistenţei la forfecare în stare naturală şi respectiv inundată. În Figura 43 se prezintă comparativ, pentru acelaşi domeniu de deformaţii şi acelaşi efort unitar normal, curbele de mobilizare a efortului tangenţial de forfecare.

Figura 43: Efectul inundării asupra parametrilor rezistenţei la forfecare

Se propune cuantificarea acestui efect printr-un indice de destructurare prin umezire notat cu ID% prin relaţia (122) unde nv )(τ este rezistenţa la forfecare de vârf în stare naturală iar iv )(τ este rezistenţa la

forfecare de vârf după destructurarea prin inundare.

nv

ivnvID)(

)()(

τττ −

= 37(122)


Pagina 34 din 46

Pentru argila de Sibiu sub un efort unitar normal 250÷550kPa, ID~50÷60%. În cazul argilelor intermediare de Bucureşti rezultatele încercărilor de forfecare directă pe probe la umiditatea naturală respectiv pe probe inundate au pus în evidenţă pentru indicele de destructurare valori în domeniul 20÷35%, pentru eforturi normale de compresiune de 150-650kPa.

Capitolul 5: Interacţiunea dintre proprietăţile pământurilor şi comportarea acestora sub solicitări

mecanice

5.1. Domeniul deformaţiilor mici

Comportarea pământurilor sub solicitări de compresiune devine complexă deoarece pe de o parte este vorba de multe particularităţi legate de influenţa structurii iar pe de altă parte este vorba de posibilităţile tehnice existente în laborator. În Figura 44 [S6] se prezintă o curbă specifică a argilelor structurate şi domeniile corespunzătoare pe tipuri de încercări. Din punct de vedere ingineresc se consideră că domeniul deformaţiilor mici corespunde la deformaţii maxime de 50% din deformaţia corespunzătoare deformaţiei necesare pentru mobilizarea rezistenţei la forfecare de vârf. Considerăm că după acest domeniu de comportare liniar – cvasiliniar elastică începe domeniul de dezvoltare a zonelor de cedare ce anunţă până la mobilizarea rezistenţei la forfecare de vârf şi precedarea.

Urmează începutul procesului de destructurare până la înregistrarea unor deformaţii de volum constante corespunzătoare stării critice a pământului. Ne aflăm în domeniul deformaţilor de după cedare, datorate continuării procesului de destructurare prin reaşezarea macroagregatelor structurale. Urmează domeniul deformaţiilor mari, caracterizat prin destructurarea totală şi mobilizarea rezistenţei la forfecare reziduale corespunzătoare macroagregatelor independente ce se constituie într-un gen de structură grăunţoasă.

Figura 44. Relaţia efort – deformaţie pentru pământuri şi tipuri de aparatură de laborator utilizată pentru obţinerea acesteia

Sub influenţa creşterii de umiditate şi eforturilor normale, aplicate împreună cu cele de forfecare, pământul structurat iniţial ajuns în această etapă se poate transforma într-un pământ sub formă de pastă urmând procesul de modificare a structurii tipic pământurilor în curs de consolidare. Parametrii mecanici cei mai importanţi pentru domeniul deformaţiilor mici, foarte utili în proiectarea pe baza modelelor aferente pământurilor, sunt modulii de deformaţi G0 şi E0. În lucrarea [R5] se sugerează că modulul de forfecare pentru pământuri sub stare de eforturi izotropă depinde de starea de eforturi, în corelare cu istoria de evoluţie a acestora, după cum urmează:

n

a

k

a p

pRSCefS

p

G)

'()(0 ⋅⋅=

(38)

unde f(e) este funcţia de variaţie a indicelui porilor, e, cu valoarea eforului sferic efectiv aplicat, p’, iar RSC este raportul de supraconsolidare; pa este presiunea atmosferică utilizată pentru normalizarea presiunii iar S, n şi k sunt indici matematici adimensionali care sunt dependenţi de structura pământului. Din relaţia de mai sus rezultă foarte clar dependenţa dintre modulul de deformaţie iniţial G0 şi gradul de supraconsolidare care multiplică efortul sferic efectiv, p’. Pentru determinarea parametrilor experimentali k, n şi S se poate pleca de la logaritmarea relaţiei de mai sus, după cum urmează (considerând pa=1atm.):

'lglg)(lglg 0 pnRSCkeSfG ++= (39)

Dacă notăm cu S*=Sxf(e) şi cu N=nxlgp’ se obţine relaţia:

RSCkNSG lglglg *0 += (40)


Pagina 35 din 46

care reprezintă ecuaţia unei drepte de pantă k, reprezentată grafic în Figura 45. Valoarea modulului de deformaţie transversal corespunzător zonei de deformaţii mici se obţine în funcţie de gradul de supraconsolidare al pământului (funcţie de RSC) şi de caracteristicile de deformabilitate obţinute în edometru / aparat de compresiune triaxială.

Figura 45: Relaţia între modulul de forfecare şi gradul de supraconsolidare

În relaţiile anterioare f(e) reprezintă valoarea indicelui porilor iniţial, e0, iar p’ reprezintă valoarea eforului sferic efectiv maxim corespunzător comportării cvasi elastice. În continuare pentru argila glomerulară de Sibiu se prezintă prelucrarea rezultatelor experimentale obţinute pentru 2 probe prelevate de la adâncimile de 2.1m şi 14.5m. Dacă considerăm că n=raportul rezultat experimental dintre valoarea eforului sferic p’ şi valoarea presiunii de preconsolidare, pc, pentru argila de

Sibiu rezultă 20.0260

50==n . Rezultă că 2.05058.0 +⋅= SN şi 10.3lg =N de unde rezultă că S

(coeficientul înglobează caracteristicile de structură) are valoarea 216758.0

)18.21259(=

−=S şi logS=3.33.

Pe baza studiului de caz analizat rezultă că relaţia anterioară poate fi explicitată sub forma 01' e

n

pN−= cu

cpn

'σ= unde σ’este efortul unitar normal maxim de la care apar deformaţiile plastice sau până la care

comportarea pământului poate fi considerată cvasi lineară. Utilizând relaţiile (124) şi (125) se obţine

RSCkpnefSG lg'lg)(lglg 0 ⋅+⋅+⋅= şi NpnefS lg'lg)(lg =⋅+⋅ unde npefSN ')( +⋅= .

Folosind relaţiile de mai sus pentru cele două valori RSC (1 şi 3) s-au obţinut punctele experimentale din Figura 46. Rezultă pentru modulul de deformaţie de forfecare în domeniul deformaţiilor mici (domeniul elastic) valoarea medie G0=~1260kPa. Figura 46: Modulul de forfecare funcţie de gradul de supraconsolidare

Pentru determinarea modului de deformaţie liniară, E0, se propune utilizarea relaţiei lui Janbu [C1] (126) unde σ3 este efortul unitar lateral iar kE şi ne sunt coeficienţi experimentali care ţin seama de natura şi structura materialului.

En

atm

atmEp

pkE )( 30

σ⋅⋅= (41)

Dacă relaţia de mai sus se logaritmează rezultă 30 lglglg σEE nkE += . Se observă că se pot determina pe

baza rezultatelor încercărilor de laborator cei doi coeficienţi experimentali, kE şi nE. Din analiza structurii relaţiei de mai sus se poate face observaţia prin similitudine cu relaţia pentru G0 că, kE cuantifică influenţa


Pagina 36 din 46

structurii iar nE este un factor de corecţie ce cuantifică influenţa istoriei de încărcare, exprimată prin raportul de supraconsolidare. Pentru modulul de deformaţie E0, Janbu a stabilit dependenţa acestuia de valoarea presiunii laterale σ3 din încercările triaxiale prin relaţia:

En

a

aEp

pkE )( 30

σ⋅⋅= (42)

în care kE şi nE sunt coeficienţi experimentali ce pot fi determinaţi printr-o reprezentare într-un sistem dublu logaritmic asemănător cu cazul G0. Pentru argila de Bahlui pe baza mai multor încercări experimentale de tip CD cu şi fără apă pe drumuri de efort de încărcare (sistem CD deschis şi respectiv sistem CD închis) s-au obţinut rezultatele din Figura 47.

Pentru Argila Intermediară de Bucureşti se prezintă rezultatele încercărilor de compresiune triaxială efectuate pe probe prelevate din 3 amplasamente de la adâncimile 10.0÷30.0m [O2], [O3]. Încercările au fost de tip CK0D, pe drumuri de efort de încărcare / descărcare al căror scop a fost să pună în evidenţă dependenţa modulului de deformaţie volumică de Drumul de Efort aplicat. Rezultatele sunt prezentate grafic în Figura 48 şi Figura 49 şi reprezintă: determinarea coeficientului K0, reprezentarea Drumurilor de Efort în sistem (s,t), reprezentarea variaţiei deformaţiilor probei (axială şi volumică) în funcţie de efortul deviator şi efortul sferic.

Figura 47: Obţinerea pe cale grafică a coeficienţilor lui Jambu pentru modulul de deformaţie (după [C1])

En

a

aEp

pkE )( 30

σ⋅⋅=

ap

3σ

a

i

p

E

Tabelul 5: Date de identificare probe de Argilă Intermediară de Bucureşti solicitate în aparatul triaxial – încercări de tip CK0D

Test Adâncime (m) Nisip Praf Argilă wL wp Ip DDE K0 B φCD cCD

1 10.0-10.20 5 27 68 60 20 40 45º> 90º 45º<

0.65 0.68 0.79 0.75

20 48

2 14.0 20 42 38 49 21 28 90º 45º<

0.63 0.62 0.66

26 18

3 18.0 15 43 42 53 20 33 90º 45º<

0.66 0.63 0.65

18 77

4 12.0-12.2 10 35 55 45 18 27 45º> 90º 45º<

0.75 0.70 0.85 0.82

23 58

5 25.0-25.20 6 31 63 48 17 31 45º> 90º 45º<

0.78 0.92 0.90 0.92

18 66

DDE: Drum de Efort; 45º dreapta (σ1 creşte, σ3 rămâne constant), 90º (σ1 creşte, σ3 scade cu acelaşi pas de efort), 45º stânga (σ1 rămâne constant, σ3 scade).


Pagina 37 din 46

Figura 48: Rezultate test de compresiune triaxială CK0D – Argilă Intermediară de Bucureşti – 10.0-10.2m



Pagina 38 din 46


12.0-12.2m

K0=0.75Linia Kf

Etapa de

forfecare

Etapa de

consoli

dare

Linia K0

Pe baza prelucrării rezultatelor încercărilor rezultă următoarele aspecte: - influenţa Drumului de Efort, adică a istoriei de încărcare asupra relaţiei efort – deformaţie; - variaţia valorilor modulilor de deformaţie în funcţie de tipul drumului de efort; astfel pentru Drum de Efort de Descărcare rezultă o reducere de ~3 ori a valorii modului faţă de cel obţinut pe Drum de Efort de Încărcare; - valorile parametrilor rezistenţei la forfecare obţinute din încercările triaxiale realizate în condiţii drenate sunt aproximativ egale cu cele obţinute pe acelaşi tip de material (structură, stare) în încercările nedrenate cu măsurarea presiunii apei în pori (valori efective); - importanţa modelării corespunzătoare a modificării stării de efort iniţiale din terenul de fundare indusă de lucrările inginereşti (metrou, excavaţii adânci, construcţii, etc.).

5.2. De la deformaţii mici la cedare

În cazul pământurilor cu macrostructură specifică, declanşarea procesului de deformaţii conform aspectelor analizate în paragrafele anterioare are loc încă din domeniul deformaţiilor mici, când se manifestă deformaţii volumice de umflare sub acţiunea efortului deviator aflat într-un anume raport cu efortul sferic. Aceste deformaţii mici se dezvoltă până la atingerea stării critice premergătoare declanşării producerii deformaţiilor mari, odată cu dispariţia rezistenţei la forfecare aparente câştigate prin dilatanţă. După cum s-a menţionat anterior, dacă în procesul de manifestare a dilatanţei intervine sursa de umezire, argilele glomerulare expansive se caracterizează prin multiplicarea deformaţiilor şi grăbirea apariţiei cedării plastice odată cu destructurarea. Pentru a pune în evidenţă acest proces complex o echipă de cercetători [B13] a analizat un model de fragmente solide hexagonale care modelează practic agregatele de ordinul 2 intuite de Terzaghi [T1]. Pe baza unor încercări triaxiale de tip CD pe argilă structurată în Figura 51 [B14] se prezintă explicit mecanismul de trecere de la comportarea elastică, la cedare prin depăşirea limitei de deformaţii volumice pseudo – elastice care corespund limitei de proporţionalitate dintre variaţia indicelui porilor ∆e cu deviatorul eforturilor q. În cadranele inferioare ale figurii menţionate se observă care este efectul stării de eforturi iniţiale asupra manifestării acestui mecanism, prin corelaţia p – e - εa pentru diferite rapoarte de supraconsolidare în domeniul 2-8. Rezultă că pentru valori ale raportului de supraconsolidare mai mari decât 4, în cazul acestor argile apare o rezistenţa la forfecare aparentă datorată numai structurii în domeniul eforturilor sferice specifice presiunii de preconsolidare.


Pagina 39 din 46

Dacă ne referim la o analiză energetică este vorba de o energie potenţială suplimentară, datorată variaţiilor de volum sub acţiunea eforturilor unitare deviatorice într-un anume domeniu de eforturi unitare sferice. Figura 51: Rezultatele încercărilor CD pe probe coezive supraconsolidate – mecanismul de cedare

q(MPa)q(MPa)

RSC=8

SC100

E3

E2

E1

0

0

0.2

0.4

0.02 0.04 0.06 0.08

∆e

RSC=2SC400

RSC=2SC400

RSC=4SC200

RSC=2SC400

RSC=8

SC100

RSC=4SC200

-∆e

0.4

0.2

0 0.2 0.4 0.6

E3

E2

E1

Linie de dilatanta

0.8

0 0.2 0.4 0.6 0.8

LIMITA ELASTICA

LIMITA VOLUMICA

PSEUDO-ELASTICA

Rezistenta maxima

Argila

p’ic

WL=70

1.2

1.0

0.9

0 10 20

1.2

1.0

0.9

E3

E2E1

ε1 %

Drum izotropicValoare critica a indicelui porilorPerfect plastic

CSL

p(MPa)

p(MPa)

« Drum elastic »

Pentru creşterea eforturilor sferice peste valoarea corespunzătoare presiunii de preconsolidare, când efectul structurii dispare ca urmare a consumării energiei de deformaţie pentru formarea planului de cedare inter agregate se observă cum, urmărind linia de dilatanţă, se concretizează destructurarea completă corespunzătoare liniei de consolidare normală. Sub linia de dilatanţă, deformaţiile volumice depind exclusiv de efortul sferic şi nu mai depind de efortul deviatoric, care are un rol important în procesul de destructurare. Analiza teoretică pe pământul modelat prin fragmente hexagonale prezentată mai sus pune de fapt în evidenţă efectul structurii asupra parametrilor rezistenţei la forfecare în cazul argilelor glomerulare supraconsolidate RSC>4 când pentru un volum de pământ se înregistrează un unghi de frecare internă aparent datorat manifestării dilatanţei, φd, respectiv o coeziune aparentă, cd, care se apropie de zero pentru domeniul eforturilor efective mici corespunzătoare neînceperii procesului de apariţie a deformaţiilor volumice datorate dilatanţei, pentru deformaţii specifice εa<0.5% [B14] - Figura 52. Figura alăturată subliniază necesitatea studierii experimentale a comportării pământurilor argiloase structurate în domeniul de presiuni mai mici decât presiunea de preconsolidare, respectiv în domeniul deformaţiilor foarte mici (εa<1%) şi mici, până la graniţa domeniului de comportare cvasi elastică a pământului (σ=~0.5pc).

Figura 52: Manifestarea efectului de dilatanţă asupra parametrilor rezistenţei la forfecare

În contextul existenţei unor structuri metastabile ale pământurilor trebuie menţionat modul în care argilele răspund prin relaţie efort – deformaţie în cazul unor încercări ciclice lente în regim nedrenat corespunzătoare efectului undelor seismice din terenul de fundare. Pentru a ilustra această observaţie, în


Pagina 40 din 46

Figura 53 se prezintă variaţia parametrului CSR funcţie de numărul de cicluri de încărcare uniforme cu frecvenţa de 1Hz [I1]. Parametrul CSR reprezintă raportul între rezistenţa ciclică nedrenată şi rezistenţa la forfecare nedrenată a aceluiaşi pământ (valori determinate în aparatul triaxial sau în cel de forfecare directă). Este important de notat faptul că valoarea acestui parametru este dependentă de raportul de supraconsolidare. Se prezintă variaţia rezistenţei la forfecare în condiţii nedrenate prin raport cu numărul de cicluri de încărcare uniformă generate de mişcări seismice. Rezultă că efortul unitar tangenţial ciclic atinge rezistenţa la forfecare nedrenată la ~10 cicluri de încărcare iar la 100 de cicluri de încărcare acesta se reduce cu 40%.

Figura 53: Variaţia raportului CSR cu numărul de cicluri de încărcare pentru pământuri coezive (după [I1])

În funcţie de compoziţia chimico – mineralogică direct legată de variaţii de volum rezultă că rezistenţa la forfecare a pământului scade drastic şi după încetarea acţiunii dinamice deoarece prin destructurare se amorsează fenomenele de umflare mecanică şi scăderea rezistenţelor mecanice.

Capitolul 6 - Cedarea pământurilor coezive - rezistenţa la forfecare în domeniul deformaţiilor mari

În ultimii 40 de ani s-au efectuat cercetări complexe asupra rezistenţei la forfecare a pământurilor argiloase în domeniul deformaţiilor mari, mai ales pentru explicarea cauzelor producerii alunecărilor de teren. Conform celor prezentate în capitolele anterioare, mobilizarea rezistenţei la forfecare pentru argilele structurate se caracterizează prin trei etape generale din punct de vedere al deformaţilor: 1. pentru deplasări relativ mici se mobilizează rezistenţa la forfecare iniţială, care odată cu manifestarea procesului de dilatanţă creşte până la valoarea de vârf; această rezistenţă la forfecare aparentă este însoţită de creşterea matricii de sucţiune (care poate provoca, în funcţie de existenţa unei surse de apă liberă, apariţia unui front de umezire cu consecinţe defavorabile asupra parametrilor rezistentei la forfecare); 2. (stadiul 1) după manifestarea completă a dilatanţei tot pentru domeniul deplasărilor mici se atinge „starea critică” odată cu înregistrarea unor variaţii de volum maxime corespunzătoare structurii argilei şi stării de eforturi din teren; 3. (stadiul 2) pentru domeniul deformaţiilor mari de ordinul zecilor de mm odată cu creşterea umidităţii (datorată produceri dilatanţei) rezistenţa la forfecare se degradează valoric ca urmare a reorientării fragmentelor structurale pe direcţie paralelă cu planul de forfecare şi formarea aşa numitei „benzi de forfecare”. A.W. Skempton [S8] face următoarele comentarii asupra stadiului 2: - dacă fracţiunea de argilă (<2µm) este ~25%, argila se comportă mai mult ca un nisip, respectiv un praf cu unghiuri de frecare reziduale având valori de ~200; - când procentul de argilă (<2µm) este de ordinul a 50%, rezistenţa la forfecare reziduală este datorată în principal frecării interne mineral pe mineral (c’), iar influenţa fracţiunii argiloase devine mică; - unghiul de frecare internă reziduală pentru cele 3 categorii de minerale argiloase cunoscute au valorile aproximative următoare: 15 grade pentru caolinit, 10 grade pentru illit şi 5 grade pentru montmorillonit. Cele două stadii de mobilizare a rezistenţei la forfecare a pământurilor până la atingerea rezistenţei la forfecare reziduale se prezintă schematic şi în Figura 54 unde se realizează corespondenţa dintre relaţiile efort - deformaţie şi înfăşurătorile valorilor rezistenţei la forfecare prin raport cu eforturile efective normale. Se observă că rezistenţa la forfecare reziduală poate fi mobilizată în cazul unor deplasări de forfecare reduse, când încă structura nu s-a manifestat prin dilatanţă şi respectiv prin deplasări de forfecare mari după dispariţia efectului structurii. Rezultă că, practic, rezistenţa reziduală la forfecare este un rezultat al destructurării argilei.


Pagina 41 din 46

Figura 54: Etape de mobilizare a rezistenţei la forfecare

Influenţa creşterii umidităţii asupra relaţiei efort – deformaţie în argilele supraconsolidate cu procent de fracţiune argiloase (<2µm) variabil de la valori de 20% la 40% este pusă în evidenţă prin diagramele de variaţie a rezistenţei la forfecare normalizată (prin efort unitar normal) cu variaţia deplasării în planul de forfecare (Figura 55). Din Figura 55 se remarcă descreşterea accentuată a rezistenţei la forfecare după mobilizarea rezistenţei la forfecare de vârf, datorată numai reorientării fragmentelor solide. Rezultă evident că rezistenţa la forfecare reziduală pentru argilele structurate se reduce cu ~ 50% faţă de rezistenţa la forfecare de vârf pentru deplasări de ordinul decimetrilor în planul de alunecare. Cercetătorii Calabresi şi Manfredini [C5] au pus în evidenţă prin încercări de forfecare directă reversibilă pe probe de argilă structurată intacte respectiv pe suprafaţa rosturilor preexistente în masiv variaţia parametrilor rezistenţei la forfecare cu deplasarea în planul de forfecare.

Figura 55: Influenţa umidităţii asupra rezistenţei la forfecare a argilelor

Variaţia unghiului de frecare internă cu deplasarea în planul de forfecare odată cu destructurarea materialului a fost pusă în evidenţă prin încercări de forfecare directă rotaţională [L13]. Se observă că după deplasări de ordinul a 2mm unghiul de frecare internă scade puternic în apropierea valorii reziduale care se atinge ulterior pentru deplasări de cca. 15 de ori mai mari. Figura 56: Rezultatele încercării de forfecare rotaţională pentru Argila de Santa Barbara


Pagina 42 din 46

Din analiza modului de mobilizare a rezistenţei la forfecare reziduale prin prisma riscului de producere al alunecărilor de teren rezultă că aceasta caracterizează pământurile argiloase structurate în condiţii drenate. Este evident că pentru deplasări de ordinul decimetrilor în planul de forfecare, chiar prin variaţia umidităţii, parametrii rezistenţei la forfecare reziduale depind de factori independenţi de structură, cum ar fi conţinutul în fracţiune argiloasă (cu sau fără puncte de cimentare) şi respectiv indicele de plasticitate. Pe această linie se prezintă domeniile de variaţie a unghiului de frecare internă reziduală pentru diferite valori ale efortului unitar normal σ’n în Figura 57 şi Figura 58 [L14]. Figura 57: Relaţia între unghiul de frecare internă rezidual şi indicele de plasticitate (Skempton, Borowicka, Binnie, Blondeau)

Figura 58: Relaţia între unghiul de frecare internă rezidual şi indicele de plasticitate (Vaughan, Bucjer, Kanji, Seyeek, Fleicher, Voight)

În figurile anterioare s-au introdus şi rezultatele obţinute pentru unghiul de frecare internă rezidual obţinut în aparatul de forfecare directă, pe probe cu structura intactă, şi respectiv în aparatul de forfecare rotaţională, pe probe destructurate, în condiţii inundate.


Pagina 43 din 46

Capitolul 7 - Contribuţii şi Concluzii

7.1. Contribuţii teoretice

Sistematizarea cunoştinţelor acumulate în domeniul adaptării şi evoluţiei aparaturii utilizate pentru investigaţiile de laborator prin prisma utilizării rezultatelor în cadrul modelărilor numerice. Prezentarea procedurilor de laborator de aplicat în scopul obţinerii de date din încercările de compresiune triaxială în condiţiile instrumentării celulelor triaxiale cu traductori şi utilizării de drumuri de efort pentru determinarea parametrilor rezistenţei la forfecare. Sublinierea importanţei analizei şi interpretării integrate a rezultatelor încercărilor de laborator privind caracteristicile fizico – mecanice ale pământurilor argiloase. Sistematizarea factorilor care contribuie la manifestarea rezistenţei la solicitări de forfecare cu compresiune pentru pământurile coezive structurate. Prezentarea modului în care structura influenţează parametrii rezistenţei la forfecare. Importanţa parametrilor K0, RSC şi pc asupra valorilor şi implicit a modului de determinare în laborator a parametrilor rezistenţei la forfecare. Importanţa Drumului de Efort de realizat în încercarea de laborator cu referire la valorile obţinute pentru parametrii de deformabilitate şi rezistenţă la forfecare. Prezentarea procedurilor de laborator aferente încercărilor de compresiune triaxială utilizate în scopul determinării parametrilor rezistenţei la forfecare pe drumuri de efort specifice lucrărilor de analizat.

7.2. Contribuţii practice

Contribuţiile directe sunt susţinute de studii de caz care se constituie într-o bază de date de referinţă în ceea ce priveşte valorile parametrilor de deformabilitate şi rezistenţă la forfecare prin raport cu indici de stare şi structură. Cele prezentate în paragraful anterior sunt susţinute de realizarea de determinări de laborator specifice punerii în evidenţă a influenţei pe care factorii interni şi externi o au asupra valorilor parametrilor rezistenţei la forfecare. Încercările pe baza cărora au fost emise ipoteze şi concluzii relevante pentru domeniul mecanicii pământurilor cu structură metastabilă au fost încercările de compresiune triaxială (CU, CD, efort şi deformaţie impusă) pe drumuri de efort specifice problemelor de inginerie geotehnică dar şi încercări de forfecare directă (simplă şi reversibilă) şi rotaţională.

7.3. Concluzii

Lucrarea subliniază importanţa valorilor corecte ale parametrilor mecanici de comportare ai pământurilor pentru o proiectare raţională (corectitudine, optimizare şi siguranţă) a tuturor tipurilor de lucrări geotehnice inginereşti. Încercările de laborator necesită o tratare extrem de atentă începând cu prelevarea, transportul şi păstrarea probelor şi continuând cu metodologii care să reflecte atât readucerea probelor în starea iniţială cât şi solicitarea acestora în condiţii similare cu cele din terenul de fundare. În condiţiile aplicării prevederilor Eurocodului 7 corespunzător calculului terenului de fundare, valorile parametrilor de comportare mecanică vor fi abordate ţinând seama de valorile coeficienţilor parţiali, ca şi de influenţa factorilor de risc. Deformaţiile cu care ne întâlnim în problemele uzuale din Mecanica Pământurilor sunt, în general, în zona micilor deformaţii. Este recunoscut faptul că marea majoritate a cazurilor studiate au indicat o mai mare


Pagina 44 din 46

rigiditate decât cea înregistrată prin tehnicile curente de laborator geotehnic şi, ca urmare, sunt înregistrate diferenţe între deformaţiile calculate şi cele măsurate. Rezultatele determinărilor de laborator au indicat faptul că rigiditatea unui pământ în zona deformaţiilor mici este direct dependentă de starea pământului condiţionată de starea de eforturi, de raportul de supraconsolidare şi de indicele porilor. Anizotropia care se datorează modului de formare a pământurilor are un efect important asupra rigidităţii. Evoluţia tehnicilor de încercare nu poate substitui judecata inginerească în evaluarea proprietăţilor mecanice ale pământurilor. În cazul pământurilor coezive cu structură metastabilă este importantă corelarea contribuţiilor tuturor factorilor care influenţează comportarea sub solicitări mecanice (litologia, structura, istoria de încărcare, factorii externi). Pentru obţinerea de rezultate utile proiectării este deosebit de importantă decizia cu privire la încercările de laborator de realizat şi procedurile aferente acestora. Este demonstrat faptul că pentru acelaşi tip de material definit prin structură, stare şi istorie de încărcare, tipul de drum de efort parcurs până la rupere şi condiţiile de drenaj aferente se reflectă asupra parametrilor de deformabilitate şi rezistenţă la forfecare. Este necesară reconsiderarea analizei comportării pământurilor argiloase prin prisma domeniului deformaţiilor probabile şi a eforturilor unitare din teoriile clasice şi pe baza experienţei acumulate.

Bibliografie

[A1] – Atkinson, H.L. Bransby: The mechanics of soils, Book Company (U.K.) Limited, London (1978)

[A2] - Atkinson J., Evans J.S., Scott C.R. – Developements in micro computer controlled stress path testing

equipment for measurement of soil parameters – Ground Engineering, no. 1, (1985)

[A3] - Alva – Hurtado, J.E., McMahon, D.R., Steward, H.E.: Apparatus and techniques for static triaxial

testing of ballast. Laboratory Shear Strength of Soil, ASTMĂ STP 740, American Society for Testing and

Materials, Philadelphia, Pages 94-113, (1980)

[A4] – Andrei, S. Antonescu, I.: Geotehnică şi Fundaţii, Volumul I, II, I.C. Bucureşti, (1980)

[B1] - Bishop, A.W., Henkel, D.J.: The measurement of soil properties in the triaxial test,2nd edition,

London, Edward Arnold, (1962)

[B2] – Bishop, A.W.: The use of pore – pressure coefficients in practice, Geotechnique 4, pages 148-152,

(1954)

[B3] – Bishop, A.W., Eldin, G.: Undrained triaxial tests on saturated sands and their significance in the

general theory on shear strength, Geotechnique, Volume 2, page 13, (1950)

[B4] – Black, D.K., Lee, K.L.: Saturating laboratory samples by back-pressure. Journal of the Soil

Mechanics and Foundation Engineering Division, ASCE, 99(1), Pages 75-93 (1973)

[B5] – Blight, G.E.: A study of effective stresses for volume change, Moisture equilibria and moisture

changes in soils beneath covered areas, Butterworths, Australia, (1965)

[B6] - Bjerrum L.: Geotechnical properties of Norwegian marine clays, Geotechnique 4, pages 49-69,

(1954)

[B7] - Boţi N.: Studiul presiunii de umflare a pământurilor contractile din zona oraşului Iaşi. A III-a

Conferinţă Naţională de Geotehnică şi Fundaţii, Timişoara, (1975)

[B8] - Barden L.: Example of clay structure and its influence on engineering behavoiur. Proceedings of the

Roscoe Memorial Symposium, Cambridge University,Paginile 195-205, (1971)

[B9] – Pore Pressure Conference – Roscoe Symposium, Boulder, Colorado, (1960)

[B10] – Bjerrum, L: Mechanism of progressive failure in slopes of overconsolidated plastic clays and clay

shales. Third Terzaghi Lecture presented before the ASCE, Miami, February 1st, (1967)

[B11] - Bashar, M.A., Siddique, A., and Safiullah, A.M.M.: Critical State Parameters and State Boundary

Surfaces of Selected Coastal Soils of Bangladesh", 12th Asian Regional Conference on Soil Mechanics and

Geotechnical Engineering, Singapore, (2003)

[B12] - Boţi N. Contribuţii la studiul pământurilor contractile ale stratului de fundare din zona Oraşului

Iaşi: Teză de Doctorat Institutul Politehnic Gheorghe Asachi Iaşi, (1975)

[B13] – Bell, F.G.: Engineering tratement of soils, E&FN Spon (London & New York), 1st Edition, (1993)


Pagina 45 din 46

[B14] - Biarez J., Cerreia A.G., Caballero F.L.: Recent developments in deformation and strength testing of

geomaterials. Deformation Characteristics of Geomaterials – Di Benedetto at al (eds), Taylor & Francis

Group, London, Pagina 125-141, (2005)

[C1] – Chirică A.: Contribuţii referitoare la influenţa macrostructurii pământurilor coezive asupra tasării

şi cedării terenului de fundare. Teză de Doctorat, Bucureşti, (1991)

[C2] – Casagrande A.: Characteristics of cohesionless soils affecting the stability of slopes and earth fills,

J. Boston Society Civil Engineers, Volume 23, pages 13-32, (1936)

[C3] – 1st International Conference on Soil Mechanics, Cambridge, Massachusetts, Volume 3, pages 60-64,

(1936)

[C4] – Craig, R.F.: Soil mechanics, 4th Edition, Chapman & Hall, London, pages 135-137, (1986)

[C5] - Calabresi G., Manfrendini G. Shear strength characteristics of the jointed clay of Santa Barbara,

Geotechnique 23, No. 2, Paginile 233-244, (1973)

[D1] – Davis, E.H., Poulos, H.G.: The use of elastic theory for settlement prediction under three-

dimensional conditions, Geotechnique, Volume 18, Issue 01, Pages 67-91, (1968)

[D2] - De Mello V.F.B.: Reflections on design of practical significance to embankments dams ,

Geotehnique, Volume 27, No. 3, Paginile 281-354, (1977)

[D3] - Dhowian A., Youssef A., Erol A. O.: Swelling soil problems in Saudi Arabia. Proceddings of 6th

International Conference on Expansive Soils, New Delhi India, Pagina 17-22, (1987)

[F1] - Fredlund D.G., Morgenstern N.R. & Widger R.A.: The shear strength of unsaturated soils. Canadian

Geotechnical Journal, Volume 15, No. 3, (1978)

[G1] – Goldschmidt, V.M.: Undersokelser over lersesedimenter. Nordisk jordbrugsforskning, N0. 4-7,

Pages 434-445, (1926)

[G2] - Gillot J.E.: Relation between origin and microstruture of rocks and soils to engineering behaviour.

Bulletin of the International Association of Engineering Geology, No. 11., (1975)

[H1] – Henkel, D.J.: The shear strength of saturated remoulded clays, Proccedings American Society of

Civil Engineering, Conference of Shear Strength of Cohesiuve Soils, page 169, (1960)

[H2] – Henkel, D.J.: The relationship between the strength, porewater pressure and volume change

characteristics of saturated clays, Geotechnique, Volume 9, (1959)

[H3] – Head K.H.: Manual of Soil Laboratory Testing, volumul 3, (1986)

[H4] – Hight, D.W.: TECHNICAL NOTE: A simple piezometer probe for the routine measurement of pore

pressure in triaxial tests on saturated soils, Geotechnique, Volume 02, Issue 04, Pages 396-401, (1982)

[H5] - Hansbo S.: Mechanism of deformation and fracture. Interdisciplinary Conference on Mechanism of

Deformation and Fracture, Lulea, Suedia, (1978)

[H6] – Hroslev, M.J.: Phisical components of the shear strength of saturated clays. Research Conference

on Shear Strength of Cohesive Soils, University of Colorado, Boulder, pages 169-273, (1960)

[H7] – Hafiz, M.S.: Strength characteristics of sands and gravel in direct shear. PhD Thesis, University of

London, (1950)

[I1] – I.M. Idriss, R.W. Boulanger – Lichefierea pământurilor în timpul cutremurelor – în traducerea lui

Vlad Perlea. Editura Politehnică, (2010)

[J1] – Jardine, R.J, Symes, M. J., Burland, J. B.: The measurement of soil stiffness in the triaxial apparatus,

Geotechnique, Volume 34, Issue 33, Pages 324-340, (1984)

[Q1] – Quigley, R.M., Thompson, C.D.: The fabric of anisotrophically consolidation of a soft clay.

Canadian Geotechnical Journal, Volumul 3, Paginile 61-73, (1966)

[L1] – Ladd, C.C.: Stability evaluation during staged construction, 22nd Terzaghi Lecture. Journal of

Geotechnical Engineering, ASCE, 117(4), Pages 537-615, (1991)

[L2] – Lambe, T.W.: Sterss path method, Journal of the Soil Mechanics and Foundation Division, AScE,

Volume 93, No. SM6, paes 309-331, (1967)

[L3] – Lo Presti D.C.F., Pallara, O., Raino, M., Maniscalco, R.: A computer controlled triaxial apparatus:

preliminary results, (1989)

[L4] – Lambe, T.W.: Method of estimating settlements. Journal of the Soil Mechanics and Foundation

Division, ASCE, Volume 90, N0. SM5, pages 43-67, (1964)

[L5] –Ladd C., Foott R. - New Design Proccedure for Stability of Soft Clays. Journal of the Geotechnical

Engineering Division, Vol. 100, No. 7, pages 763-786, (1974)

[L6] – Ladd, R.S., Dutko, P.: Small strain measurement using triaxial apparatus. Advances in the Art of

Testing Soils Under Cyclic Conditions, ASCE Convention, Detroit, (1985)


Pagina 46 din 46

[L7] – Lowe, J., Johnson, C.T.: Use of back pressure to increase degree of saturation of triaxial test

specimens, Research Conference on Shear Strength of Cohesive Soils, University of Colorado, Boulder,

pages 819-836, (1960)

[L8] – Lee, K.L., Farhoomand, I.: Compressibility and crushing of granular soil in anisotropic triaxial

compression, Canadian Geotechnical Journal, Volume IX, No. 1, page 68, (1967)

[L9] – Lambe, T.W.: The structure of inorganic soils, Proccedings Am. Soc. Civil Engineers, 79, No. 315,

(1953)

[L10] –Law, K. T., Holtz, R. D.: A note on Skempton's A parameter with rotation of principal stresses,


[L11] – Lo, K.Y., Lee, C.F.: DISCUSSION: Stress analysis and slope stability in strain-softening materials,


[L12] – Ladd, C.C., Foot,t R., Ishihare, K., Schlosser, F., Poulos, HG.: Stress – deformation and strength

characteristics. Procedings IX ICSMFE, Tokyo, pages. 421-494, (1977)

[L13] - Lupini G.F.: The residual strength of soils. PhD Thessis, University of London, (1980)

[L14] – Lupini G.F., Skinner A.E., Vaughan P.R.: The drained residual streangth of coehesive soils.

Geotechnique 31, N0. 2, Paginile 181-213, (1981)

[M1] – Mitchell, J.K.: Fabric of natural clays and its relation to engineering properties, Procedings

Highway Research Board, Volume 35, pages 693-713, (1956)

[N1] – Newland, P.L., Allely, B.H.: Volume changes in drained triaxial tests on granular materials,

Geotechnique, Volume 7, (1957)

[O1] – Olteanu, “Analysis of dilatometer tests performed in calibration chamber of Ticino and Toyoura

sand”, (1996)

[O2] - Olteanu, A.C., Chirică, A., Şerbulea, M.S.: Studiul relaţiei efort deformaţie pentru lutul de Bucureşti utilizând drumuri de efort complexe în aparatul de forfecare triaxială. Buletinul Ştiinţific nr. 3/2006 al

Universităţii Tehnice de Construcţii Bucureşti, (2006)

[O3] - Olteanu, A.C., Chirică, A., Şerbulea, M.S.: Tehnici moderne pentru modelarea comportării

pământurilor în cazul realizării tunelurilor – studiu de caz. A 5-a Conferinţă Naţională de Construcţii Subterane, Sinaia, România, 12÷14 Octombrie 2006, (2006)

[P1] – Pradham, T.B.S., Tatsuoka, F., Mohri, Y., Sato, Y.: An automated triaxial testing system using a

simple triaxial cell for soils, Soils and Foundations, Volume 29, No. 1, Pages 151-160, (1989)

[P2] - Pusch R. – Cohesion in fined grained soils. Interdisciplinary Conference on Mechanism of

Deformation and Fracture, Lulea, Suedia, (1978)

[R1] – Roscoe, Schofield, Wroth (1958)

[R2] – Rowe, P.W.: The relevant of soil fabric to site investigation practice, Geotechnique, No. 22, pages

195-200, (1972)

[R3] – Roscoe K.H., Burland J.B.: On the generalized stress – strain behaviour of „wet” clay. In

engineering plasticity edited by Heyman J. Cambridge University Press, Cambridge, England, pages 535-

609, (1968)

[R4] – Rowe, Teoretical meaning and observed values of deformation parameters for soil. Proceedings of

the Roscoe Memorial Symposium, Cambridge University, pages 143-150, (1971)

[R5] - Rampello S., Viggiani M.B., Amorosi A.: Small - strain stiffness of reconstituted clay compressed

along constant triaxial effective stress ratio paths. Geotechnique 47, No.3, pages 475-489, (1997)

[S1] – Skempton, A.W., Sowa, V.A.: The bahaviour of saturatedc clays durind sampling and testing,

Geotechnique, Volume 13, No. 4, pages 269-290, (1963)

[S2] – Skempton, A.W.: Long term stability of clay slopes, Geotechnique, Volume 14, No. 2, pages 77-101,

(1964)

[S3] – Schofield, A.N., Wroth, C.P.: Critical state soil mechanics, McGraw – Hill, London, (1968)

[S4] – Silion T., Boţi I., Elisabeta Ivăşcanu: Contribuţii la studiul chimico mineralogic al stratului de

fundare din lunca râului Bahlui. Buletinul Institutului Politehnic Gheorghe Asachi Iaşi, Tom XVIII,

Fascicula 3-4, (1972)

[S5] – Sides G.R. Proceedings of the Roscoe Memorial Symposium, Cambridge University, pages 89-93,

(1971)

[S6] – Shibuya, Koseki J., Kawagushi T.: Recent developments in deformation and strength testing of

geomaterials. Deformation Characteristics of Geomaterials – Di Benedetto at al (eds), Taylor & Francis

Group, (2005)


Pagina 47 din 46

[S7] – Schmidt, B.: Discussion of „Earth pressure at rest related to stress history”, Canadian Geotechnical

Journal, 3-4, pages 239-242, (1966)

[S8] – Skempton A.W. Rezidual strength of clays in landslides, folded strata and the laboratory.

Geotechnique 35, No. 1, pages 3-18, (1985)

[T1] – Terzaghi, K. (1925). “Structure and volume of voids of soils”, Pages 10, 11, 12, and part of 13 of

Erdbaumechanik auf Bodenphysikalisher Grundlage, translated by A. Casagrande in From theory to

practice in soil mechanics, New York, John Wiley and Sons, 1960, Casagrande (1932)

[T2] – Tatsuoka, F.: Some recent developments in triaxial testing systems for cohesionless soils, Advanced

Triaxial Testing of Soil and Rock, STP 977, American Society for Testing and Materials, Philadelphia,

pages 7-67, (1987)

[T3] – Taylor, D.W.: Stability of earth slopes, Boston Society of Civil Engineers, Volume 24, pages 197-

246, (1937)

[T4] – Terzaghi, K.: Theoretical Soil Mechanics. Wiley, New York, (1943)

[Y1] – Yong R.N. Warkentin P.: Soil properties and behaviour. Elsevier Scientific Publishing Company,

(1975)

[Z1] – Zamfirescu, Fl., Comşa, R., Matei, L.: Rocile argiloase în practica inginerească. Editura Tehnică, Bucureşti, (1985)

[W1] – Wroth, CP., Houldby, GT. Soil Mechanics – property and analysis procedures. Proceedings 11th

ICSMFE, San Francisco, pages 1-55, (1985)

Olteanu Andrei-Constantin - Rezumat

Documents

Transcript of Olteanu Andrei-Constantin - Rezumat