TEZA DE DOCTORAT CONSIDERAREA NESATURĂRII ÎN ANALIZA...
151
UNIVERSITATEA TEHNICĂ DE CONSTRUCȚII BUCUREȘTI FACULTATEA DE HIDROTEHNICĂ TEZA DE DOCTORAT CONSIDERAREA NESATURĂRII ÎN ANALIZA STABILITĂȚII PANTELOR Doctorand Ing. Andreea CARASTOIAN Conducător științific Prof.dr.ing. Giullia Loretta BATALI București 2017
Transcript of TEZA DE DOCTORAT CONSIDERAREA NESATURĂRII ÎN ANALIZA...
UNIVERSITATEA TEHNICĂ DE CONSTRUCȚII BUCUREȘTI
FACULTATEA DE HIDROTEHNICĂ
TEZA DE DOCTORAT
CONSIDERAREA NESATURĂRII ÎN ANALIZA
STABILITĂȚII PANTELOR
Doctorand
Ing. Andreea CARASTOIAN
Conducător științific
Prof.dr.ing. Giullia Loretta BATALI
București
2017
2
Cuprins: Notații principale ........................................................................................................................................................ 4
INTRODUCERE ...................................................................................................................................................... 6
PARTEA I - Sinteză bibliografică ......................................................................................................................... 9
1. Proprietățile pământurilor nesaturate .............................................................................................................. 10
1.1. Alcătuirea generală a pământurilor, relații fundamentale ...................................................................... 10
1.2. Sucțiunea apei .......................................................................................................................................... 11
1.3. Caracterizarea proceselor de transfer de umiditate prin zona nesaturată .............................................. 14
1.4. Curba caracteristică a umidităţii (curba de retenţie) .............................................................................. 15
1.5. Curgerea apei prin pământurile nesaturate ............................................................................................. 21
1.6. Influența stării de umiditate asupra proprietăților fizice și mecanice ale pământurilor ........................ 27
1.7. Concluzii asupra proprietăților pământurilor nesaturate ........................................................................ 32
2. Determinarea experimentală a parametrilor pământurilor nesaturate ........................................................... 34
2.1. Metode de determinare a sucțiunii in laborator ...................................................................................... 34
2.2. Metode de determinare a sucțiunii in situ .............................................................................................. 40
2.3. Metode de determinare a umiditatii (in situ și în laborator) ................................................................... 42
2.4. Determinarea compresibilității pământurilor nesaturate ........................................................................ 43
2.5. Determinarea rezistentei la forfecare a pământurilor nesaturate ........................................................... 44
2.6. Concluzii asupra determinării proprietăților pământurilor nesaturate ................................................... 47
3. Analiza stabilității pantelor ............................................................................................................................. 48
3.1. Considerații generale .............................................................................................................................. 48
3.2. Clasificarea alunecarilor de teren ........................................................................................................... 48
3.3. Cauzele alunecărilor de teren .................................................................................................................. 50
3.4. Efectul apei asupra stabilității pantelor .................................................................................................. 51
3.5. Stabilitatea pantelor ținând cont de presiunea negativă din pori (sucțiune) ........................................... 54
3.6. Metode de analiză a stabilității pantelor ................................................................................................. 56
3.7. Modelarea numerică a fenomenelor de instabilitate a pantelor ............................................................. 63
3.7.1. Metoda elementului finit în analiza stabilității pantelor ................................................................ 63
3.7.2. Metoda reducerii rezistentei la forfecare ...................................................................................... 65
3.7.3. Metoda de determinare prin programare dinamică a suprafeţei de cedare .................................. 66
3.8. Aplicarea metodei coeficientilor partiali. Eurocod 7 .............................................................................. 67
3.9. Exemplu de calcul - modelare numerică a stabilității unei pante folosind metoda elementului finit .. 69
3.9.1. Comparație SAM - SRM ................................................................................................................ 69
3.9.2. Comparație MEF 2D - 3D .............................................................................................................. 74
3.9.3. Concluzii asupra metodelor de analiză a stabilitații pantelor ....................................................... 76
4. Considerarea nesaturării în analiza stabilității pantelor ................................................................................. 78
4.1. Efectul nesaturării asupra stabilității pantelor ........................................................................................ 78
4.2. Metode de analiză a stabilității pantelor în regim nesaturat .................................................................. 80
4.3. Studii de caz privind analiza stabilităţii pantelor în regim nesaturat utilizând Metoda Elementului Finit ......................................................................................................................................................................... 85
4.3.1. Studiu de caz 1 – Analiza stabilităţii în regim dinamic şi nesaturat utilizând porogramul de calcul MIDAS GTS .................................................................................................................................................. 85
3
4.3.2. Studiu de caz 2 – Analiza de stabilitate in regim nesaturat cuplat cu infiltraţie cu programul de calcul MIDAS GTS ........................................................................................................................................ 91
4.3.2. Studiu de caz 3 –Analiza stabilităţii unui amplasament în pantă utilizând programul de calcul Soil Vision ............................................................................................................................................................... 95
4.4. Concluzii privind analiza stabilitatii pantelor nesaturate ..................................................................... 101
PARTEA II - Studiu experimental și numeric al unei alunecări de teren în regim nesaturat .................. 103
5. Echipamente utilizate pentru programul exeprimental ................................................................................ 104
5.1. Tensiometre ........................................................................................................................................... 104
5.2. Sand Box ............................................................................................................................................... 108
6. Prezentarea studiului de caz ......................................................................................................................... 109
6.1. Prezentarea lucrării și a amplasamentului ............................................................................................ 109
6.2. Caracteristici geomorfologice şi geologice .......................................................................................... 110
6.3. Caracteristici climatice ......................................................................................................................... 110
6.4. Caracteristici hidrologice şi hidrogeologice ......................................................................................... 111
6.5. Caracteristici seismice .......................................................................................................................... 112
6.6. Încadrarea amplasamentului conform Planului de amenajare a teritoriului naţional – Secţiunea V-a – Zone de risc natural ...................................................................................................................................... 113
6.7. Caracteristici geotehnice ....................................................................................................................... 116
7. Program experimental ................................................................................................................................... 117
7.1. Program in situ ...................................................................................................................................... 117
7.2. Monitorizarea drenurilor sifon .............................................................................................................. 122
7.3. Program experimental de laborator ...................................................................................................... 124
7.4. Concluzii asupra programului experimental ........................................................................................ 130
8. Analize de stabilitate .................................................................................................................................... 131
8.1. Analize de stabilitate folosind SVSlope ............................................................................................... 131
8.2. Modelare numerică - GTS NX .............................................................................................................. 137
8.3. Concluzii asupra analizelor de stabilitate efectuate ............................................................................. 142
PARTEA III - Concluzii, contribuții personale și valorificare rezultate ..................................................... 143
9. Concluzii şi contribuţii personale ................................................................................................................. 143
9.1. Concluzii ……………………………………………………………………………………………… 143
9.2. Contribuții personale ................................................................................................................................. 146
9.3. Valorificarea rezultatelor ........................................................................................................................... 147
9.4. Direcții viitoare de cercetare ..................................................................................................................... 148
BIBLIOGRAFIE ................................................................................................................................................. 149
ANEXA 1
4
Notații principale
Vt volumul total
Vs volumul fazei solide
Vw volumul fazei lichide
Va volumul fazei gazoase
Mt masa totală
Ms masa fazei solide
Mw masa fazei lichide
Ma masa fazei gazoase
conținutul volumic de fază solidă
umiditatea volumică sau conținutul volumic al fazei lichide
conținutul volumic de fază gazoasă
este densitatea fazei solide
este densitatea fazei lichide
este densitatea fazei gazoase
n porozitate
e indicele porilor
c* coeziunea totală
c' coeziunea efectivă
ua presiunea aerului din pori
uw presiunea apei din pori
Φb unghiul de creştere a efortului de forfecare datorită sucțiunii
unghiul de frecare internă
umiditatea de saturaţie
umiditatea reziduală
presiunea de intrare de aer
5
n parametrul ce caracterizează neuniformitatea granulometrică, reflectată prin inflexiunea curbei de retenţie
a valoarea sucțiunii ce corespunde punctului de inflexiune de pe SWCC și este în general mai mare decât valoarea de intrare a aerului
n parametru legat de panta SWCC în punctul de inflexiune
ψ sucțiunea pământului
m parametru de corelare legat de valori determinate în jurul valorii umidității reziduale
kw conductivitatea hidraulică
ua-uw sucțiunea matricială
efortul tangențial în momentul ruperii
σ efortul normal aplicat
u presiunea aerului din pori
u presiunea apei din pori
parametru ce depinde de gradul de saturație
INTR
Parte im
de teren
comuni
hazard n
al cerce
Unul di
multe o
abordea
aspecte
stabilită
modific
geotehn
Cercetă
pământu
puţine s
Pe plan
dr. ing.
Linia de
(figura
RODUC
mportantă a
n, au un im
ităţilor socia
natural face
etării ştiinţif
in factorii d
ori aducând
ază problem
le specifice
ății pantelor
cări bruşte
nici.
ările în dom
uri saturate
sunt domeni
n naţional au
Andrei SIL
Fig
e demarcați
1). De la su
CERE
grupului fe
mpact econo
ale sau age
e ca studiul
fice atât pe p
declanşatori
pământul d
matica mod
e ale pămân
r este impo
și ireversib
meniul pămâ
e, cunoscând
iile în care a
u existat ast
LVAN, prof
gura 1.Schema
ie dintre zo
uprafaţa tere
enomenelor
omic şi soci
enţilor econ
alunecărilo
plan naționa
i ai alunecă
din stare nes
delării fenom
nturilor nes
ortantă, deo
bile ale stru
ânturilor nes
d perioade
aspectele sp
tfel de preo
fesor la Dep
a generalizată
ona nesatura
enului spre
geologice c
ial resimţit
omici. Vuln
or de teren s
al, cât şi int
ărilor de te
saturată în s
menelor de
saturate. In
oarece sunt
ucturii inte
saturate au d
de stagnare
pecifice au f
cupări în an
partamentul
ă a mecanicii p
ată și zona s
profunzime
cu potenţial
atât la nive
nerabilitatea
ă reprezint
ternaţional.
ren este cre
stare saturat
e instabilita
ntroducerea
t pămanturi
rne şi scăd
demarat mu
e şi, în ciud
fost introdu
nii 1970 – 1
de Geotehn
pământurilor
saturată est
e se distinge
l de hazard
el general,
a acestora f
te un domen
eşterea umi
tă. Prezenta
ate a pante
zonelor ne
i, la contac
deri ale val
ult mai târzi
da progrese
use în practic
1980, îndeo
nică şi Fund
(Fredlund, 19
e trasată de
e zona nesa
natural, alu
cât şi local
faţă de aces
niu de intere
dităţii teren
lucrare de
lor ținând
esaturate în
ctul cu apa
lorilor para
iu decât cel
elor din ulti
ca curentă.
osebi ale pro
daţii al UTC
996)
e nivelul hid
turată, în ca
6
unecările
l, asupra
st tip de
es major
nului, de
doctorat
cont de
n analiza
a. suferă
ametrilor
e pentru
imii ani,
of. univ.
CB.
drostatic
are porii
7
sunt umpluţi parţial cu apă, parţial cu aer, fapt ce permite coexistenţa la acest nivel a fazelor
solidă, lichidă şi gazoasă. Lichidele ajunse în zona nesaturată se deplasează preponderent
după o componentă verticală descendentă, către zona saturată, în care porii sunt umpluţi în
totalitate cu apă.
Presiunea negativă a apei din pori și sucțiunea matricială pot fi influențate de factori cum ar fi
precipitațiile și infiltrațiile, fenomenele de evapotranspirație și transpirație. Zona nesaturată
(de aerare/vadoasă) a acviferelor freatice este sediul unor intense fenomene de transfer a apei
subterane.
Determinarea parametrilor caracteristici zonei nesaturate (umiditate volumică, sucțiune,
coeziune, unghi de frecare internă specific pământurilor nesaturate, indicele porilor,
porozitate, permeabilitate, etc.) este importantă pentru multe aplicaţii din domeniul
Geotehnicii mediului sau a Ingineriei Mediului în general, cum ar fi analiza stabilității
versanților, fenomene de poluare în pământuri nesaturate, comportamentul pământurilor
sensibile la umezire.
În cazul alunecărilor de teren, acestea sunt afectate major de modificările de umiditate din
masivul de pământ. În general, pantele rămân stabile dacă nu apar modificări ale presiunii
apei din pori, de aceea unul din posibilii factori declanşatori ai unei alunecări de teren este
reducerea sucţiunii în zona superioară a masivului datorită umezirii (Fredlund and Rahardjo,
2007).
Cu toate că masivele de pământ prezintă adesea zone nesaturate, acest lucru este rareori luat
în considerare în analizele de stabilitate, deoarece mult timp s-a considerat că prin neglijarea
aportului sucțiunii la rezistență, analiza se situează de partea siguranței. Insă, zonele
nesaturate joacă un rol nu numai asupra rezistenței propriu-zise, ci și asupra transportului
de fluide, deci asupra curgerii subterane. Acest lucru capătă o importanță mai mare când se
analizează fenomene tranzitorii, atunci când este vorba despre instabilități de suprafață,
reprezintând motorul declanșării instabilității. De unde și importanța studierii acestui aspect.
Domeniul mecanicii pământurilor poate fi împărțit în două subdiviziuni, o parte care
reprezintă mecanica pământurilor saturate și o parte care se ocupă cu mecanica pământurilor
nesaturate (figura 2). Diferențierea dintre pământurile saturate și cele nesaturate este foarte
importantă datorită naturii comportamentului fiecăruia în raport cu apa.
8
Figura 2.Clasificarea mecanicii pământurilor (Charles & Bruce, 2007)
Scopul prezentei teze de doctorat este modelarea numerică a fenomenelor de instabilitate a
pantelor ținând cont de cunoașterea parametrilor specifici ai pământurilor nesaturate.
Pentru atingerea obiectivului propus, abordarea problemelor specifice s-a făcut în
urmatoarele etape:
- In prima etapă s-a realizat o sinteză bibliografică pentru a evidenția rezultatele
cercetărilor realizate până în prezent în domeniu, referitoare la proprietățile pământurilor
nesaturate și a metodelor de determinare, precum și metodele de analiză a stabilității
pământurilor nesaturate.
- A doua etapă constă în realizarea de măsuratori pe teren pentru parametri precum
sucțiunea, umiditatea la diferițe adâncimi și în diferite puncte cu ajutorul tensiometrelor. S-
au prelevat probe netulburate de pe teren și s-au realizat încercări de laborator, pentru
determinarea curbei caracteristice de umiditate - sucțiune și a parametrilor fizici și mecanici.
- A treia etapă constă în realizarea unui model de calcul avansat, rulând analiza de
stabilitate în condiții nesaturate, cu luarea în considerare a efectului unor măsuri de scădere a
nivelului apei (drenuri sifon), pentru realizarea unor comparații de analiză de stabilitate.
Metodologia de cercetare propusă, metodele de analiză experimentală și numerică, cât și
noutatea temei propuse, definesc caracterul de cercetare fundamentală a proiectului.
Mecanica pământurilor
Mecanica pământurilor saturate uw ≥ 0
Mecanica pământurilor nesaturate uw < 0
PAR
1. Pro
1.1. Alc
Pământ
descrier
este un
interacț
Figuraunui v
Elemen
transpu
paramet
faza lich
Pentru d
celor tre
unde:
apă și
RTEA I
prietățile
cătuirea ge
turile sunt a
re, care pun
na generală
țiunea dintre
a 3.Reprezentavolum de pămâ
ntele fundam
se prin pa
tri sunt ilus
hidă și faza
descrierea f
ei faze:
;
este densitate
este densitat
- Sintez
e pământu
nerală a pă
alcătuite din
ne accentul
ă și prezint
e ele.
area schematiânt (Musy și S
mentale care
arametrii de
trați în figu
a gazoasă. (M
fazelor cons
;
ea fazei solide
ea fazei gazoa
ză biblio
urilor nes
ământurilo
n trei faze ce
pe formare
tă ideea de
ică a alcăturiiSoutter, 1991)
e stau la baz
e masă și
ra 3, unde i
(Musy et Sou
stitutive ale
e; este den
ase egală cu 0
ografic
saturate
or, relații fu
e se întrepă
ea pământu
e a studia
i
V
V
V
V
M
M
M
M
za descrieri
volum ce
indicii s, w
utter, 1991)
pământulu
/
nsitatea fazei
0, datorită den
ă
undamenta
ătrund și se
ului în funcț
fiecare faz
Vt - volumul
Vs - volumul
Vw - volumu
Va - volumul
Mt - masa tot
Ms - masa fa
Mw - masa fa
Ma - masa faz
ii generale a
caracterize
și a re refer
)
ui se pot def
lichide egală
nsității sale mo
ale
influențeaz
ție de fazel
ză izolat, d
total;
l fazei solid
ul fazei lichi
l fazei gazo
tală;
azei solide;
azei lichide;
zei gazoase
a unui volu
ează tipul p
ră la cele tr
fini densităț
ă cu 1kg/cm3 d
oleculare scăz
ză reciproc.
le sale cons
dar ținând
e;
ide;
ase;
;
e.
um de pămâ
pământului.
ei faze, faza
ile corespun
dacă este vorb
zute.
9
Această
stitutive,
cont de
ânt pot fi
. Acești
a solidă,
nzătoare
Ec. 1
ba despre
11
Distribuția cantitativă a celor trei faze constitutive într-un pământ se exprimă prin parametrii
de conținut volumic:
; ; / ≡∙ 100 % Ec. 2
unde: este conținutul volumic de fază solidă; este umiditatea volumică sau conținutul volumic al fazei
lichide; este conținutul volumic de fază gazoasă. (Musy et Soutter, 1991)
Relaţia dintre umiditatea masică şi umiditatea volumică
Gradul de umiditate se definește, în termeni de masă ca fiind raportul dintre umiditatea
naturală şi umiditatea la stare de saturaţie, iar în termeni de volum ca fiind raportul între
umiditatea volumică (egală cu raportul dintre volumul de apă conținut de proba de pământ și
volumul total al porilor probei) şi porozitate.
Ec. 3
Ec. 4
unde:
∗ 100 Ec. 5
∗ Ec. 6
unde, n - porozitate, e - indicele porilor, - densitatea fazei lichide, - densitatea fazei solide a pământului.
→ → ∗ Ec. 7
→ ∗ ∗
∗
∗ Ec. 8
Se constată că umiditatea volumică depinde de umiditatea masică (w), de indicele porilor (e)
și de densitatea apei și densitatea fazei solide a pământului.
1.2. Sucțiunea apei
Sucțiunea este definită în Mecanica Pământurilor ca fiind deficitul de presiune al apei din
porii materialelor hidrofile nesaturate (porii sunt parţial umpluţi cu apă).
Astfel, dacă se masoară presiunea apei din porii unei probe de pământ, netulburată, prelevată
de deasupra nivelului apei subterane se obține, în cazul în care proba nu este supusă unor
presiuni exterioare, o valoare mai mică decât presiunea atmosferică.
Figura
pământu
mercur.
este ad
adsorbț
FiguraDop; 2
Se cons
tensiune
În ceea
care se
scade o
Atunci
mărime
particul
deplase
egalizar
4 prezintă
ului, alcătu
. Prin intro
dsorbită și
ie sunt echi
a 4. Schema p2 - Manometru
stată faptul
e generală e
ce privește
prezintă id
odată ce se î
când pelicu
e ajung să
la B, care a
ează din zo
re a sucțiun
schema ec
uit dintr-un v
ducerea dis
se formeaz
ilibrate de g
entru punereau cu mercur; 3
Apă
l că, în urm
egală cu suc
e pământuril
deea că apa
îndepărteaz
ulele de apă
fie în cont
are o pelicu
ona cu sucț
ilor. (Andre
chipamentul
vas cilindri
spozitivului
ză pelicule
greutatea col
a în evidență a3 - Mercur; 4 ă adsorbită. (p
ma interacți
cțiunea. (An
le argiloase
a este reţinu
ă de perete
ă de grosimi
tact, rezulta
ulă mai sub
țiune mică
ei, 1967)
lui de pune
ic poros, um
într-o mas
de apă în
loanei de m
a sucțiunii ape- Apă; 5 - Tub
(prelucrare du
iunii apă-pă
ndrei, 1967)
e, fenomenu
ută în jurul
le particule
i diferite afe
anta celor
bţire, deci o
spre zona
ere în evide
mplut cu ap
să de partic
jurul parti
mercur, H. (A
ei din porii păb; 6 - Capsulăupă Andrei, 19
ământ, în a
ul poate fi e
l particulelo
i și formeaz
erente a dou
două forţe
o sucțiune m
cu sucțiun
ență a sucți
ă și legat la
cule argiloa
iculelelor, p
Andrei, 196
ământului. Tenă miscroporoa967)
apa din por
xplicat cu a
or de forţe
ză o pelicul
uă particule
de atracţie
mai mare. În
ne mai mar
iunii apei d
a un manom
se, o parte
până ce fo
67)
nsiometru în sasă; 7 - Partic
ri apare o
ajutorul figu
a căror int
lă de apă ad
e de aceași n
e este dirij
n acest caz
re, efectul
12
din porii
metru cu
din apă
orțele de
situ: 1 - culă; 8 -
stare de
urii 5, în
tensitate
dsorbită.
natură și
ată spre
z, apa se
fiind de
Figura 5
Din cel
(faţă de
pământu
Figura
din par
provoac
Deoarec
R.K.Sch
foloseas
Indicele
coloană
5. Circulaţia p
le două situ
e presiunea
ul pentru a
6 prezintă
rtea dreaptă
ce un defici
ce gama su
hofield (19
scă pentru
e pF (indic
ă de apă. As
peliculară a appeliculei
uaţii analizat
atmosferic
nu avea mig
Figura 6.
schematic c
ă, este nece
t de presiun
ucțiunilor um
35) a propu
exprimare
cele sorpțion
stfel, dacă su
pei – 1. partici de apă adsor
te rezultă c
că) ce trebu
graţie de um
Definirea suc
cum pentru
esar ca dea
ne:
midităţii es
us prin anal
a sucțiunil
nal) reprezi
ucțiunea un
cula solidă; 2. rbită (prelucra
ă sucțiunea
uie aplicată
miditate.
cțiunii (prelucr
u a compens
asupra apei
ste foarte în
logie cu sc
or o scara
intă logaritm
nui material
pelicula de apare după Andr
a mai poate
apei libere
rare după And
sa sucțiunea
din tubul
ntinsă (de la
ara de acid
a logaritmic
mul zecima
este Hcm co
pa adsorbită;rei, 1967)
fi definită
care se ga
drei, 1967)
a s care apa
cu diametr
a 0 la zeci
ditate pH a
că, pe care
al al sucțiun
oloană de ap
3. grosimea m
ca depresiu
aseşte în co
are în tubul
ru mai mar
de mii de
lui Sorense
e a denum
nii exprima
pă, atunci:
13
maximă a
unea pvac
ntact cu
l capilar
re să se
Ec. 9
kg/cm2)
en, să se
mit-o pF.
at în cm
14
Ec. 10
Pentru pământuri, sucțiunea poate avea urmatoarele limite:
- zero, pentru materialul saturat, în contact cu apa liberă (H=0, pF tinde la minus
infinit); în practică, valoarea lui pF se limtează considerându-se drept limita inferioară,
sucțiunea corespunzătoare unui cm coloană de apă (H=1cm=10° cm, pF=0);
- zece mii de kgf/cm2; pentru cazul când materialul este complet uscat în etuva la 105°C
(H=107cm, pF=7).
Monitorizarea umidităţii din teren prin programe de determinări tensiometrice (Fernandez et
al. (1995), Francis (1985)) au indicat prezența unor presiuni negative ale apei din porii din
malurile unor ravene, pe durata unor ploi indelungate, după care s-a pus în evidentă cedarea.
Cedarea în condiţii de umiditate mare este un fapt obişnuit, totuşi există din ce în ce mai
multe dovezi că cedarea are loc şi în condiţii de nesaturare. O dovadă asupra importanţei
rezistenţei în stare nesaturată în menţinerea stabilitaţii malurilor este prezenţa obişnuită a
unor pereţi verticali din materiale aparent necoezive, în regiuni semiaride. Fredlund (1978) a
demonstrat contribuţia adusă de sucțiune pământului la coeziune. Aceasta poate fi
incorporată ca o funcţie a coeziunii potrivit ecuaţiei:
∗ Ec. 11
unde c* este coeziunea totală, c' este coeziunea efectivă, ua este presiunea aerului din pori, uw presiunea apei
din pori, Φb este unghiul de creştere a efortului de forfecare datorită sucțiunii şi este unghiul de frecare
internă.
În consecinţă, ecuaţia lui Coulomb poate fi modificată direct pentru a deveni:
Ec. 12
Termenul rezistenței nesaturate se calculează în urma unei serii de incercari de forfecare
în stare nesaturată cu controlarea sucțiunii, lucru posibil, în mod obișnuit prin utilizarea
aparatului de forfecare triaxial modificat (Anderson și Kemp, 1987). Asemenea încercări
ramân dificil de controlat și consumatoare de timp.
În zona
potenţia
Figura 7
Figura 1) Evap6) Deb
pori; 10)
Odată c
valori n
pF (def
Valoare
presiun
scăzute
valorile
Soutter,
1.3. C
nes
a nesaturată
alului matri
7 reprezintă
7. Reprezentaorație – Evap
bit ascendent; ) Debit descen
cu creşterea
negative foa
finit mai sus
ea pozitivă a
ea matricia
ale sucțiun
e ridicate al
, 1991).
aracteriz
saturată
ă, curgerea
cial (-h), fii
ă ciclul apei
are a mecanicipotranspirație;7) Presiune n
ndent; 11) Pre
a forţelor ca
arte mici, ca
s - ecuția (10
a lui pF des
lă) și creşte
nii (0
le sucțiunii
area proc
a se realize
ind evidenţi
i în mecanic
ii pământurilo; 2) Precipitaț
negativă a apeesiunea aerulu
apilare şi d
are pot fi ex
0)).
scrie starea
e odată cu i
3) ind
( 3) r
ceselor de
ează sub ac
iată afinitate
ca pământur
or urmărind roții; 3) Zona ne
ei din pori; 8) ui din pori; 12
2007)
de adsorbţie
xprimate în
de tensiune
intensitatea
dică acţiune
reflectă pre
e transfer
cţiunea forţ
ea apei pent
rilor.
olul condițiiloesaturată; 4) ZZona capilară
2)Efortul total
, potenţialu
scara logar
e internă a f
forţelor cap
ea predomi
edominanța f
r de umid
ţei care der
tru matricea
or de debit (ChZona saturatăă; 9) Presiunel (prelucrare d
ul de presiu
ritmică prin
fazei lichide
pilare şi de
inantă a for
forţelor de
ditate prin
rivă din gr
a solidă a ro
harles & Brucă; 5) Nivel hidea pozitivă a adupă Charles
une matricia
n indicele so
e (caracteriz
adsorbţie.
rţelor capil
adsorbţie (
15
n zona
radientul
ocilor.
ce, 2007) drostatic; apei din & Bruce,
al atinge
orpțional
zată prin
Valorile
lare, iar
(Musy şi
În zona
caracter
(θ). Cur
sucțiuni
Genunc
-
pământu
-
rezidua
-
indică i
În pract
-
inflexiu
creşte c
curbei
matricia
În figur
Figura
1.4. Cu
a nesaturat
ristică a um
rba de reten
ii - /
chten:
– umid
urilor [%]; u
– umidi
la/ireductib
– presiu
nceputul pr
tică se utiliz
n – param
unea curbei
cu cât granu
de retenţie
ale mai scaz
ra 8b este pr
a 8. Curba de
urba cara
tă, transfer
miditaţii)
nţie reflectă
– figura 8
ditatea de s
umiditatea
itatea rezid
bilă) pentru c
unea de intr
rocesului de
zează param
metrul ce c
de retenţie
ulometria ar
este mai p
zute. (Musy
rezentată de
retenţie (curb
acteristică
rul umidită
, care ex
ă dependenţ
8a. Pe acea
saturaţie, r
de saturaţie
duală, coresp
care mai est
rare de aer,
e drenaj;
metrul – in
caracterizeaz
[-]; indifer
re variaţii m
pronunţat, i
y şi Soutter,
ependența in
ba caracterist
ă a umidit
ăţii este ca
xprimă varia
ţa de umidi
astă curbă s
reprezintă v
e poate fi est
punde valo
te posibilă c
corespunde
nversul pres
ză neunifo
ent de mate
mai mici. Pe
iar punctul
1991)
nversă a um
tică a umiditaţ
tăţii (curb
aracterizat d
aţia sucțiuni
itate a pote
e pot defin
valoarea m
timată cu aj
orii limită a
curgerea ap
e drenajului
siunii de intr
rmitatea gr
erial, n>1. V
masură ce
de inflexiu
midității volu
ţii) – a) h/Ψ(θ)
ba de rete
de curba d
ii cu u
nţialului m
ni parametri
maximă a u
jutorul poro
a presiunii
pei;
i porilor cu
rare de aer
ranulometri
Valoarea fac
n are valor
une corespu
umice de su
θ); b) θ(h) (M
enţie)
de retenţie
umiditatea v
atricial, res
i numiți ai
umidității d
ozității total
capilare (pr
diametru m
[L-1]:
ică, reflecta
ctorului de
ri mai mari,
unde unei p
ucțiune, h.
Musy şi Soutter
16
e (curba
volumică
spectiv a
lui Van
din porii
e;
resiunea
maxim şi
Ec. 13
ată prin
formă n
palierul
presiunii
r, 1991)
Forma c
şi de ad
(suprafa
Fig
Relaţia
două va
pământu
sau pe r
Curba s
trei zon
- pământu
- fenome
- particul
Figura
curbei de re
dsorbţie fiin
aţa specifică
gura 9. Depen
sucțiune –
alori posibil
ului – exist
ramura de u
sucțiune – u
ne (figura 10
zona fară uri saturate
zona în caenele de hist
zona în cale; modifică
a 10. a) fenom
etenţie este
nd dependen
ă a particule
ndenţa de stru
umiditate n
le ale umidi
tă o diferenţ
umezire (fig
umiditate p
0a):
faza gazoa;
are atât fazterezis sunt
are faza licările mici de
menul de histe
caracteristi
nte de carac
elor matrici
uctură (a) şi te
nu este biun
ităţii volum
ţă de valori
ura 10a).
entru un dr
să continuă
za lichidă, importante
chidă este e umiditate
rezis; b) efect
ică fiecarui
cteristicile s
ii solide).
extură (b) a cu
nivocă, resp
mice şi prezi
i după cum
renaj total p
ă – pământ
cât și cea;
divizată înduc la varia
tul diferenţei dSoutter, 1991)
tip de păm
structurale (
urbei de retenţ
pectiv unei
intă un histe
drumul est
pornind de
t cvasi-satu
a gazoasă
n meniscuriaţii importan
dimensiunilor )
mânt (figura
(geometria p
ţie h(θ)(Musy
valori a suc
erezis legat
te parcurs p
la un pămâ
urat – se a
sunt preze
i capilare lnte ale sucți
porilor (prelu
9), forţele
porilor) şi t
şi Soutter, 19
cţiunii îi co
de istoria h
pe ramura d
ânt saturat
aplică legile
ente şi con
la contactuiunii.
ucrare după M
17
capilare
texturale
991)
orespund
hidrică a
de drenaj
prezintă
e pentru
ntinue –
ul dintre
Musy şi
Cauzele
- sa, în tim
-
-
Fenome
sucțiuni
Figura
Figura
Ecuațiil
necunos
propuse
Repreze
reduse ş
să ating
Un fact
(1994).
de 1.00
Toate e
măsurăt
cazurile
e fenomenu
neregularitamp ce golir
prezenţa ae
fenomenele
enul de his
ii.
11 prezintă
a 11.Metodele
le matemat
scute care
e de Van Ge
entările graf
şi pentru su
gă umiditate
tor de core
Factorul de
0.000 kPa.
ecuațiile pr
tori pe zon
e, parametru
ului de hister
atea porilorrea sa depin
erului oclus
e de umflare
sterezis imp
trei curbe d
e Van Genuchcomparație
tice propuse
au devenit
enuchten (1
fice ale ace
ucţiuni dinco
e zero pentru
ecție, C a f
e corecție fo
rezentate în
na de sucţiu
ul n prezint
rezis sunt:
r (forma, dimde de dimen
care limitea
e/contracţie
piedică det
de sucțiune
hten (1980) și e cu măsurăto
e de Burdi
cazuri spe
980).
stor ecuaţii
olo de cond
u o sucţiune
fost aplicat
orţează curb
n tabelul 1
uni joase şi
ă o corelați
mensiuni) –nsiunea can
ază umezire
e.
terminarea
- umiditate
Brooks&Coreorile (prelucra
ne (1952)
ciale ale ec
tind asimpt
diţiile rezidu
e egală cu 1
ecuației m
ba SWCC s
1 asigură
i intermedi
ie cu valoar
– umplereanalelor ce le
ea;
precisă a
comparativ
ey (1964) penare după Fred
și Maulem
cuației mai
totic la linii
uale. Astfel,
000 000 kP
matematice
să atingă um
o aproxim
are (Leong
rea de intrar
a unui por dagă porii in
umiditaţii
ve pentru o a
tru aproximar
dlund, 1999)
m (1976) su
generale c
i orizontale
aceste curb
Pa.
propuse de
miditate zero
are rezonab
g și Rahardj
re a aerului
depinde de mntre ei (figur
volumice p
argilă prăfo
re a curbei SW
unt ecuații c
cu trei necu
în zona de
be nu au fos
e Fredlund
o pentru o
bilă a date
djo, 1997).
şi se referă
18
mărimea ra 10b);
pe baza
oasă.
WCC și
cu două
unoscute
sucţiuni
st forţate
şi Xing
sucțiune
elor din
În toate
ă în mod
19
uzual la punctul de inflexiune al curbei. n corespunde pantei zonei liniare a porţiunii de
desorbţie (uscare) sau de adsorbţie (umezire) a curbei SWCC.
Fredlund (1999) a realizat o sinteză a ecuațiilor matematice ce poate descrie curba
caracteristică sucțiune - umiditate, denumită prescurtat în limbajul de specialitate englez –
SWCC (Soil Water Characteristic Curve) (tabel 1). Ecuația lui Gardner (1958) a fost iniţial
creată pentru a defini funcția de permeabilitate pentru pământuri nesaturate si aplicabilitatea
ei în crearea curbei SWCC.
Tabel 1.Sinteza ecuațiilor matematice propuse pentru determinarea SWCC, Fredlund (2000)
1 Gardner (1958) ,
1
Van Genuchten (1980) , ,
1
Mualem (1976) , ,
11
1
Burdine (1952) , ,
21
/ Fredlund and Xing (1994) , , ,
Legendă: a este valoarea sucțiunii ce corespunde punctului de inflexiune de pe SWCC și este în general mai
mare decât valoarea de intrare a aerului; n este un parametru legat de panta SWCC în punctul de inflexiune; ψ
este sucțiunea pământului; m este un parametru de corelare legat de valori determinate în jurul valorii
umidității reziduale; ϴs este umiditatea de saturație și ϴr este umiditatea reziduală. (Fredlund, 1999)
Potențialul apă - pământ
Umiditatea nu este suficientă pentru a caracteriza complet starea şi comportarea apei din
pământ. O altă caracteristică importantă este starea energetică a apei, tradusă prin potenţialul
pământ – apă.
Apa din pământ este supusă mai multor tipuri de forţe:
- Forţe gravitaţionale;
20
- Forţe de presiune (in pământuri saturate);
- Forţe de adsorbţie şi capilare (in pământuri nesaturate);
- Forţe de presiune osmotice (in prezenţa sărurilor).
Apa din pământ poate înmagazina energie cinetică și energie potenţială (energia cinetică este
în general neglijată, viteza de curgere fiind mică). Potenţialul este o manieră de exprimare a
energieipotenţiale a apei din pământ. Deplasarea apei se face totdeauna de la un punct cu
potenţial ridicat către un punct cu potenţial mai scăzut. Apa se deplasează de la o suprafaţa
liberă (plan de referinţa) către o zonă de pământ nesaturat, unde energia e mai mica, sub
influenţa sucțiunii. (Musy şi Soutter, 1991)
Componentele potenţialului sunt:
- Potenţial gravitaţional (datorat forţelor gravitaţionale),
- Potenţial de submersie (datorat presiunii apei în mediu saturat),
- Potenţial matricial (datorat atracţiei apei de către particulele – matricea solidă),
- Potenţial osmotic (datorat prezenţei de săruri),
- Potenţial pneumatic (datorat unor eventuale suprapresiuni de aer fată de presiunea
atmosferică),
Potențialul total va fi dat de suma acestor componente:
Ec. 14
Potenţial gravitaţional
Este lucrul mecanic necesar pentru a ridica o masă de apă M la o inalţime z deasupra
nivelului de referinţă considerat:
Ec. 15
In termeni de energie pe unitatea de masă: Ec. 16
In termeni de energie pe unitatea de volum: Ec. 17
In termeni de energie pe unitatea de greutate: Ec. 18
Potenţial de submersie
Este leg
a apei:
Unde:
nivelul li
In ter
In ter
In ter
Potenţia
Deasup
atracţie
Waals.
libere) (
In terme
In te
In ter
Potenţia
Este sum
gat de presiu
sau
s – energia po
ber al apei (d
rmeni de energ
rmeni de energ
rmeni de energ
al matricial
pra nivelulu
dintre matr
Potenţialul
(Musy și So
eni de energ
ermeni de en
rmeni de energ
al de presiu
ma dintre p
Fig
unea pozitiv
otenţiala de s
de submersie).
gie pe unitate
gie pe unitate
gie pe unitate
l
ui apei subt
ricea solidă
matricial e
outter, 1991)
gie pe unita
nergie pe un
gie pe unitate
une
otenţialul d
gura 12. Poten
vă la care ap
submersie a un
a de masă:
a de volum:
a de greutate:
terane păm
și molecul
e negativ (e
)
atea de masă
nitatea de v
a de greutate:
de submersie
nţial de presiu
pa este supu
nui volum de
:
mântul nu e
lele de apă –
energia apei
ă:
volum:
:
e şi cel matr
une (prelucrar
usă intr-un p
apă V supus
saturat; ap
– forţe de ca
i reţinute e
ricial, (f
re după Musy
punct aflat s
unei presiuni
pa este reţi
apilaritate, f
ste mai mic
figura 12):
y şi Soutter, 19
sub suprafa
E
E
i p; h – adânc
E
E
E
inută prin
forţe de tip
că decât ce
E
E
991)
21
aţa liberă
Ec. 19
Ec. 20
cimea sub
Ec. 21
Ec. 22
Ec. 23
forţe de
Van der
a a apei
Ec. 24
Ec. 25
Ec. 26
Ec. 27
În pămâ
-
- p
- f
Fenome
nesatura
care se
prezent
pământu
1.5. Cu
ânt, apa poa
infiltrația: p
percolația:
filtrația: mi
Figura 13.
enul de infi
ate, datorat
infiltrează
ată variația
uri.
urgerea a
ate înregistr
pătrunderea
mișcarea ap
ișcarea apei
Formele și zo
ltratii este u
unor ploi p
în pământ v
coeficientu
pei prin p
a diferite fo
a apei în păm
pei pe verti
i libere.
onele de mișca
un prim caz
prelungite s
va depinde
ului de hidro
pământur
orme de miș
mânt la supr
cală în zona
are ale apei în
z ce poate e
sau a unor
de dezvolat
oconductivi
ile nesatu
șcare (figura
rafața acestu
a cu apă pel
n teren (preluc
exemplifica
lucrări de i
tarea în tim
itate cu umi
urate
a 13):
uia;
liculară și ca
crare după Ba
a curgerea a
irigații, cân
mp a acestui
ditatea pent
apilară;
artha, 1998)
apei prin pă
nd cantitatea
a. În figura
tru diferite t
22
ământuri
a de apă
a 14 este
tipuri de
Figura 1
Un alt c
cazul d
procesu
se deose
- prima
noua po
- a doua
la diferi
în veder
cazul m
15.
14.Variaţia co
caz se refer
drenării mo
ul de drenar
ebesc două
a etapă cu o
oziție, elimi
a etapă, în c
ite intervale
rea suprapu
materialelor
oeficientului dde Barboși;
ră la drenar
noaxiale a
re prin cobo
etape, și an
o durată red
nând apa lib
care ritmul
e de timp es
unerii la tim
incompresi
de hidrocondu; 3 - lut de Bu
rea unui ma
unui masiv
orârea brusc
nume:
dusă, în care
beră cu forț
de drenare
ste de a fi p
mpul infint p
ibile este vo
ctivitate, (k) ccurești.(prelu
asiv de păm
v de nisip
că a nivelul
e frontul de
țe slabe;
scade și te
aralele între
peste curba
orba despre
cu umiditateaucrare după An
mânt, proble
fin de Vă
lui apei sub
e drenare în
endința curb
e ele, ba ch
de distribuț
curba sucți
a, (θ): 1-nisip fndrei, 1967)
emă studiat
ăleni (Andre
btenare. În p
naintează un
belor de dist
iar cu o ușo
ție de echili
iune - umid
fin de Văleni;
tă în țara no
ei, 1967), a
procesul de
niform și ra
tribuție a um
oara mărire
ibru a umid
ditate (Ψ,θ)
23
2 - loess
oastră în
aplicând
drenare
apid spre
midității
a pantei
dității. În
- figura
Figura 1
Cel de-
suprafaț
care pro
Mișcare
de apă
existenț
umidită
Mișcare
gradien
tempera
Gradien
formă d
lichid. P
vaporilo
aerul și
sub form
Primul
debit a
15. Variaţia d
-al treilea
ța terenului
ovoacă o mi
ea apei lich
ce înconjo
ța unei con
ăți, de la caz
ea apei su
nților de um
atură, curen
ntul de umid
de vapori, a
Pământurile
or de apă și
vaporii de
mă gazoasă
care a stabi
fost Darcy
distribuției um
caz se ref
i este lăsată
ișcare a ape
hide are loc
oară particu
ntinuități a
zul în care n
ub formă
miditate rel
nților de aer
ditate al păm
având loc n
e care conț
i aer are loc
apă sunt se
. (Andrei, 1
ilit pentru m
y (1856). În
midității în timp
feră la ”asc
ă să se usuc
ei de jos în s
prin curger
ulele solide.
fazei lichid
nu există aer
de vapori
ativă, φw a
sau schimb
mântului ar
numai atun
țin o cantita
c pe distanțe
eparați prin
967)
mișcarea ape
n urma măs
p în cazul dren
censiunea c
ce și apare u
sus.
re capilară
. În genera
de, este va
r în pori pân
(proces d
a aerului di
bului de aer
e un rol imp
ci cand por
ate mare de
e mari, pe c
bariere de a
ei subterane
surătorilor p
nării monoax
capilară”,
un gradient
sau prin tra
al, această u
alabilă într-
nă la umidit
de evapora
in pori, fap
dintre pămâ
portant în p
rii material
e aer în po
când, în caz
apă lichidă,
e relația dint
pe care le-a
iale (prelucra
fenomen p
de potenția
ansfer de m
ultimă cond
un interval
tăți reduse.
are-condens
pt provocat
ânt și atmos
procesul de
ului nu sun
ori, schimbu
zul pământu
, fapt care î
tre gradient
a efectuat în
are după Andr
posibil atun
al de direcți
masă între pe
diție, ce pr
l destul de
are) este
t de diferen
sferă.
mișcare al a
nt complet
ul prin con
urilor cu spa
mpiedică tr
tul hidraulic
n câțiva cil
24
rei, 1967)
nci când
ie opusă
eliculele
resupune
larg de
datorată
nțele de
apei sub
plini cu
nvecție a
ații mici,
ransferul
c „i”, și
lindri cu
diferite
ajuns la
sarcină
unde, "k
cilindrulu
In med
conduct
Conduc
într-o f
umidita
∼
Valoare
Relaţia
se deter
prezent
geologi
wv2), du
prin sca
diametre ș
a concluzia
ă și invers pr
∆
" este conduc
ui.
diul saturat,
tivitatea hid
ctivitatea hid
formaţiune
atea formaţiu
ea maximă
dintre cond
rmină exper
fenomenul
ică să aibă
upă cum un
aderea (Usc
Figura 16. E
și de diferit
a că: „debitu
roporțional
ctivitatea hidr
conductivi
draulică est
draulică a f
geologică
unii este ma
a conducti
ductivitatea
rimental şi
l de “hister
aceeaşi con
na dintre el
are) acestei
Efectul sensulu
(
e lungimi,
ul pe unita
l cu înălțime
raulică, "∆ "
itatea hidra
te influențat
formaţiunilo
nesaturată
ai mare:
ivităţii hidr
a hidraulică
este influe
rezis”). Fen
nductivitate
le a fost ati
ia (figura 16
ui de variaţie
(prelucrare du
așezați vert
tea de supr
ea conducte
este diferent
aulică este
tă de aerul e
or nesaturat
un fluid s
raulice se a
a unei form
nţată de sen
nomenul de
e hidraulică
insă prin cr
6).
al umiditaţii a
upă Charles &
tical și ump
rafață este
ei”. Deci, în
ta de sarcina
constantă,
existent în p
e este depen
se deplasea
atinge la sa
maţiuni geo
nsul în care
histerezis
ă (K(wv)) la
reşterea um
asupra valorii
& Bruce, 2007
pluți cu nis
proporțion
n mediu satu
piezometrica,
pe când în
porii pămân
ndetă de um
ază cu atât
aturarea cu
ologice nesa
e se modifi
face ca o a
a două umi
midităţii (Um
i conductivită
7)
sip, Darcy (
al cu pierd
urat:
E
, iar "l" este
n mediu ne
ntului.
miditate. În
t mai uşor
E
apă a form
aturate şi u
ică umiditat
anumită for
idităţi difer
mezire), iar
ăţii hidraulice
25
(1856) a
derea de
Ec. 28
lungimea
esaturat,
general,
r cu cât
Ec. 29
maţiunii.
umiditate
tea (este
rmaţiune
ite (wv1,
cealaltă
Relațiil
figura 1
hidrauli
Tab
Legenda:
corespun
parametr
Fig
Unde,
e ce permit
17 sunt pre
ice în funcți
el 2. Relații în
: kw este con
nde punctului
ru al pantei SW
gura 17. Ecua
este p
,
t determinar
ezentate cu
ie de sucțiun
ntre conductiv
1
ductivitatea h
de inflexiune
WCC în punct
ația lui Gardne(pre
potențialul m
rea conduct
urbele ecuaț
ne.
vitatea hidrau
B
G
1
A
hidraulică; (u
de pe SWCC
tul de inflexiun
er pentru deteelucrare după
matricial. S
tivității hidr
ției lui Gar
ulică și sucțiun
Brooks and Co
Gardner (1958)
Arbhabhirama
ua-uw) este su
și este mai m
ne; (Fredlund
erminarea conă Fredlund and
Se poate scri
raulice sunt
rdner pentru
nea matricială
orey (1964)
)
și Kridakon (
ucțiunea matr
are decât valo
d and Rahardj
nductivității hid Rahardjo, 1
ie:
t prezentate
u determina
ă, Fredlund an
a, n -
a, n -
1968) n - co
icială; a este
oarea de intra
jo, 1993).
idraulice în fu993)
e în tabelul
area conduc
nd Rahardjo,
- constante
- constante
onstant
e valoarea su
are a aerului;
uncție de sucți
E
26
2, iar în
ctivității
1993
ucțiunii ce
; n este un
iune
Ec. 30
În acest
flexibilă
General
Într-un
saturat,
Printr-o
gradien
extremi
fapt, co
aerului
Compor
de rela
curgere
manieră
sucțiune
t caz, confo
ă, definită d
lizarea legii
mediu nesa
conductivit
o probă de p
nt de încărca
itățile probe
onductivitat
existent în p
Figura 18.C
rtamentul d
ația debit -
ea în mediul
ă punctuală
e:
rm ecuație
de două con
i Darcy pen
aturat, relați
tatea hidrau
pământ nes
are cu presi
ei de pămân
tea hidraulic
porii pămân
Curgerea orizo
dinamic glob
- potențial
l nesaturat i
ă și condu
i lui Gardne
nstante, a și
ntru medii ne
ia vitezei de
ulică fiind si
aturat, conf
iune consta
nt, curgerea
că aplicată
ntului. (Mus
ontală sub efec
bal al fazei
gravitațion
implică fapt
uctivitatea h
er (1958), c
n.
esaturate
e curgere es
ingura influ
form figurii
antă. Cu toa
a rămâne pe
conform le
sy şi Soutter
ctul sucțiunii (
lichide în m
nal neliniar
tul că poten
hidraulică f
conductivita
ste aproape
uențată în m
i 18, apa cu
ate că este a
ermenentă.
egii lui Da
r, 1991)
(prelucrare du
mediul nesa
r. Legea lu
nțialul gravi
funcție de
atea hidrauli
similară cu
mediu nesatu
urge orizont
aplicată o p
Rezistența
arcy, influen
upă Musy şi S
aturat este în
ui Darcy p
itațional tre
umiditatea
ică devine o
u cea intr-un
urat.
tal sub efec
presiune neg
de curgere
nțată de um
Soutter, 1991)
n consecință
prezintă gen
ebuie explic
a volumică
27
o funcție
n mediu
ctul unui
gativă la
e este de
miditatea
ă descris
neralizat
cat într-o
sau de
28
Ec. 31
Ecuațiile pot fi dezvoltate astfel:
Ec. 32
Relaţia dintre conductivitatea hidraulică a unui pământ nesaturat şi umiditate este influenţată
de sensul în care se modifică umiditatea, fiind prezent fenomenul de “histerezis”. (Musy şi
Soutter, 1991)
Ecuțiile generale de curgere în mediul nesaturat. Ecuațiile lui Richards
Ecuația generală a curgerii în mediul nesaturat provine din combinarea legii dinamice și
ecuația de continuitate. Există diverse ecuații de calcul, unde termenii se exprimă ca funcții
de umiditate volumică sub infleunța sucțiunii. (Musy şi Soutter, 1991)
Într-o formă simplă, ecuația se poate scrie:
Ec. 33
unde, Ec. 34
În cazul în care se ține cont de sucțiune ca variabilă principală, ecuația devine (Musy şi
Soutter, 1991):
Ec. 35
unde, Ec. 36
Aceste două expresii reprezintă ecuațiile lui Richards. Capacitatea capilară, c(h) reprezintă
variația umidității pe unitate de variație a sucțiunii. (Musy şi Soutter, 1991)
1.6. Influența stării de umiditate asupra proprietăților fizice și
mecanice ale pământurilor
Incă din primele decenii ale secolului trecut, au inceput cercetările cu privire la influenţa
umidităţii asupra proprietăţilor pământurilor, în special asupra coeziunii și adeziunii. (Andrei,
1967)
Atterberg și colaboratorii săi (1961) au fost primii care au studiat influența dată de umiditate
asupra proprietăţilor mecanice ale pământurilor. Metoda acestora constă în a prepara
amestecuri de pământ sub formă de cărămizi, uscarea acestora realizata la diferite umiditaţi,
după ca
adâncim
creşte u
pentru l
distinct
caracter
Nichols
netulbu
comprim
coeziun
vede că
contrad
pe seam
pământu
uscate i
Curba D
un obie
pentru a
că, real
(Andrei
are se măso
me. Din rezu
umiditatea,
lutul nisipo
e, separate p
ristică limit
Figura 19. R
s (1962) a
urate, măsur
mat, a ajuns
nii. Astfel, d
ă există o u
dicţa dintre c
ma diferenţ
ul argilos a
i s-a adauga
D din figura
ect străin. D
aceiaşi umi
lizarea adez
i, 1967)
oara forţa n
ultatele obţ
rezistenţa l
s (curba B)
printr-un pu
ei de contra
Relațiile dintr
studiat rela
rând forţa
s la rezultate
din curba C
umiditate op
curbele A și
ţei dintre m
a fost amest
at progresiv
a 19 prezint
După cum s
ditate ca şi
ziunii se fac
necesară pe
ţinute (curb
la înfigere
). Pe fiecare
unct de frân
acţie. (Andre
re coeziune, a
aţia dintre
de tracţiun
e care pun f
din figura1
ptimă pentr
i C, în dom
metodele de
ecat şi apoi
apă. (Andre
tă variaţia c
se observă,
coeziunea m
ce prin inter
entru ca o
ele A și B
a lamei în
e din aceste
ngere, punct
ei, 1967)
adeziune și um
coeziune ş
ne necesară
foarte bine î
19, care repr
ru care coez
meniul umidi
e preparare
i uscat, pe c
ei, 1967)
cu umiditate
valoarea m
maximă şi a
rmediul une
lamă de o
– figura 19
pământ sca
e două curbe
t ce corespu
miditate (prelu
i umiditate
pentru a p
în evidenţă
rezintă varia
ziunea este
ităţilor mai
e a probelo
când în cazu
ea a adeziun
maximă a ad
acest lucru
ei pelicule
ţel să pătru
9) se observ
ade pentru
e se pot obs
unde unei sc
ucrare după B
pentru o
provoca rup
rolul pelicu
aţia coeziun
maximă. D
mici decât
or. Astfel, î
ul curbei C,
nii aceluiaş
deziunii se
poate fi pu
de apă într
undă pe o
vă că pe ma
argilă (curb
serva două
chimbări de
Baver, 1956)
serie de pă
perea unui
ulelor de ap
nii cu umidi
Dupa Baver
15 %, poate
în cazul cu
, probei net
i pământ ar
realizează
s pe seama
e pământ şi
29
anumită
asură ce
ba A) şi
porţiuni
e culoare
ământuri
pământ
ă asupra
itatea, se
r (1965),
e fi pusă
urbei A,
tulburate
rgilos pe
aproape
faptului
i obiect.
Incercăr
pământu
condus
având u
Figura
Privind
cercetăr
cercetăr
prafului
lutului
rezisten
influenţ
efectuat
pentru c
de apă,
sucțiune
forfecar
ri efectuate
urile de la
la obţinerea
un aspect sim
a 20. Variaţia
rezistența
rile lui Mas
rile lui Kaz
i nisipos co
compactat,
nţa pământu
ţei stării de
te la Labor
caracterizar
, ci trebuie
ea. În figu
re (determi
e în Româ
Chișcani (
a unor curb
milar (figur
rezistenţei la
la forfecar
slov (1949)
zarnovki (19
ompactate,
precum și
urilor coez
e umiditate
ratorul de C
rea stării de
e luată în
ura 21 se r
inată cu aj
ânia, de d
(1), Mărcul
be de variaţi
ra 20). (And
compresiune
re a pămân
) privind in
962) în leg
cele ale lu
i cele ale
zive compa
e asupra pr
Cercetări R
e umiditate
considerare
reprezintă
jutorul unu
dr. ing. A.
leşti (2), St
ie a rezisten
drei, 1967)
cu umiditatea1967)
nturilor argi
nfluenţa um
gatură cu re
ui Kyvellos
lui HSeed
actate. Un
roprietaţilor
Rutiere din A
nu este sufi
e şi starea
conform C
ui aparat d
Canarache
tudina (3)
nţei la comp
a pentru diferi
iloase, în g
midităţii asu
ezistenţa la
s (1965) pr
d s.a., Stoia
progres în
r pământulu
Anglia, în
ficient să se
de tensiun
Croney s.a
de forfecare
e (1961) (f
și Moara D
presiune a σc
ite soluri (pre
geotehnică,
upra proprie
forfecare a
rivitoare la
adinovici (1
n ceea ce
ui l-au repr
care se ple
țină cont n
ne a apei,
(1961) var
e cu palete
(figura 20)
Domnească
σc cu o umid
lucrare după
sunt de m
etaţilor păm
a argilei pră
curba intri
1954) privi
priveşte s
rezentat ce
eacă de la i
numai de co
din pămân
riaţia rezist
e de labora
30
) pentru
ă (4), au
ditate, ω,
Andrei,
menţionat
mântului,
ăfoase şi
insecă a
itoare la
studierea
rcetările
ideea că
onţinutul
nt, adică
tenţei la
ator) cu
sucțiune
mai arg
Greacen
evidenţ
1967)
Influenț
Compre
acțiunea
compre
În cazul
datorită
ea, pentru o
gilos, cu atât
n (1960), c
ă corelaţia
Figura 21,
ța compresi
esibilitatea
a unor soli
esibilității, a
l pământuri
ă ciclurilor s
o serie de pă
t pentru o ac
cu ocazia u
care există
, Variația rezi
ibilității asu
este defini
icităti exter
atât in situ, c
ilor nesatura
sezoniere de
ământuri ar
ceeasi sucți
unor cercet
între sucțiu
istentei la forf
upra parame
ită ca fiind
rioare de co
cât și în labo
ate, acestea
e uscare și r
giloase. Du
iune, reziste
ări privitoa
uneşi reziste
fecare cu sucț
etrilor pămâ
d proprieta
ompresiune
orator.
au un comp
reumezire a
upă cum se o
enţa este ma
are la rezis
enţa la forf
țiunea (preluc
nturilor nes
atea pământ
. Exista mu
portament d
pământului
observă, cu
ai mică. (An
tenţa pămâ
fecare a păm
crare după An
saturate
turilor de
ulte metode
de pământur
i. (Blight, 2
u cât un păm
ndrei, 1967)
ânturilor, a
mânturilor.
drei, 1967)
a se defor
e de determ
ri supracons
2013)
31
mânt este
scos în
(Andrei,
rma sub
minare a
solidate,
Procese
și
Figur
În cazu
probă d
datorită
pământ
deveni
În zona
datorată
Sucțiun
ele de alune
în me
ra 22. Diagram
ul în care
de pământ, v
ă reducerii
este bine c
saturată (pu
1.7. Co
a nesaturată
ă acţiunii sim
nea determin
ecare efectiv
ediul nesatu
ma tridimensiîncăr
es
va produce
sucțiunii
consolidată,
unctul B). (B
oncluzii a
ă, particula
multane a fo
nă o creștere
v și efectul
urat sunt pre
ională de tensrcare constant
ste menținu
o alunecare
, alunecarea
Blight, 2013
asupra pro
aritatea tran
forţelor grav
e a coeziuni
de colaps în
ezentate în f
siune - efort ptă (prelucrare
ut constant,
e precum ce
rezultată d
a va continu
3)
oprietățilo
nsferului de
vitaţionale, d
ii față de re
n funcție de
figura 22.
pentru o alunee după Blight,
echivalent
ea reprezen
din creștere
ua până can
or pămân
e umiditate
de capilarita
gimul satur
e variabilele
ecare a unui p2013)
tul unui ef
ntată pe lini
ea umidităț
nd
nturilor ne
constă în
ate şi de ads
rat.
e de efort
ământ saturat
fort constan
a AB din fi
ții. Dacă p
0 și p
esaturate
variaţia um
sorbţie.
32
t sub o
nt într-o
figura 22
roba de
proba va
midităţii,
33
In mediul saturat, conductivitatea hidraulică este constantă, pe când în pământurile nesaturate
aceasta este influențată de aerul existent din porii pământului sau de tortuozitate, astfel că
devine dependentă de umiditate. De asemenea, sucțiunea are influență și asupra
comportamentului de compresiune.
34
2. Determinarea experimentală a parametrilor pământurilor nesaturate
Sucțiunea joacă un rol foarte important în comportamentul mecanic și hidraulic al
pământurilor nesaturate. Diferite aparaturi au fost dezvoltate pentru măsurarea sucțiunii și
controlul acesteia, bazate pe crearea unui echilibru atât în faza de vapori, cât și în fază
lichidă.
În ultimii ani s-au făcut progrese în ceea ce priveşte metodele de determinare a sucţiunii şi
impunerea de sucţiuni în timpul determinării altor parametri geotehnici.
Corelarea diferitelor metode de determinare a sucțiunii in laborator și interpretarea
rezultatelor necesită timp și repetate încercări pentru a putea fi implementate în practică, de
aceea ele nu se aplică în practica geotehnică curentă.
2.1. Metode de determinare a sucțiunii in laborator
Metoda aparatelor cu placă de sucțiune (pF=03)
La nivelul anilor 1967, Prof.S.Andrei a realizat la încercări cu cinci tipuri de aparate cu placă
poroasă (figurile 23 - 27), și anume:
- tip A - cu două pâlnii filtrante la care sucțiunea se realizează cu ajutorul vacuumului;
- tip B - cu două pâlnii filtrante la care sucțiunea se realizează cu ajutorul unei coloane
de apă;
- tip C - cu o singură pâlnie filtrantă și tub calibrat vertical, la care sucțiunea se
realizează cu ajutorul vacuumului și permite urmărirea în timp a drenării și umezirii probei;
- tip D - cu o singură pâlnie filtrantă și tub orizontal calibrat, la care sucțiunea se
realizează cu ajutorul vacuumului dintr-un vas compensator;
- tip E - cu șase pâlnii filtrante, la care sucțiunea se determină tot cu ajutorul
vacuumului dintr-un vas compensator. Eliminarea apei drenate din probe se face prin biurete
gradate.
Figura
Figurcauciuc c
a 23. Aparat cpereți groși; 4
ra 24. Aparat cu pereți groș
cu placă poroa4 - pompă de
cu placă poroși; 5 - montant
asă tip A: 1 - vvacuum; 5 - m
oasă tip B: 1 -t; 6 - poliță m
vas de trompămanometru cu
- ștanță; 2 - pâobilă; 7- clemAndrei, 1967)
ă; 2 - vas compu mercur, (pre
âlnie de sticlămă; 8 - stativ; )
pensator; 3 - felucrare după
ă; 3 - vas de tr9 - pâlnie de s
furtun de cauAndrei, 1967)
rompă; 4 - fursticlă.(prelucr
35
uciuc cu )
rtun de rare după
Figura 2sticlă;
Figu
25. Aparat cu p5 - furtun de c
ura 26. Apara(prelucrare d
placă poroasăcauciuc cu pe
t cu placă pordupă Andrei,
ă tip C: 1 - prereți groși;6 va
vacuum.(prel
roasă tip D, 1967)
robă de nisip; as compensatolucrare după A
2 - pâlnie filtror; 7- manomAndrei, 1967)
Figura 27.(prelu
rantă; 3 - placmetru cu mercu)
. Aparat cu plucrare după A
ca poroasă; 4ur; 8 - spre po
lacă poroasă tAndrei, 1967)
36
4 - tub din ompa de
tip E,
Principi
apei din
suprafaț
Metoda
Principi
proba d
Figupresiu
Ținând
unde: u =
iul metodei
n pori cu a
ța plăcii sat
a aparatelor
iul este sim
de pământ es
ura 28. Schemune; 3- memb
cont că pre
= presiunea ap
i de măsură
ajutorul vac
turate.
pF=0 0
pF=1 1
1
pF=2 1
1
pF=3 1
1
pF=4.2 1
1
cu membra
milar cu cel
ste eliminat
mă de principiurană de presiu
esiunea este
pei din pori; p
ă cu placa p
cuumului, p
Tabel 3. Unit
0
10 hPa
10 miliBar
100 hPa
100 miliBar
1000 hPa
1000 miliBar
16000 hPa
16000 miliBar
ană de presiu
l al aparate
tă prin aplic
u aparat cu mune; 4 - disc p
transmisă a
p = suprasarc
poroasă con
pe probe de
tăți de măsură
0
1 centibar
10 centibar
100 centib
r
1600 centib
une (pF=2,5
elor cu plac
carea unei p
membrană de pporos; 5 - apăAndrei, 1967)
apei din por
cina; Ψ = sucț
nstă în regl
e pământ c
ă ale sucțiunii
0
10 cm c
r 100 cm
ar 1000 cm
bar 16000 c
5 6,2) (fig
că de sucțiu
resiuni în lo
presiune: 1- caă; 6 - de la sur)
ri, se poate s
țiune.
larea defici
care sunt în
i
col. H2O
col. H2O
m col. H2O
cm col. H2O
gura 28)
une, diferen
oc de un def
ameră de presrsa de presiun
scrie ecuația
tului de pre
n contact st
nța fiindcă
ficit de pres
siune; 2 - probne, (prelucrare
a 37:
E
36
esiune a
trâns cu
apa din
siune.
bă de e după
Ec. 37
37
În final, presiunea apei din pori devine u = 0, deci suprasarcina devine egală cu sucțiunea.
Metoda cu edometrul (pF=2,04,0)
Această metodă se poate folosi doar pentru materiale puternic compresibile, cum ar fi argilă
grasă saturată, la care factorul de compresibilitate, αcmp este 1. În acest caz, ecuația (37)
devine:
1 Ec. 38
După terminarea procesului de consolidare, 0, rezultă:
Ec. 39
Pentru această încercare se folosește un edometru de tipul celor folosite în mod curent. Prin
această metodă se determină relația dintre sucțiune și umiditate. (Andrei, 1967)
Metoda coloanei de pământ (pF=1,0 2,3)
Conform cercetărilor făcute de Croney(1961) și Soreiro(1964), metoda drenării unei coloane
de pământ poate fi folosită pentru determinarea sucțiunii pentru pământurile nisipoase,
pornind de la faptul că sucțiunea în fiecare punct al unui masiv este egală cu înălțimea sa
deasupra acestui nivel. (Andrei, 1967)
Metoda centrifugării (pF=3,0 4,5)
Se folosește un model la scară redusă. Metoda constă în multiplicarea sucțiunii rezultată
dintr-o coloană hidraulică negativă, h în câmpul gravitațional, g, prin crearea unui câmp
centrifugal, mg. Deci, sucțiunea aplicată pământului este:
Ec. 40
În aceste condiții, proba de pământ se așează la fața superioară în contact cu un cilindru
poros, iar fața inferioară a acestuia este scufundată într-un vas cu apă, unde nivelul apei este
susținut constant cu ajutorul unui dispozitiv de umplere. Provocând rotirea centrifugei, cu
viteza unghiulară constantă un timp necesar ca proba de pământ să ajungă la greutatea
constantă, se obtin:
- la distanța r1 față de centrul de rotație, un câmp centrifugal: r1w2;
- la distanța r2 față de centrul de rotație, un câmp centrifugal: r2w2.
Deci, un câmp centrifugal mediu: și atunci:
38
Ec. 41
Ec. 42
Fiindcă presiunea apei din pori nu este influențată decât de forțele de interacțiune, și în cazul
acestei metode se presupune că sucțiunea este egală cu presiunea apei din pori, atunci
înălțimea probei trebuie să fie suficient de mică pentru a fi respectată această ipoteză.
În concluzie, cu ajutorul modelului la scară redusă care este centrifugat se măsoară valoarea
sucțiunii. Această valoare este multiplicată pentru a de determina valoarea sucțiunii pentru un
model la scară reală.
Sandbox(pF=0,0 2,0)
Sandbox, așa numita "cutie cu nisip" poate fi utilizată pentru a aplica un interval de presiuni
de la 0 pF (saturație) la 2,0 pF(-100 HPa). Este utilizat pentru determinarea umiditatii
volumice (curbe pF) pe baza unor probe de pământ netulburate. Nisipul este folosit pentru a
transmite sucțiunea din sistemul de drenaj către probe. Suprafața de nisip este flexibila, ceea
ce face sa fie stabilit mai ușor contactul dintre probe și aceasta.
În acest caz, pentru acest instrument, nisipul este un material mai bun pentru deteminarea
sucțiunii, decât o placa poroasă rigidă. (figura 29). In laborator, aceste probe sunt saturate si
ulterior sunt echilibrate in raport cu valorile suctiunii aplicate. Proba de pământ este cantarita
dupa fiecare treapta de suctiune aplicata.
Metoda desecării în vacuum (pF=5,0 7,0)
Principiul constă în a se lăsa proba să ajungă în echilibru de umiditate într-o atmosferă cu o
umiditate constantă. Transferul de umiditate se face în fază de vapori.
În termodinamică, relația dintre umiditatea relativa, φw și sucțiune are forma (figura 30):
Ec. 43
Prin logaritmare rezultă:
Ec. 44
După o serie de transformări și înlocuiri se obtine relația și aceasta este reprezentata mai jos:
6,502 2 Ec. 45
Fig
Figura 29. Sc
de completar
recipient; 9 -
de evacuare;
gura 30. Relaț
chema aparatu
re cu apă dis
țeavă de eva
14 - probe
ția dinte indic
ului SandBox
stilată; 6 - re
cuare apă dis
cele de sorbție
: 1 - cutie; 2 -
ecipient stocar
stilată; 10 - m
e pF și umidita
- cadru; 3 - c
re apă distila
mira; 11 - regl
atea relativă (p
apac; 4 - țeav
ată; 7 - capa
laj suțiune; 12
(prelucrare du
(sursa Eijkelk
vă de drenare
c; 8 - scaun
2 - rezervor; 1
upă Andrei, 19
39
kamp)
e; 5- țeavă
rezemare
13 - țeavă
967)
F
În figur
argiloas
caracter
Folosir
ce se po
2.2. M
Metoda
Tensiom
și apara
poros, p
pătrund
Vasul p
este pu
presiun
Figura 31. De
ra 31 sunt
se. Curbele
rizează capa
rea curbelor
ot obține pri
Metode de
a tensiometr
metrul este
atele cu pla
porii căruia
derea aerulu
poros și tubu
us în contac
ea apei din
eterminarea re
prezentate
de sucțiune
acitatea mat
r de sucțiun
in aplicarea
determina
rului (pF=0,
un aparat c
acă poroasă
trebuie să
ui (figura 32
ul de legătu
ct cu pămâ
tensiometru
elatiei h(θ); p
curbele de
e - umiditate
terialului de
ne - umidita
a unor mijlo
are a sucț
,0 3,3)
ce măsoară p
utilizate în
fie suficien
2).
ură cu mano
ântul, încep
u ajunge să
pF = log 10 (-P
sucțiune -
e pot fi dete
e a reține sa
te (Ψ,θ) aju
oace de dren
țiunii in si
presiunea a
n laborator.
nt de fini pe
ometrul se u
pe o migraț
fie egală cu
P), P[cm](pre
umiditate p
erminate pri
au de a ceda
ută la aprec
nare de inte
itu
apei din pori
Partea prin
entru ca me
umple cu ap
ție a apei p
u presiunea
elucrare după
pentru trei
in metodele
a apa din por
cierea reduc
ensități dife
i, bazat pe a
ncipală a ap
niscurile de
pă distilată.
prin porii v
apei din po
ă Andrei, 1967
tipuri de m
e descrise m
rii pământu
cerilor de u
erite.
același prin
paratului es
e apă sa nu
. Atunci cân
vasului, pân
rii pământu
40
7)
materiale
mai sus și
ului.
miditate
ncipiu ca
ste vasul
permită
nd vasul
nă când
ului.
Figura
Tensiom
în măsu
Senzor
Acest
Saskatc
întreține
automat
rezonab
După c
formeaz
încorpo
a 32. Schemă
metrele, îna
urători.
de conducti
senzor a f
chewan din
ere reduse,
tizată. Poat
bile.
Fi
cum sugere
ză baza pen
orat în vârfu
de principiu t
ainte de utili
ivitate term
fost dezvol
n Canada (
este insen
te fi folosi
igura 33. Secț
ează și num
ntru măsurar
ul ceramic (f
tensiometru: 1(prelucra
izare, trebui
mică Fredlun
ltat de căt
(Fredlund,
nsibil la sal
it pentru o
țiune prin FTC
mele, condu
rea sucțiuni
(figura 33)
1- manometruare după Andr
ie să fie satu
nd - denumit
tre Fredlun
2004). Est
linitate, est
rice tip de
C senzor (prel
uctivitea te
ii matriciale
este încălzi
u cu mercur; 2rei, 1967)
urate pentru
t FTC senzo
nd și colab
te un senz
te durabil ș
e pământ și
lucrare după F
ermică a vâ
e într-un pă
t prin trimit
2 - vas poros;
u a se calibr
or (Fredlund
boratorii să
or ce prez
și are o ca
i consturile
Fredlund, 200
ârfului cera
ământ. Un e
terea unei a
3- probă de p
a și ulterior
d, 2004)
ăi la Unive
zintă operaț
apacitate de
e de achizi
04)
amic al sen
element de î
anumite can
41
pământ,
r folosite
ersitatea
țiuni de
e testare
iție sunt
nzorului
încălzire
ntități de
42
energie termică în capul ceramic. Creșterea temperaturii din capul ceramic este monitorizată
de un senzor de temperatură situat în apropierea elementului de încălzire. Creșterea
temperaturii senzorului este o funcție a umidității, care, la rândul său, este o funcție a
sucțiunii matriciale a pământului.
2.3. Metode de determinare a umiditatii (in situ și în laborator)
Umiditatea masică (w) este definită ca fiind raportul dintre masa apei continuta in porii unei
cantitati de pământ (Mw) si masa particulelor solide din acea cantitate (Ms).
Relaţia de calcul a umidităţii unui pământ este:
∗ 100 Ec. 46
Determinarea umiditatii in laborator se face folosind metoda uscarii in etuva la o temperatură
de 105°C (cu excepția pământurilor cu conținut de materie organică). Totodată, umiditatea
poate fi determinată prin uscare în cuptorul cu microunde. Metoda standard pentru
determinare a umidității necesită un timp de uscare de cel puțin 20 de ore. Pentru scurtarea
acestui timp, se poate folosi energia microundelor. Este un proces prin care uscarea este
indusă în probă ca urmare a interacțiunii dintre moleculele bipolare ale apei și câmpul electric
alternativ de înaltă frecvență. (Stanciu, 2016)
Metoda chimică de determinare a umidității în laborator
Determinarea umidității unei probe de pământ prin metode chimice se bazează pe măsurarea
intensității reacției diferitelor substanțe cu moleculele de apă din proba de pământ. (Musy et
Soutter, 1991)
Printre aceste metode se numără metoda de carbură de calciu, care se bazează pe creșterea
presiunii generate de vasul de reacție într-o cantitate de carbură de calciu, cu apa din proba de
pământ, prin reacție chimică:
⟹ ↗ Ec. 47
Determinarea umiditatii in situ se poate face folosind o serie de senzori de umiditate
(Thetaprobe, e-soil MCT ), ce masoara procentul volumic al umiditatii, conductivitatea
electrică si temperatura pământului. (figura 34)
Rezistiv
concent
menține
conținu
Fig
2.4.De
Compre
acțiunea
edometr
compre
În dom
numit K
poate s
diferitel
vitatea elec
trația pămân
erea unei te
utului mediu
igura 35. Prin
eterminare
esibilitatea
a unor solic
rul cu ajuto
esiune - poro
meniul pămâ
K0 folosit p
ă determine
lor trepte de
Figura 34.
ctrică a unu
ntului în faz
ensiuni elec
u de umidita
ncipiul de măs
ea compre
este defini
citări exterio
orul căruia
ozitate.
ânturilor ne
pentru efectu
e presiunea
e încărcare -
Exemple de s
ui pământ de
za lichidă. M
ctrice între
ate al pămân
surare a rezist
esibilități
ită ca fiind
oare de com
se trasează
esaturate, F
uarea de tes
a aerului, p
- descărcare
enzori de umi
epinde de c
Măsurarea r
doi electro
ntului, confo
tivității electri
ii pământu
d proprieta
mpresiune. D
ă curba de
redlund și
ste de conso
resiunea ap
e.
iditate (sursa E
ompoziția s
rezistivității
ozi și perm
form figurii
ice (prelucrar
urilor nes
atea pământ
Determinare
compresiun
Rahardjo (
olidare pe p
pei și măso
Eijkelkamp)
sa, textura, c
i pământulu
mite, după c
35.
re după Musy
saturate
turilor de
ea în labora
ne - tasare,
(1996) au d
pământuri n
oară volumu
conținutul d
ui se realize
calibrare, ev
și Soutter, 199
a se defor
ator se face
respectiv c
dezvoltat un
nesaturate. A
ul probei în
43
de apă și
ează prin
valuarea
91)
rma sub
folosind
curba de
n aparat
Aparatul
n timpul
44
Comportamentul pământurilor nesaturate în timpul unei umeziri constante, precum şi
consolidarea în eforturi totale şi sub sucţiune matricială crescătoare pot fi determinate cu
ajutorul acestui aparat.
2.5. Determinarea rezistentei la forfecare a pământurilor nesaturate
Rezistenta la forfecare ( este efortul tangențial unitar maxim care se dezvolta intr-o
sectiune a pământului in momentul ruperii prin forfecare în acea sectiune.
Dreapta lui Coulomb (dreapta intrinseca) - este dreapta prin care se reprezintă grafic relația
dintre rezistenta la forfecare si efortul unitar normal aferent și se exprimă prin relația:
∗ Ec. 48
unde, si c sunt parametrii rezistentei la forfecare (unghi de frecare interna si coeziunea pământului).
Parametrii rezistentei la forfecare se pot determina prin:
- forfecare directă;
- forfecare simplă;
- compresiune monoaxială;
- compresiune triaxială.
În 1978, Fredlund a demonstrat contribuția adusă de sucțiune la coeziunea pământului.
Aceasta poate fi încorporata ca o funcție a coeziunii potrivit ecuației:
∗ ∅ ∅ Ec. 49
unde: c* este coeziunea totală, c' este coeziunea efectivă, ua este presiunea aerului din pori, uw presiunea apei
din pori, ∅ este unghiul de creștere a efortului de forfecare datorită sucțiunii și ∅ este unghiul de frecare
internă.
J. Krahn (1977) a propus o formulă simplificată a parametrului ∅ , acesta fiind egal cu
jumătate din valoarea unghiului de frecare internă efectivă.
În consecință, criteriul de cedare Mohr-Coulomb pentru pământuri nesaturate poate fi scris
astfel:
∅ ∅ Ec. 50
unde: =
frecare in
= pres
Acest c
Figura 3
Tabelul
Rahardj
Tabel 4.
Tip
Ma
Arg
Arg
ρd=
Arg
ρd=
Arg
ρd=
Arg
= efortul tang
nternă, ∅ = u
siunea apei di
riteriu de ce
36. Criteriul d
l 4 prezintă
jo (1993).
Valori ale pa
p de pământ
arna (w=18,6%
gilă (w=11,6%
gilă tip 1 (w=1
=1580 kg/m3
gilă tip 1 (w=2
=1478 kg/m3
gilă tip 1 (w=2
=1580 kg/m3
gilă Madrid
gențial în mo
unghiul de fre
in pori.
edare este re
de cedare Moh
ă succint va
arametrilor rez
c (k
%) 15,
%) 9,6
11,6%), 37,
22,2%), 20,
22,2%), 15,
23,
mentul ruper
ecare internă
eprezentat g
hr-Coulomb m
alori ale pa
zistenței la for
kPa) ϕ (°)
8 24,8
27,3
3 28,5
3 29,0
5 28,5
7 22,5
rii, = efortu
pentru pămân
grafic în fig
modificat pent2008)
arametrilor
rfecare pentru
ϕb(°) Proce
18,1 Triax
21,7 Triax
16,2 Triax
12,6 Triax
22,6 Triax
16,1 Forfe
ul normal ap
nturi nesatura
gura 36:
tru pământuri
rezistenței
u diferite păm
edură de determ
xial UU
xial UU
xial CD
xial CD
xial UU
ecare directa C
plicat, =coez
ate, = pres
nesaturate (p
la forfecare
ânturi (Fredlu
minare Refe
Bish
Bish
Satij
Satij
Satij
CD Esca
ziune, = u
siunea aerului
prelucrare dup
e dupa Fred
und si Rahardj
ferință
hop et al. (196
hop et al. (196
ja (1978)
ja (1978)
ja (1978)
ario (1980)
45
nghiul de
i din pori,
pă Litvin,
dlund si
djo, 1993)
60)
60)
Gra
Rez
Creștere
unghiul
sucțiuni
valoare
Rahardj
Termen
controla
triaxial
acestui
aplicată
Valori r
folost s
curba c
ajuns la
Uchaipi
de forf
modific
anit Hong Kon
ziduu Singapo
ea rezistenț
l de frecare
ii matriciale
a luiϕ’, co
jo, 1993)
nul ∅ se cal
area sucțiun
modificat.
aparat pe
ă probei prin
ridicate ale
soluții cu sa
aracteristică
a valori ale s
ichat (2010
fecare triax
cată (figura
ng 28,
ore 30
ței la forfec
e, ϕ’. Pe de
e este descr
onform tab
lculează pe
nii, lucru p
Nishimura
o probă d
n intermedi
sucțiunii m
are pentru a
ă apă - păm
sucțiunii eg
Figura 37
0) a realizat
xial modifi
37) este ca
9 33,4
26,0
care dată de
e altă parte
ris de ungh
belului 4, p
e baza unei
osibil în m
și Fredlund
de pământ p
iul unei plă
matriciale au
a crea o ca
mânt a lui Fr
gale cu 292,4
7. Celula triax
un program
cat special
apabilă să m
15,3 Triax
26,0 Triax
e creșterea e
e, sporul de
hiul, ϕb. Ace
pentru dife
serii de înc
mod obișnuit
d (2000) au
preponderen
ci ceramice
u fost aplic
ameră de um
redlund si X
400kPa.
xială modifica
m experimen
l pentru pă
măsoare ind
xial CD
xial CD
efortului no
e rezistenţă
eastă valoar
erite tipuri
cercări de fo
t prin utiliz
u prezentat r
nt prăfoasă
e, ajungându
cate într-un
miditate rel
Xing (1994)
ată (Uchaipich
ntal similar
ământuri n
dependent p
Ho&
Rah
ormal net e
ă la forfecar
re este mai
de pămân
forfecare în
zarea unui
rezultatele o
ă. Sucțiunea
u-se până la
cilindru de
ativ constan
), în cadrul
hat, 2010)
r în laborato
nesaturate.
presiunea a
&Fredlund (19
hardjo et al (19
ste caracter
re dat de c
mică sau e
nturi. (Fred
stare nesat
aparat de f
obținute cu
a matricială
a valori de
e sticlă în c
ntă. Având
experiment
or folosind
Celula de
erului și a
46
982)
995)
rizată de
creșterea
egală cu
dlund si
turată cu
forfecare
ajutorul
ă a fost
450kPa.
care s-au
la bază
tului s-a
aparatul
triaxial
apei din
47
pori, atât la partea superioară, cât și la partea inferioară a probei. Valorile sucțiunii au variat
de la 0 la 300kPa. Rezultatele experimentului au arătat diferențele relaționale între rezistența
la forfecare și sucțiune pentru ambele procese, de uscare, respectiv de umezire.
2.6. Concluzii asupra determinării proprietăților pământurilor nesaturate
Determinarea parametrilor caracteristici zonei nesaturate reprezintă în continuare o
problematică dificilă, care nu a intrat în practica geotehnicii curente. Pentru a putea determina
aportul sucțiunii arucpra caracteristicilor mecanice este necesară modificarea aparatelor
clasice pentru a putea controla presiunea apei și a aerului din pori. Încercările realizate până
în prezent, în special de către Fredlund și echipa sa au permis dezvoltarea unor relații care
ajută la estimarea parametrilor pământurilor nesaturate.
48
3. Analiza stabilității pantelor
3.1. Considerații generale
Alunecările de teren sunt mișcări gravitaționale ale maselor de pământ de-a lungul unei pante.
O serie de factori influeteaza apariția sau reactivarea acestor fenomene, Terzaghi (1950)
clasificându-i în factori externi, care produc o crestere a eforturilor tangentiale in lungul
suprafetelor posibile de cedare si factori interni, cei care conduc la scaderea rezistentei medii
la forfecare a pământului. (Manea, 1998)
3.2. Clasificarea alunecarilor de teren
Un sistem de clasificare a alunecărilor de teren poate ajuta la stabilirea cauzelor alunecarii si
a stabilirii mijloacelor de prevenire sau corectare a urmărilor unei alunecări. (Manea, 1998)
Figura 38 prezintă sugestiv o serie de elemente utile pentru descrierea alunecărilor de teren.
Se poate distinge la partea superioară o suprafață de surpare a cărei direcție este aproape
verticală și care separă capul masei în mișcare de creastă rămasă pe poziție, zona care
prezintă numeroase crăpături și crevase. La partea inferioară se distinge piciorul alunecării,
care continuă printr-o zonă de refulare suprapusă peste terenul natural din aval. Zona
alunecată este limitată, pe lateral, de flancuri. De obicei, masa principală a alunecarii este
fragmentata în mai multe corpuri separate prin prabusiri secundare.
Dimensiunile caracteristice ale alunecărilor de teren pot fi definite prin elemente geometrice
cum ar fi: lungimea totală a alunecării, L; lățimea alunecării, B și adâncimea, D. Raportul
dintre adâncimea alunecării și lungimea acesteia indică tipul de alunecare de teren. (Manea,
1998)
Criteriil
În rapor
-
-
-
-
În funcț
-
-
-
-
-
Dupa vi
Figur
le dupa care
rt cu adânci
alunecări d
alunecări d
alunecări ad
alunecări fo
ție de activi
Alunecări p
Alunecări r
Alunecări î
Alunecări î
Alunecări l
iteza de alu
ra 38. Elemen
e se pot clas
imea maxim
e suprafață
e adâncime
dânci
oarte adânci
itatea alunec
progresive -
regresive - c
în dezvoltar
în descreșter
limitate, inc
unecare se p
ntele unei alun
sifica alunec
mă pe care s
D<
medie D în
D în
i D>
cărilor (Man
- care avans
care avansea
re - acestea s
re - acestea
complete, cu
oate face ur
necari de teren
cările de ter
e extinde al
1,50 m;
ntre 1.50-5.0
ntre 5-20 m
20 m.
nea, 1998):
ează în sens
ază în sens
se extind în
se mișcore
u crăpaturi,
rmatoarea c
n (prelucrare
ren sunt (Ma
lunecarea:
00 m;
m;
sul mișcării
opus mișcă
n două sau m
ază în timp
dar fără mi
clasificare:
după Manea,
Manea, 1998)
i;
ării;
mai multe di
;
șcare.
1998)
):
irecții;
49
50
- alunecări extrem de rapide v > 5 m/s
- alunecări foarte rapide v între 5 m/s –3 m/min
- alunecări rapide v între 1.8 m/ora –3 m/min
- alunecări moderate v între 13 m/luna –1,8 m/oră
- alunecări lente v între 1,6 m/an –13 m/lună
- alunecări foarte lente v între 16 mm/an – 1.6 m/an
- alunecări extrem de lente v < 16 mm/an
3.3. Cauzele alunecărilor de teren
Din categoria factorilor naturali fac parte cei climato-meteorologici, cei biotici și factori
mecanici naturali.
Factorii climato – meteorologici sunt reprezentati de precipitatii, temperatura, fenomene de
îngheț – dezgheț, acțiunea vântului. Precipitațiile sunt fenomene ce joacă un rol determinant
în declansarea și evoluția alunecărilor de teren. O perioadă de precipitații abundente poate
provoca schimbări la nivelul stării de tensiuni din interiorul masivului de pământ. Infiltrarea
precipitațiilor duce la o creștere a presiunii hidrostatice ce provoacă schimbarea consistenței
pământului și deci o reducere a coeziunii și a unghiului de frecare interioară. (Musat, 2001)
Astfel, forțele de alunecare care se dezvoltă în masiv depăsesc rezistența la forfecare a
terenului producându-se cedarea.
Temperaturile ridicate generează o evaporare a apei din porii pământului. În cazul terenurilor
argiloase, uscarea duce la contracția pământului și la apariția fisurilor rezultând o scădere a
coeziunii.
Fenomenul de îngheț conduce la formarea unor lamele de gheață. Prin migrarea apei, în cazul
pământurilor coezive, lentilele de gheață iși măresc volumul, fapt care provoacă apariția
fisurilor și reducerea coeziunii. (Musat, 2001)
Un efect negativ il are și dezghetul, care provoacă o creștere a umidității pământului, a
forțelor de alunecare și o scădere a valorii rezistenței la forfecare. Majoritatea factorilor
mecanici naturali care duc la apariția alunecărilor de teren sunt direct dependenți de prezența
apelor de suprafață și a apelor subterane.
51
Apele de suprafață exercită o acțiune de eroziune permanentă a malurilor și a bazei
versanților. Fenomenul conduce la mișcorarea forțelor de rezistență, fapt ce determină
reducerea stabilității versantului până în faza echilibrului limită la care are loc declanșarea
alunecării.
Acțiunea apelor subterane asupra pământurilor se manifestă prin presiunea apei din pori,
presiunea de filtrare și procesul de sufoziune, la care se adaugă modificarea în timp a
proprietăților fizico-mecanice, reducerea mineralizatiei apei din pori și efectul negativ al
ridicării nivelului apei subtenare. (Florea, 1979)
Socurile și vibrațiile produse în special de cutremurele de pământ sunt alți factori mecanici
naturali care produc în terenuri oscilații de diferite frecvente și respectiv o variație a
eforturilor putând afecta starea de echilibru a taluzului.
Actiunea omului asupra mediului poate avea uneori un efect negativ. Infleunța pe care omul o
are asupra apariției fenomelor de deplasare a pământului este reprezentată de factorii
antropici. Acesti factori sunt: lucrări de terasamente, instalații edilitare, îndepartarea
vegetației, crearea de lacuri de acumulare, etc. Cunoașterea efectelor acestor factori poate
conduce la prognozarea și evitarea riscului de producere al alunecărilor. (Mușat, 2001)
3.4. Efectul apei asupra stabilității pantelor
Apa joaca un rol determinant în declansarea și evoluția alunecărilor de teren. O perioadă de
precipitatii abundente poate provoca schimbări la nivelul stării de tensiuni din interiorul
masivului de pământ. Infiltrarea precipitațiilor duce la o creștere a presiunii hidrostatice ce
provoacă schimbarea consistenței pământului, respectiv o reducere a coeziunii și a unghiului
de frecare interioară.(Manea, 1998)
În figura 39 este prezentată variația umidității pământului ca urmare a precipitatiilor.
Fi
Astfel,
terenulu
Prezent
pământu
Apa sub
-
-
-
din corp
-
Variații
de freca
pelicule
(Stanciu
igura 39. Vari
forțele de
ui, producân
ta apei in p
ului și de st
bterană are
modificarea
modificarea
subpresiune
pul versantu
efectul hidr
ile rezistenț
are internă p
elor de apa
u, 2006)
iatia umidități
alunecare
ndu-se ceda
pământ se
tarea de satu
o influență
a greutății v
a rezistenței
ea și presiu
ului;
rodinamic a
ței la forfec
prin efectul
adsorbită și
ii versantului
care se de
area.
manifestă
urare.
determinan
volumice a p
i la forfecar
unea ce iau
al apei în mi
care (figura
l lubrifiant
i micsorare
în functie de p
ezvoltă în m
diferit în f
ntă asupra st
pământului;
re a pământ
nastere în
iscare.
40 a) sunt
al apei, cât
ea intensitat
precipitatii (p
masiv depă
funcție de c
tabilității tal
;
tului;
lentilele pe
determinat
și a coeziu
tii fortelor d
prelucrare dup
ășesc reziste
caracteristic
luzurilor și
ermeabile, r
e atât de m
unii (figura
de interactiu
pă Manea, 199
ența la forf
cile geotehn
versanților
respectiv în
micșorarea un
40 b), prin
une dintre p
52
98)
fecare a
nice ale
r prin:
n fisurile
nghiului
mărirea
particule.
Figura
Subpres
lentilele
baza ac
Figura 4
Versant
subpres
contrab
fortelor
F
a 40. Variatia
siunea apei
e permeabil
estuia (figu
41. Reducerea
tii care lim
siunii apei
balanseaza g
r de frecare,
Figura 42. Ac
rezistentei la f
i subterane
le dispuse h
ra 42 a).
a valorii tensiu
miteaza la
i patrunsa
greutatea p
component
cțiunea subpre
forfecare a pă(
e este determ
haotic în ver
unii efective d(
baza un e
în stratu
proprie a v
te ale rezist
esiunii și a pr
ământului cu (Stanciu, 2006
minata atat
rsant (figura
datorita subpr(Stanciu, 2006
emisar (fig
urile lenti
versantului
tentei la forf
resiunii hidros
variatia umid6)
t prin acum
a 41), cat și
resiunii apei d6)
gura 42a)
iculare per
și determ
fecare.
statice asupra
dității și a niv
mularea apei
i prin exist
din lentile perm
pot deveni
rmeabile,
mina, în ace
a versantilor (S
elului apei su
i (din infilt
tenta unui e
meabile dispus
i instabili
subpresiun
est mod, re
(Stanciu, 2006)
53
bterane
tratii) în
emisar la
se haotic
datorita
nii care
educerea
6)
54
Prin fisurile / crevasele verticale care apar în taluzuri sau versanti, fie datorita fenomenelor de
contractie-umflare, fie ca urmare a tendintei de desprindere a unor zone, se dezvolta presiuni
hidrostatice (figura 42b) corespunzatoare coloanei de apa ce umple fisura, care actioneaza ca
o forta exterioara, deloc neglijabila ca intensitate, determinand forfecarea unei parti din
versant.
Efectul hidrodinamic al apei subterane este cauzat de vascozitatea apei, care prin miscare
exercita forte de antrenare hidrodinamica asupra particulelor, în directia liniilor de curent și
respectiv fenomene de sufozie. Forta de antrenare hidrodinamica este proportionala cu
gradientul hidraulic și volumul de roca supus actiunii apei. Pentru versantii și taluzurile
obisnuite, gradientii hidraulici care determina miscarea apei subterane sunt în general redusi,
spre deosebire de gradientii inregistrati la iazurile de decantare sau la depozitele de cenusa și
zgura realizate prin hidromecanizare, care prezinta valori de 5-10 ori mai mari.
Actiunea variatiilor termice anuale consta în principal în favorizarea fenomenelor de
contractie-umflare și a procesului de inghet. Astfel, pe timpul perioadei de inghet, prin
fenomenele de termo-osmoza apa este adsorbită în zona supusa variatiilor de temperatura,
limitata la partea inferioara de limita adancimii de inghet și prin urmare se formeaza lentile
de gheata ce distrug, prin marirea volumului apei inghetate, structura pământului. (Stanciu,
2006)
3.5. Stabilitatea pantelor ținând cont de presiunea negativă din pori (sucțiune)
Când vine vorba de calculul analizei stabilității pantelor, în practică, de cele mai multe ori,
presiunea negativă a apei din pori este ignorată din motivul că nu este un parametru prezent
pe termen lung. La prima vedere, acest lucru pare plauzibil, dar trebuie amintit faptul că un
pământ nesaturat are atât un coeficient de permeabilitate scăzut, cât si o capacitate mare de
stocare a apei. (Fredlund, 1995)
Presiunea negativă din porii pământului nu poate fi luată în calcul ca fiind constantă în timp.
Totodată, nu se poate considera că aceasta dispare după fiecare periodaă de precipitații.
Profilul parametrului sucțiunii este unul dinamic, care se schimbă în timp și depinde de foarte
mulți factori, printre care: durata și intensitatea unei precipitații; funcția de permeabilitate a
pământului - saturată și nesaturată și, nu în ultimul rând, capacitatea de stocare a pământului
nesaturat.
Fredlun
subteran
1:1, lun
control
Au fost
măsurat
kPa. Va
a pantei
s-a cons
În ceea
analizat
realizat
nesatura
regim n
S-a dem
situații.
modific
analizat
crește c
pori.
nd (2009) a
ne. A realiz
ngime de 15
ce a permis
t instalate
t valorile su
alorile maxi
i, de 29 kPa
statat fenom
a ce priveșt
t două geom
ă cu ajuto
ate, prezent
nesaturat, ϕb
monstrat fap
Dacă inf
când foarte
t, cu nivelu
considerabil
cercetat co
zat un mod
5m și o înăl
s simularea
Figur
5 tensiome
ucțiunii. În
ime ale ace
a. S-a concl
menul de col
te influența
metrii difer
orul criteriu
tat în capito
b variind într
ptul că efec
fluența sucț
puțin valo
ul apei subt
l, cu 29,6%
omportamen
del la scară
lțime de 6m
creșterii și
ra 43. Modelu
etre cu ajut
nainte de a
steia, au fos
luzionat că
laps.
a sucțiunii
rite, o pant
ului de ce
olul anterior
re 0°-25°.
ctul presiun
țiunii pentr
oarea facto
terane scăzu
% față de situ
ntul pantelor
reală (un v
m - figura 4
retragerii br
ul la scară rea
torul cărora
se ridica ni
st înregistra
în urma cre
asupra fact
tă lină și u
edare Mohr
r. A fost lua
nii negative
ru o pantă
orului de st
ut și o valo
uația în care
r ținînd con
volum de 30
43), conecta
ruste a nive
lă (Fredlund,
a s-a realiz
ivelul apei,
ate în urma
eșterii și ret
torului de
na abruptă.
r-Coulomb
at în calcul
e trebuie lu
ă lină nu
tabilitate, a
oare mare a
e se ignoră p
nt de fluctua
00 m3 de p
at la un disp
elului apei.
2009)
at curba de
valoarea s
inundării, î
tragerii rapi
stabilitate,
. Analiza d
modificat
un unghi d
uat în calcu
este neap
atunci pent
a ϕb =25°,
prezența pre
ațiile nivelu
ământ, cu p
pozitiv hidr
e adsorbție
sucțiunii era
în partea su
ide a nivelu
Fredlund (
de stabilitat
pentru pă
de frecare in
l analizând
arat semni
tru cazul a
valoarea fa
esiunii nega
55
ului apei
panta de
raulic de
și s-au
a de 5,8
uperioara
ului apei,
(1995) a
te a fost
ământuri
nternă în
d ambele
ificativă,
al doilea
actorului
ative din
56
3.6. Metode de analiză a stabilității pantelor
Analiza stabilității pantei reprezintă o fază importantă în proiectarea inginerească. Există mai
multe posibilități de realizare a unei analize de stabilitate, cum ar fi:
- Metoda echilibrului limită (LEM) constă în studiul echilibrului unei mase de pămant,
delimitată de un versant și o suprafață de alunecare de formă circulară sau oarecare. Pentru
acest tip de echilibru se calculează tensiunile de forfecare ( și se compară cu rezistența la
forfecare disponibilă , cea din urmă calculată cu ajutorul criteriului de cedare Coulomb.
Există metode care iau în considerare echilibrul global al masei de pământ (Culman) și există
metode care împart masa de pământ în fâșii, considerând echilibrul fiecăreia, cum ar fi
Fellenius, Bishop, Janbu, Sarma, etc.
- Metode numerice folosind metoda elementului finit (FEM) sau metoda diferențelor
finite, care utilizează diverse modele constitutive care permit modelarea alunecării progresive
prin utilizarea metodei de reducere a rezistenței la forfecare;
- Metode variaționale;
- Metode probabilistice; etc.
Metoda echilibrului limită
Se bazează pe analiza de de echilibru a masei alunecătoare. În acest sens se admite aluncarea
unei porțiuni a masivului de pământ prin formarea unei suprafețe de alunecare bine definite și
se studiază echilibrul acestei mase sub acțiunea forțelor exterioare în momentul declanșării
mișcării.
Toate metodele de echilibru limita folosesc factorii de stabilitate definiti ca raport intre
rezistenta și efort si, dupa cum arata Duncan și Wright (1980), aceste metode presupun
implicit ca acelasi grad de mobilizare a rezistentei la forfecare să poate fi atins de-a lungul
intregii suprafete de alunecare, indiferent de valoarea deplasării. (Manea, 2006)
În cazul alunecărilor rotaționale, valoarea factorului de stabilitate, F poate fi definită ca
raportul dintre suma momentelor ce se opun mișcării și suma momentelor ce provoacă
mișcarea. (Sarsby, 2000)(figura 44)
În 1927, Fröhlich și Fellenius definesc coeficientul de siguranță pentru o suprafață de cedare
prin relația (Filliat, 1981):
F
Conform
stabilita
Rezisten
proprie
Metoda
Este cea
al respe
(figura
Figura 44. Mo
m figurii 4
ate de
nța la forfe
a masei de
a fâșiilor
a mai simpl
ectării condi
45)
ă
Momentele de s
44, moment
.
ecare este c
pământ și d
lă, cea mai
ițiilor de ech
stabilitate și m
tul de răstu
cea care se
de suprasarc
cunoscută,
hilibru. (Sa
momente de răs
urnare este
e opune mo
cini. (Sarsby
dar si cea m
rsby, 2000)
sturnare (prel
dat de pro
omentului d
y, 2000)
mai puțin ri
). Masivul a
lucrare după
odusul
de răsturnar
iguroasă din
alunecărilor
Sarsby, 2000 )
iar mome
re dat de g
n punctul de
este diviza
57
Ec. 51
)
entul de
greutatea
e vedere
t în fâșii
Fâșiile
mențină
(Sarsby
Figura
metoda
sunt alese î
ă această reg
y, 2000)(figu
47 b-e. pre
echilibrulu
Figura 45
în asa fel în
gulă ar treb
ura 46)
Figura 46
ezintă meto
ui global.
5. Metoda fâși
ncât baza lor
bui să existe
6. Metoda fâși
da fâșiilor a
iilor (prelucra
r să corespu
e câte o fâșie
iilor (prelucra
aplicată în 4
are după Sars
undă unui s
e pentru fie
are după Sars
4 variante, î
sby, 2000 )
singur tip de
care schimb
sby, 2000 )
în timp ce f
e material. C
bare de strat
figura 47a.
58
Ca să se
tificație.
prezintă
59
Figura 47. Forţele ce acționează pe frontierele fâşiilor în diferite metode ce admit echilibrul limită (prelucrare după Stanciu, 2006 )
În metoda Fellenius (figura 47a), se face ipoteza că forțele verticale și orizontale ale fâșiilor
sunt egale și opuse. (Sarsby, 2000)
Metoda Bishop (1955) se bazează pe rezistența la rupere în lungul fâșiei verticale, cedarea
fiind produsă dintr-o singură mișcare, neținând cont de deformațiile ce se produc înainte de
rupere. Conform figurii 47b, în calculul coeficientului de siguranță se ține cont de reacțiunile
dintre fâșii și formula de calcul aplicată este:
∑
∑ Ec. 52
unde,
∗ Ec. 53
unde ϕ și c sunt unghiul de frecare internă și respectiv, coeziunea determinate cu ajutorul încercărilor de tip
consolidat - drenat sau consolidat - nedrenat. (Sarsby, 2000)
Metoda Janbu (1954) - suprafața de cedare este de formă oarecare. Pentru a selecta o
suprafață potențială de cedare trebuie determinat coeficientul de stabilitate minim, determinat
din multțimea de coeficienți de siguranță calculați pentru multitudinea de suprafețe potențiale
de ceda
ajută la
taluzulu
taluzulu
Unde, H
Valoare
Pentr
Pentr
are. Astfel,
identificare
ui și de coe
ui, și c su
H'w este înă
ea factorulu
ru c>0,
ru c=0,
pentru un t
ea coordona
eficientul
unt parametr
ălțimea apei
ui de stabilit
∗
∗
taluz execut
atelor centr
rii rezistențe
i în model,
ate se calcu
tat într-un m
elor suprafe
, unde e
ei la forfeca
este facto
ulează precu
masiv omog
ețelor critic
este greutate
are. (Yun Zh
r de corecți
um urmează
gen, nomog
e X0 și Y0
ea volumică
hou, 2006)
e.
ă:
grama din fi
în funcție d
ă, H este în
E
E
E
60
figura 48
de panta
nălțimea
Ec. 54
Ec. 55
Ec. 56
Metoda
sucțiuni
apă din
determi
Figura
Fredlun
potrivit
cuprins
Unde,
intrare, n
pământul
sucțiunea
Metode
același
suprafeț
limitare
evoluție
Figura 48. S
a GLE. Met
ii la rezisten
n teren. Dre
inată folosin
a 49. Curba ca
nd și Xing a
a pentru to
e între 0 ÷ 1
1
– conținutul
n – coeficient
lui, m – coefi
a reziduală.
ele de echil
în toate pu
ței de cedar
e a acestor
ei de cedare
Stabilirea cen
toda a fost d
nța la forfec
ept urmare,
nd metoda F
aracteristică a
au creat form
ate tipurile
1 000 000 k
volumetric de
t caracteristic
cient ce depin
libru limită
unctele de-a
re, masa de
metode de
e în respecti
ntrului suprafe
dezvoltată p
care a pămâ
, depinde d
Fredlund și
apă – pământ
mula matem
de pământ
kPa. (ecuația
e apă , – c
curbei carate
nde de conținu
ă determină
lungul supr
e pământ es
e echilibru
vul masiv.
eței de cedare
pentru a pe
ânturilor ne
de curba ca
Xing, (1994
pentru argilă1994)
matică ce de
t. Ecuația s
a 57)
conținutul de
eristice apă –
utul de apă re
ă factorul d
rafeței de c
ste în starea
limită ar f
(Pyke, 1991
după cmetoda
ermite luare
esaturate și
aracteristică
4) (figura 4
ă prăfoasă (pr
efinește curb
e poate apl
apă saturat, a
– pământ în p
eziduală, e – c
de stabilitate
edare. Se po
a limită de e
fi că nu po
1)
da Janbu (Yun
a în consid
este influen
ă apă – păm
49).
relucrare după
ba caracteri
lica pentru
a – sucțiunea
punctul de in
coeficient cu v
e presupun
oate admite
echilibru. U
oate fi luat
Zhou, 2006)
derare a con
nțată de volu
mânt, care
ă Fredlund an
stică apă –
valori ale s
E
ca valoare a a
flexiune, –
valoarea 2,71
nând că ace
e faptul că în
Un dezavant
în calcul
61
ntribuției
umul de
poate fi
nd Xing,
pământ,
sucțiunii
Ec. 57
aerului de
sucțiunea
828; Cr –
esta este
n lungul
taj sau o
istoricul
Metode
Metode
probabi
Se pot
presiun
In meto
tinand c
In figur
stabilita
e probabilist
ele probabil
ilitatii cedar
considera î
ea apei din
Figu
odele de cal
cont de cont
ra 51sunt pr
atii versanti
Figu
tice
listice se b
rii astfel inc
în calcul va
pori, coeziu
ura 50. Etape
lcul sunt de
tributia fiec
rezentate pr
lor (Manea,
ura 51. Proba
bazeaza pe
cat factorul d
ariabile ale
unea și ung
ele calculului p
efinite ipote
caruia la var
robabilitatil
, 1998)
abilitati de ced
analiza ha
de stabilitat
atoare cum
ghiul de frec
probabilistic (
ze cu privir
riatia factoru
le de cedare
dare specifice
azardului la
te sa fie sub
m ar fi: greu
care interna
(prelucrare du
re la indepe
ului de stab
e specifice d
(prelucrare du
a alunecare
bunitar.
utatea volum
– figura 50
upă Manea, 1
endenta para
bilitate.
diferitelor f
upă Manea, 1
e apreciat p
mica a păm
0.
998)
ametrilor de
forme de pi
1998)
62
pe baza
mântului,
e intrare
ierdere a
3.7. M
3.7.1. M
Cu ajut
cedare,
prin rela
unde,
Etapele
-
-
-
-
-
Figura 5
În 1969
eforturi
pentru a
Modelarea
Metoda elem
torul metod
se pot obs
ația:
∑
și sunt
e de realizar
discretizare
determinare
determinare
alegerea leg
modelarea m
2. Preluarea e
9, Kulhawy
i în masiv.
a determina
numerică
mentului fi
dei de eleme
erva zonele
t rezistența la f
e a unui mo
ea geometric
ea stării iniț
ea condițiilo
gii de comp
matematică
eforturilor dinlimită
a dezvoltat
Eforturile n
a valoarea f
ă a fenome
nit în anali
ent finit se
e de rupere
forfecare, resp
odel cu met
că a modelu
țiale de efor
or la limită;
portare a păm
ă a legii de c
n analiza cu mă (prelucrare
t un program
normale şi
factorului d
enelor de
iza stabilită
pot determ
și se poate
spectiv forța tă
toda elemen
ului, 2D sau
rturi;
mântului din
comportare.
metoda elemendupă Fredlun
m de calcul
tangenţiale
de stabilitate
instabilit
ății pantelo
mina tensiun
e calcula co
ăietoare în lun
ntului finit s
u 3D;
n modelul s
.
ntelor finite pend și Scoular,
care să poa
e dintr-o an
e global. O
tate a pan
or
ni și deform
oeficientul d
ngul suprafețe
sunt (Stanci
studiat;
entru calculul 1999)
ată determin
naliză elastic
O schematiz
telor
mațiile supra
de siguranț
E
ei de cedare.
iu, 2006):
l cu metoda ec
na starea in
că au fost
are a metod
63
afeței de
ă mediu
Ec. 58
chilibrului
nițială de
folosite
delor de
determi
figura 5
Fig
Teoria
stabilita
Această
determi
finit au
de echil
Zienkie
stabilita
formule
inare a fact
53.
gura 53. Posib
Kulhawy p
ate:
∑
∑
ă metodă
inarea facto
dus la valo
libru limită.
ewicz et al (
ate folosind
ei (Fredlund
∑
∑
torului de s
bilități de dete(p
prezintă urm
folosește d
orului de st
ori mult mai
. (Fredlund
(1975) a pro
d valoarea m
d&Scoular,
stabilitate f
erminare a facprelucrare dup
mătoarea fo
diferența m
tabilitate. A
i mari ale f
d&Scoular, 1
opus o meto
maximă a e
1999):
folosind me
ctorului de stapă Fredlund ș
ormulă de c
maximă de
Analizele de
factorului de
1999)
oda de eleme
fortului de-
etoda eleme
abilitate cu ajui Scoular, 199
calcul pent
efort din
e stabilitate
e stabilitate
ent finit pen
-a lungul su
entului finit
utorul metode99)
tru determin
suprafața
e folosind m
cu cca. 30%
ntru determ
uprafeței de
t este preze
i elementului f
narea facto
E
de cedare
metoda elem
% față de m
inarea facto
e cedare cu
E
64
entată în
finit
rului de
Ec. 59
e pentru
mentului
metodele
orului de
ajutorul
Ec. 60
Dikari
forfecar
Exista d
reducer
foerfeca
3.7.2. M
Metoda
echilibr
încărcăr
valoare
alunecă
plan de
Metoda
valorile
formeze
Aceasta
dreapta
aluneca
încât, ce
si Commin
re și efortur
∑
∑ ∗
două metod
re a reziste
are este prez
Metoda r
a reducerii
rul unor ma
ri care pot
a minimă a
ării. Mai mu
aluncare in
a reducerii r
e parametril
e.
a metoda a f
intrinsecă
are rezisten
ercul lui Mo
ns (1985) a
rile normale
de de analiz
entei la fo
zentată în c
educerii r
rezistenței
ase de pămâ
acționa asu
a factorului
ult, aceasta m
nițial. (Griff
rezistenței la
lor rezisten
fost propusă
pentru un p
ța la forfeca
ohr să devin
Figura 54. M
au propus o
e și tangenți
ză a stabilită
rfecare și
ele ce urme
rezistente
la forfecare
ânt care tind
upra lor. Sim
de stabilita
metoda poa
fith, 1999; M
a forfecare
ntei la forfe
ă de Zienkie
punct oarec
are în acest
nă tangent l
Metoda reduce
o metodă d
ale, aplicân
ății pantelor
metoda in
ează.
i la forfec
e implică o
d să alunece
mulează sup
ate, precum
ate determin
Matsui, 199
este o meto
ecare ( , )
ewicz (1975
care A din
punct este d
a suprafața
erii rezistentei
e element
nd formula (
r cu metoda
directa. M
care
o analiză nu
e sub influe
prafața de a
și comport
na suprafața
0)
odă directa d
înainte ca
5). Figura 5
masiv. Pen
divizată cu
de cedare a
i la forfecare (
finit ce com
(Fredlund&
a elementul
Metoda redu
umerică pre
ența greutăț
aluncare a p
tamentul pă
de alunecar
de calcul, c
suprafața
54 prezintă
ntru a deter
factorul de
a pantei.
(Midas, 2010)
mbină rezis
&Scoular, 19
E
lui finit: me
ucerii rezist
ecisă care s
ii proprii și
pantei și de
ământului în
re fără a im
are scade p
de alunecar
cercul efort
rmina supr
stabilitate,
)
65
stența la
999):
Ec. 61
etoda de
tenței la
satisface
i a altor
etermină
n timpul
mpune un
rogresiv
re să se
turilor şi
rafața de
F, astfel
66
Starea de eforturi caracteristică acestui punct este completată de starea de deformație. După o
baleiere a unui număr de puncte rezultă o suprafață de cedare globală și o valoare minimă a
factorului de stabilitate. Această metodă necesită o analiză numerică, ulterior având ca
rezultat valoarea minimă a factorului de stabilitate, precum și evaluarea comportamentului
real de alunecare al pantei.
Pentru a determina valoarea factorului de stabilitate, valorile modulului de elasticitate și
ale coeficientului lui Poisoon trebuie sa ramana constante. Valorile coeziunii și a
unghiului de frecare interna sunt simultan reduse pentru a determina valoarea factorului
de stabilitate în ipoteza cea mai defavorabila.
Pornind de la expresia generală a factorului de stabilitate:
Ec. 62
Unde, este rezistenta la forfecare a pământului.
Formula de calcul pentru , bazata pe criteriul Mohr – Coulomb este:
Ec. 63
Unde,
- coeziunea redusă; – ungiul de frecare interna redus; SRF – coeficientul de
reducere al rezistentei la forfecare.
Pentru a determina coeficientul de reducere SRF este necesară urmarirea valorilor rezultate
ale factorului de stabilitate în urma producerii cedării. În timpul analizei, valoarea factorului
de stabilitate, este crescută în pasi foarte mici, ceea ce ar prelungi durata de timp a analizei.
În caz contrar, calcularea valorii minime ale factorului de stabilitate ar fi eronată.
3.7.3. Metoda de determinare prin programare dinamică a suprafeţei de
cedare
Metodele convenţionale de echilibru limită se bazează pe ipoteze simplificatoare privind
eforturile din masiv şi pe forma suprafeţei potenţiale de cedare pentru a rezolva problema
determinării soluţiei. Aceste ipoteze reprezinta limitări ale acestui tip demetodă.
Program
lor în su
Metoda
conside
dinamic
Prin ut
eforturi
dinamic
privind
utilizato
la faptu
55).
Figur
Un alt
constitu
3.8. Ap
SR EN
siguranţ
rezisten
de proie
Astfel,
de tip G
se aplic
marea dinam
ub probleme
a de progra
erare deform
că şi prin ut
tilizarea m
ilor din tere
că se pot g
localizarea
or, respectiv
ul că supraf
ra 55. Determ
avantaj al
utive avansa
plicarea m
N 1997-1:20
ţă aplicaţi
nţelor) pentr
ectare la stă
în cazul an
GEO, pentru
că abordările
mică este un
e mai simpl
amare dina
maţiile tere
tilizarea met
metodei elem
en a metode
general supr
a acestora (P
v modul dec
faţa de ceda
minarea factor
acestei cu
ate, nelinear
metodei co
004 – Eur
i acţiunilor
ru a asigura
ări limită.
nalizei stabil
u care în Ro
e de calcul
n algoritm c
le.
amică (DP)
enului print
todei eleme
mentelor f
elor de echi
rafeţe de ce
Pham & Fre
cedare, este
are este con
rului de stabili
uplări MEF
re pentru ter
oeficientil
rocod 7 pre
r (sau ef
a marja de
lităţii pante
omânia, în c
1 (cu combi
care rezolvă
) aplicată
tr-o tehnică
entelor finite
finite (MEF
libru limită
edare nereg
edlund, 200
e acum parte
nsiderată ca
itate folosind
+ DP con
ren.
lor partia
evede utili
fectelor), r
siguranţă c
elor (starea
conformitate
inaţiile 1 şi
ă problemel
analizei de
ă deoptimiz
e (Stianson
F) se rezo
ă. Prin asoci
gulate fără a
03). Ceea ce
e a soluţiei.
a un ansamb
analiza dinam
nstă în pos
ali. Euroco
zarea meto
respectiv p
cerută. De a
limită ultim
e cu Anexa
2) şi 3.
le complexe
e stabilitate
zare a tehni
et al, 2004)
olvă proble
ierea cu teh
a utiliza nic
e anterior er
Singura pr
blu de sgme
mică (Yamaga
ibilitatea u
od 7
odei coefici
parametrilor
asemenea, u
mă) este rele
Naţională S
e prin fragm
e a pantelo
icii de pro
).
ema necon
hnica depro
ci un fel de
ra anticipat
resupunere s
ente lineare
mi and Ueta,
utilizării de
ienţilor par
r geotehni
utilizează co
evantă stare
SR EN 199
67
mentarea
or ia în
gramare
nsiderării
gramare
eipoteze
de către
se referă
e (figura
1988)
modele
rţiali de
ici (sau
onceptul
ea limită
97-1/NB,
68
Abordarea de calcul 1:
- combinaţia 1: A1 + M1 + R1
- combinaţia 2: A2 + M2 + R1
Abordarea de calcul 3: (A1 sau A2) + M2 + R3 – A1 pentru acţiuni structurale, A2 pentru
acţiuni geotehnice
Unde A1, A2 sunt seturile de coeficienţi parţiali pentru acţiuni (sau efectele lor), M 1, M2
sunt seturile devalori pentru coeficienţii parţiali de material, iar R1, R3 sunt seturile d evalori
pentru coeficienţii aplicaţi rezistenţelor, conform tabelelor 5 – 7.
Tabel 5. Valorile coeficienţilor parţiali aplicaţi acţiunilor (sau efectelor lor) pentru verificarea la starea limită ultimă de tip GEO – SR EN 1997-1
Acțiuni Simbol Set
A1 A2
Permanente Nefavorabile
γG 1,35 1,0
Favorabile 1,0 1,0
Variabile Nefavorabile
γQ 1,5 1,3
Favorabile 0 0
Tabel 6. Valorile coeficienţilor parţiali aplicaţi caracteristicilor materialului pentru verificarea la starea limită ultimă de tip GEO – SR EN 1997-1
Parametru pământ Simbol Set M1 M2
Unghiul de frecare interna a γφ' 1,0 1,25 Coeziune efectivă (drenată) γc' 1,0 1,25 Coeziune nedrenată γcu 1,0 1,4 Rezistența la compresiune cu deformare laterală liberă γqu 1,0 1,4 Greutate volumică γγ 1,0 1,0 a Acest coeficient se aplică la tanφ'
Tabel 7. Valorile coeficienţilor parţiali de rezistenţă pentru verificarea la starea limită ultimă de tip GEO – SR EN 1997-1 pentru analiza stabilităţii pantelor şi de verificare a stabilităţii generale
Rezistența Simbol Set R1 R2 R3
Rezistența pământului
γR,e 1,0 1,0 1,0
Notă: In România nu se aplică R2
In cazul verificării la stările limită de serviciu coeficienţii parţiali au valoare unitară.
69
De asemenea, pentru stările limită ultime în situaţii accidentale valoarea coeficienţilor este
unitară. Pentru combinaţiile seismice, coeficienţii acţiunilor sunt unitari, iar cei de material
au valorile indicate în setul M2, în conformitate cu Anexa Naţională la SR EN 1998-5/NA.
În conformitate cu SR EN 1998-5, în absența studiilor de specialitate, coeficienții seismici
orizontali (kh) și verticali (kv) care acționează asupra masivelor de pământ se calculează
astfel:
∗ / Ec. 64
0,5 ă 0,6 Ec. 65
0,33 î Ec. 66
unde,
∝ - raportul dintre valoarea de calcul a accelerației terenului pentru pământuri, ag și
accelerația gravitațională, ag = 0.1 pentru Cluj; S = 1.2 (Clasa B) – parametrul caracteristic al
tipului de pamant definit în SR EN 1998-1:2004, r este un coeficient ales in funcție de tipul
structurii de susținere, r = 1.
3.9. Exemplu de calcul - modelare numerică a stabilității unei pante folosind
metoda elementului finit
Pentru exemplificarea conceptelor mai sus menţionate a fost realizată o modelare numerică în
element finit (utilizând programul MIDAS GTS) pentru un caz teoretic.
Studiul prezintă o comparație între metoda analitică de calcul a stabilității pantei cu metoda
de reducere a parametrilor rezistenței la forfecare, ambele folosind metoda elementului finit.
S-a modelat o geometrie bidimensională similară celei din figura 55 pentru care au fost
realizate două modelări comparative.
3.9.1. Comparație SAM - SRM
Primul caz constă în determinarea factorului de stabilitate prin metoda SAM (Stree Analysis
Method) și SRM (Strength Reduction Method) ținând cont de variațiile pe orizontală ale
nivelului apei subterane, adâncimi variate cum ar fi: 3m, 5m, 7m și 10m. În tabelul 8 sunt
prezentați parametrii geotehnici pentru cele două variante. Al doilea caz prezintă rezultatele
pe acela
aceleași
Rezulta
detaliat
Figu
Figur
ași model m
i metode de
atele obținut
:
Analiză 2D
ura 57.Cazul 1
Analiză 2D
ra 58. Cazul 1
Analiză 2D
modificând
e analiză.
Figu
Tabel 8
Tip - Ca
Soil 1 Soil 2
te, pentru pr
D folosind S
1. SAM fără ap
D folosind S
1. SRM fără ap
D folosind S
parametrii
ura 56. Model
8. Parametrii
azul 1 ϕ °
30 10
rimul caz (
AM, model
pă subterană:rezis
RM, model
apă subterană:rezis
AM, model
rezisțenței
lul geometric 2
geotehnici fo
c kPa
5 20
=30° și c=
l fără apă su
: a) Conturul dstenței la forfe
l fără apă su
: a) Conturul stenței la forfe
l cu NH=-3,
la forfecare
2D și discretiz
olosiți pentru c
γkNm
E[kP
20 800020 8000
=5kPa), sunt
ubterană (fig
deplasărilor sfecare
ubterană (fig
deplasărilor sfecare
,00m (figur
e controlat
zarea
cazul 1:
Pa] ν
00 0.3 00 0.3
t prezentate
gura 58). FO
suprafeței de c
gura 59). FO
suprafeței de c
ra 60). FOS
(tabel 9), re
e în cele ce u
OS =1,706.
cedare; b) Evo
OS = 1,30.
cedare; b) Ev
= 1,62.
70
ealizând
urmează
oluția
voluția
Figura 5
Figura 6
Figura 6
59. Cazul 1. SA
Analiză 2D
60. Cazul 1. SR
Analiză 2D
61. Cazul 1. SA
Analiză 2D
AM, NH=-3,0
D folosind S
RM, NH=-3,0
D folosind S
AM, NH=-5,0
D folosind S
00m: a) Contu
RM, model
00m: a) Contu
AM, model
00m: a) Contu
RM, model
urul deplasărilforfecare
l cu NH=-3,
urul deplasărilforfecare
l cu NH=-5,
urul deplasărilforfecare
l cu NH=-5,
lor suprafeței
,00m (figura
lor suprafeței
,00m (figur
lor suprafeței
,00m (figura
de cedare; b)
a 61). FOS
de cedare; b)
ra 62). FOS
de cedare; b)
a 63). FOS
) Evoluția rezi
= 0,975.
) Evoluția rezi
= 1,53.
) Evoluția rezi
= 1,075.
71
istenței la
istenței la
istenței la
Figura 6
Figura 6
Figura 6
Figura 6
62. Cazul 1. SR
Analiză 2D
63. Cazul 1. SA
Analiză 2D
64. Cazul 1. S
Analiză 2D
65. Cazul 1. S
Analiză 2D
RM, NH=-5,0
D folosind S
SAM, NH=-7,0
D folosind S
SRM, NH=-7,0
D folosind S
SAM, NH=-10
D folosind S
00m: a) Contu
AM, model
00m:a) Contur
RM, model
00m:a) Contur
AM, model
0,00m: a) Con
RM, model
urul deplasărilforfecare
l cu NH=-7,
rul deplasărilforfecare
l cu NH=-7,
rul deplasărilforfecare
l cu NH=-10
nturul deplasăla forfecare
l cu NH=-10
lor suprafeței
,00m (figur
lor suprafeței
,00m (figura
lor suprafeței
0,00m (figu
rilor suprafețe
0,00m (figu
de cedare; b)
ra 64). FOS
de cedare; b)
a 65). FOS
de cedare; b)
ura 66). FOS
ei de cedare;
ura 67). FOS
) Evoluția rezi
= 1,54.
Evoluția rezi
= 1,15.
Evoluția rezi
S = 1,65.
b) Evoluția re
S = 1,3.
72
istenței la
istenței la
istenței la
ezistenței
73
Figura 66. Cazul 1. SRM, NH=-10,00m: a) Conturul deplasărilor suprafeței de cedare; b) Evoluția rezistenței la forfecare
În tabelul 9 sunt prezentate valorile obținute pentru cazul 1 ( =30° și c=5kPa) și cazul 2
( =10° și c=20kPa).
Tabel 9. Rezultatele analizei comparative SAM - SRM - valori ale factorului de stabilitate:
Cazul 1 ( =30° și c=5kPa) Cazul 2 ( =10° și c=20kPa)
NH (m) FOS (SAM) FOS (SRM) NH (m) FOS (SAM) FOS (SRM)
-3,00 1.62 0.97 3 1.44 0.8
-5,00 1.53 1.07 5 1.34 0.75
-7,00 1.54 1.15 7 1.3 0.7
-10,00 1.65 1.3 10 1.35 0.7
-15,00 1.7 1.3 15 1.34 0.7
Se poate observa că valorile factorului de stabilitate obţinute prin metoda SRM de reducere
progresivă a parametrilor rezistenţei la forfecare sunt mai mici decât cele obţinute prin
metoda analitică (SAM).
In figurile 68 și 69 sunt reprezentate grafic valorile factorului de stabilitate rezultat prin cele
două metode în funcţie de nivelul apei.
Figura 67. Reprezentare grafică a factorului de stabilitae pentru cazul 1
0.5
0.7
0.9
1.1
1.3
1.5
1.7
1.9
0 5 10 15 20
Factor de stab
ilitate
Hapă (m)
Cazul 1
SAMSRM
3.9.2. C
Al doi
tridimen
prezent
Analiza
Figura 6
Figura 7
Analiza
Fig
Comparație
ilea caz s
nsional. Re
ate mai sus
a 2D (figura
69. Analiza ME
70. Analiza ME
a 2D (figura
gura 68. Repr
e MEF 2D -
studiat este
ezultatele p
.
a 69) și 3D (
MEF 2D: a) Co
MEF 3D: a) Co
a 71) și 3D (
0.5
0.7
0.9
1.1
1.3
1.5
1.7
1.9
0Factor de stab
ilitate
rezentare graf
- 3D
e compara
prezentate
(figura 70)
onturul deplas(S
onturul deplas(S
(figura 72)
0 5
fică a factorul
ația modelă
au avut ca
folosind SA
sărilor suprafeSAM) - Fs=1.
sărilor suprafeSRM) - Fs = 1.
folosind SA
5 10
Cazu
lui de stabilita
ării cu el
a parametr
AM și SRM
feței de cedare70
feței de cedare.20
AM și SRM
0 15
ul 2
ae pentru cazu
lement fin
i de intrar
M - 5
e; b) Evoluția
e; b) Evoluția
M. - c 10
20
Hap
SAMSRM
ul 1
nit dimensi
re cazurile
și
rezistenței la f
rezistenței la f
kPașiϕ
ă (m)
74
ional și
1 și 2
30°
forfecare
forfecare
25°
Figura 7
Figura 7
Analiza
Figura 7
Figura 7
Analiza
71. Analiza ME
72. Analiza ME
a 2D (figura
73. Analiza ME
74. Analiza ME
2D (figura
MEF 2D: a) Co
MEF 3D: a) Co
a 73) și 3D
MEF 2D: a) Co
MEF 3D: a) Co
75) și 3D (f
onturul deplas(S
onturul deplas(S
(figura 74)
onturul deplas(S
onturul deplas(S
figura 76) f
sărilor suprafeSAM) - Fs=1.
sărilor suprafeSRM) - Fs=1.2
folosind SA
sărilor suprafeSAM) - Fs=1.5
sărilor suprafeSRM) - Fs=1.
folosind SA
feței de cedare64
feței de cedare20
AM și SRM
feței de cedare59
feței de cedare05
M și SRM -
e; b) Evoluția
e; b) Evoluția
M - 15
e; b) Evoluția
e; b) Evoluția
- 20
rezistenței la f
rezistenței la f
și
rezistenței la f
rezistenței la f
ș
75
forfecare
forfecare
20°
forfecare
forfecare
15°
Figura 7
Figura 7
În tabel
Tab
Și în ca
3.9.3. C
Metode
capacită
Metode
conserv
Metode
utilizate
Metoda
pământ
se detaş
obţinere
75. Analiza M
76. Analiza ME
lul 10 sunt p
bel 10. Rezult
azul modelăr
Concluzii as
ele de analiz
ăţii de calcu
ele de echi
vatoare pent
ele numeric
e în zilele n
a elementul
, iar factoru
şează meto
ea cedării. A
MEF 2D: a) Co
MEF 3D: a) Co
prezentate c
tatele analizei
c (kPA)
5
10
15
20
rii 3D meto
supra meto
ză a stabilită
ul şi cu dezv
ilibru limită
tru a asigura
ce, cum ar
oastre.
lui finit per
ulde stabilit
oda de redu
Analiza SR
onturul deplas(S
onturul deplas(S
comparativ v
i comparative
) ° FO
30
25
20
15
oda SRM a d
odelor de an
ăţii pantelor
voltarea met
ă sunt cele
a o proiecta
fi metoda
rmite mode
tate (de sigu
ucere progre
RM poate pr
sărilor suprafeSAM) - Fs=1.5
sărilor suprafeSRM) - Fs=0.9
valorile obț
2D - 3D SAM
OS - SAM - 2
1,7
1,64
1,59
1,53
dus la valor
naliză a sta
r sunt nume
todelor num
e mai utili
are de partea
elementulu
elarea stării
uranţă) este
esiva a para
rezenta rezu
feței de cedare53
feței de cedare95
ținute.
M - SRM - valo
D FOS - SR
1,
1,
1,0
0,9
rile minime
abilitații pa
eroase şi ele
merice.
izate în pra
a siguranţei.
ui finit sau
i de efoturi
e obţinut pr
ametrilor re
ultate referi
e; b) Evoluția
e; b) Evoluția
ori ale factoru
RM - 3D
2
2
05
95
ale factorul
antelor
e au evoluat
actică, ele
.
a diferenţe
i şi deform
rin diferite m
ezistenţei la
itoare la for
rezistenței la f
rezistenței la f
ului de stabili
lui de stabil
t o dată cu c
fiind sufic
elor finite s
maţii în mas
metode, din
a forfecare
rmarea mec
76
forfecare
forfecare
tate
litate
creşterea
cient de
sunt des
sivul de
ntre care
până la
canismul
77
de cedare și implicit, de producere a acestuia, rezultate care într-o analiză de echilibru limită
nu pot fi prezentate.
În unele cazuri modelarea numerică tridimensională este necesară şi utilă, dar, de cele mai
multe ori, pentru pante de lungime mare o modelare 2D este suficientă.
78
4. Considerarea nesaturării în analiza stabilității pantelor
4.1. Efectul nesaturării asupra stabilității pantelor
Stabilitatea unei pante este influențată de variația nivelului apei subterane, în masivul de
pământ. Evident, există și mulți alți factori care influențează pierderea stabilității, care au
fost prezentați în capitolul 3.
Variația presiunii apei din porii pământului este în general rezultul infiltrării apei din
precipitații. De multe ori, reducerea presiunii negative din porii pământului în zona nesaturată
influențează stabilitatea pantei. (Fredlund și Rahardjo, 2007)
Mai mulți cercetători (Bittelli s.a., 2012) au demonstrat că în momentul reducerii presiunii
negative din porii pământului, stabilitatea pantei nu mai este asigurata. După o serie de
masurători și încercări s-a demonstrat faptul că sucțiunea joacă un rol important în meținerea
stabilității pantelor. (Gavin și Xue, 2008) În concluzie, modelarea stabilității pantelor ținând
cont de presiunea negativă din pori devine obligatorie pentru a obține rezultate cât mai
aproape de realitate. Mai mult, în momentul introducerii într-o modelare a unui sistem de
drenaj, existența presiunii negative din pori este permanentă și influențează valoarea minimă
a factorului de stabilitate.
Unii cercetatori au remarcat faptul ca rezistenta la forfecare a pământurilor variază în functie
de sucțiunea matricială. ( Vanapalli et al., 1996; Khalili and Khabbaz, 1998; Cunningham et
al., 2003; Thu et at., 2006; Zhou and Sheng, 2009; Uchaipichat, 2010). În capitolul 3 au fost
prezentate principalele constribuții din literatură referitoare la modificarea rezistenței la
forfecare în funcție de gradul de saturație.
Evident, cu cât nesaturarea este mai pronunţată, cu atât rezistenţa la forfecare creşte mai mult
şi factorul de stabilitate de asemenea. Pentru a ţine cont de gradul de nesaturare şi de
influenţa acestuia asupra rezistenţei la forfecare în analiza stabilităţii pantelor în formulele de
calcul la echilibru limită trebuie introduse elemente suplimentare legate de sucţiune şi
modificarea rezistenţei la forfecare.
79
Recent, Uchaipichat (2012) a propus o expresie de calcul pentru factorul de stabilitate
determinat prin metoda fâșiilor pentru pământuri nesaturate, în care include și efectul
sucțiunii matriciale, după cum urmează (figura 77):
, 1 Ec. 67
, 1 Ec. 68
, Ec. 69
Unde, Fs este valoarea factorului de stabilitate, este sucțiunea reziduală, raport intre
sucțiunea matricială (s) și valoarea presiunii de intrare a aerului ( .
Dacă inlocuim valorile , si cu 25, 0.55 și 1.00, expresia devine relatia propusa de
Russell and Khalili (2006) (ecuația 67). În acest caz, valoarea creste odata cu cresterea
sucțiunii pentru o valoarea mai mica de 25. Pentru 1, valoarea descreste odata cu
cresterea sucțiunii și devine zero la ∞.
Drept urmare, rezistenta la forfecare poate fi scrisa:
∆ 1 Ec. 70
Formula de determinare a factorului de stabilitate (FS) pentru o fâșie are forma:
Ec. 71
Formula generală pentru determinarea factorului de stabilitate pentru toare fâșiile are forma:
∑
∑ Ec. 72
Unde, c – este coeziunea, este unghiul de frecare interna al pământului, Δ este lățimea
fâșiei, este greutatea fâșiei, – parametru ce depinde de gradul de saturație și variază
între 0 și 1.
Figura
4.2. M
Metode
fost dez
un prog
Acest su
Metoda
În 1978
poate fi
∗
unde: c*
din pori,
internă.
În cons
astfel (f
unde: =
frecare in
= pres
77. Metoda m
Metode de
ele de anali
zvoltate, ana
gram de calc
ubcapitol pr
a Phi-b
8, Fredlund
i încorporata
este coeziune
∅ este ungh
ecință, crite
figura 75):
= efortul tang
nternă, ∅ = u
siunea apei di
modificata a fa
analiză a
iza a stabili
alizate si im
cul specific
rezintă meto
a demonst
a ca o funcț
∅
ea totală, c' e
hiul de crește
eriul de ced
∅
gențial în mo
unghiul de fre
in pori.
fasiilor pentru
stabilităț
itatii pantel
mplementate
pentru păm
odele de cal
trat contribu
ție a coeziun
∅
este coeziunea
ere a efortulu
dare Mohr-C
∅
mentul ruper
ecare internă
pământurile n
ții pantelo
lor in regim
e de catre Fr
mânturi nesa
lcul implem
uția adusă d
nii potrivit e
a efectivă, ua e
ui de forfecare
Coulomb pe
rii, = efortu
pentru pămân
nesaturate (pr
or în regim
m nesaturat
redlund si c
aturate.
mentate, dup
de sucțiune
ecuației:
este presiunea
e datorită su
entru pămân
ul normal ap
nturi nesatura
relucrare dup
m nesatur
prezentate
colaboratori
pă cum urm
a solului la
a aerului din p
cțiunii și ∅ e
nturi nesatur
plicat, =coez
ate, = pres
pă Uchaipicha
rat
în acest ca
i sai, cumul
ează:
a coeziune.
E
pori, uw presiu
este unghiul d
rate este mo
ziune, = u
siunea aerului
80
at, 2012)
apitol au
late intr-
Aceasta
Ec. 73
unea apei
de frecare
odificată
Ec. 74
nghiul de
i din pori,
Figura 7
Termen
nesatura
forfecar
O serie
pentru p
Metoda
Metoda
pământu
Drept u
Xing, 1
78. Criteriul d
nul ∅ se de
ată cu contr
re triaxial m
de studii d
pământuri n
a Fredlund
a a fost dez
urilor nesat
urmare, dep
994. (Fredl
de cedare Moh
etermină exp
rolarea sucț
modificat.
de laborator
nesaturate. (
,
d
zvolată pen
turate datora
pinde de cu
lund and Xi
hr-Coulomb m
perimental
țiunii, lucru
r au demons
(Litvin, 2008
,
ntru a perm
ate sucțiuni
urba caractr
ing, 1994)
modificat pent2008)
în urma un
posibil, în
strat că ung
8)
mite modelar
ii și depind
istică apă –
tru pământuri
nei serii de
mod obișnu
ghiul de frec
rea contribu
de de volum
– pământ, f
nesaturate (p
încercări d
uit prin utili
care poate f
uției reziste
mul de apă p
folosind me
prelucrare dup
e forfecare
izarea apara
fi scris ca o
enței la for
rezent în m
etoda Fredlu
81
pă Litvin,
în stare
atului de
o funcție
Ec. 75
fecare a
modelare.
und and
Figura
Fredlun
caracter
pământ
sucțiuni
Unde,
intrare, n
pământul
sucțiunea
Figura
compor
între 0 ș
a 79. Curba ca
nd anx Xin
ristice sucți
, potrivita p
ii cuprinse î
1
– conținutul
n – coeficient
lui, m – coefic
a reziduală.
77 prezint
rtamentul ar
și 15 000 kP
aracteristică s
ng (1994) a
une - umidi
pentru toate
între 0 ÷ 1 0
volumetric de
t caracteristic
cient ce depin
tă studiul r
rgilei prăfoa
Pa.
sucțiune - umi
au dezvolta
itate formul
e tipurile d
000 000 kPa
e apă , – co
c curbei carat
nde de conținu
realizat de
ase Guadali
iditate pentru Xing, 1994)
at o metod
la matemati
de pământ. E
a.
onținutul de a
teristice apă –
utul de apă re
către Escar
ix Red Silty
argilă prăfoa
dă pentru d
ică ce defin
Ecuația se
apă saturat, a
– pământ în p
eziduală, e – c
rio and Juc
y Clay aplicâ
asă (prelucrar
definirea m
nește curba
poate aplic
– sucțiunea c
punctul de inf
coeficient cu v
ca (1989).
ând valori a
e după Fredlu
atematică a
caracteristic
ca pentru va
E
ca valoare a a
nflexiune, –
valoarea 2,71
Aceștia au
ale sucțiunii
82
und and
a curbei
că apă –
alori ale
Ec. 76
aerului de
sucțiunea
828; Cr –
u studiat
i variind
Figura
Pentru a
and Xin
Tabel 11
Metoda
Metoda
1994 și
Vanapa
forfecar
sucțiuni
Unde, k e
este conț
80. Curba ca
a determina
ng (1994) fo
. Condițiile re
a Vanapalli
a se bazează
i permite m
alli și Fred
re a pământ
ii cuprinse î
este valoarea
ținutul de apă
aracteristică ap
a parametrii
olosind prog
eziduale și va
Parametri
a(kPa)
n
m
Valoarea aer
Sucțiunea re
i
ă pe curba c
modelarea co
lund (1996
turilor nesa
între 0 și 1
′
exponențială
normalizat:
apă – pământ p
i necesari pe
gramul Soil
alori parametrF
rului de intrare
ziduală (kPa)
caracteristic
ontribuției re
6) au propu
aturate folos
000 000 kP
aplicată pent
pentru Guada
entru curba
VisionTM. (
rilor a,n,m penFredlund, 1998
Arg
242
0,81
0,79
e (kPa) 52,7
19,6
că apă – păm
ezistenței la
us o funcți
sind curba
Pa și rezisten
tru a obține o
alix Red Silty C
caracteristi
(tabel 11):
ntru argilă pr8)
ilă prăfoasă ro
,1
1
9
7
630
mânt folosin
a forfecare a
e neliniară
caracteristic
nța la forfec
valoare corec
Clay (Vanapa
ică s-a folos
răfoasă roșie G
oșie Guadalix
nd metoda F
a pământuri
ținând con
că apă – pă
care a pămâ
ctă între măsu
alli și Fredlund
sit ecuația F
Guadalix ((Va
Fredlund an
ilor nesatura
nt de rezis
ământ cu va
ânturilor nes
E
urători și prez
83
d, 1998)
Fredlund
anapalli și
nd Xing,
ate.
stența la
alori ale
saturate.
Ec. 77
ziceri; –
84
Vanapalli și colaboratorii săi (1996) au propus o altă ecuație pentru rezistența la forfecare a
pământurilor nesaturate, neutilizând coeficientul k.
′ Ec. 78
Unde, θw – conținutul de apă, θs – conținutul de apă saturat, θr – conținutul de apă rezidual.
Metoda Vilar
Metoda nu depinde de curba caracteristică apă – pământ ca și metoda Fredlund și Vanapalli,
ci mai degrabă permite definirea unei valori ale coeziunii maxime ca fiind coeziunea ultima
pentru un pământ asupra caruia au fost aplicate trepte de suctiune. Valoare cultim este mai
mare decât coeziunea efectivă.
Folosind aceastea metoda (Vilar, 2006), coeziunea efectiva a pământului este scrisa ca o
functie hiperbolica a suctiunii. Parametrii functiei hiperbolice sunt obtinuti tinand cont de
parametrii rezistentei la forfecare pentru un pământ saturat, neaplicand trepte de suctiune.
Vilar (2006) a folosit aceasta ecuatie hiperbolica care sa reprezinte influenta suctiunii
matriciale pentru parametrii rezistentei la forfecare.
/ ∗ Ec. 79
unde, c este coeziunea efectiva, este suctiunea pământului, a si b sunt parametrii ce depind de unghiul de
frecare interna si de coeziune si se pot determina:
Ec. 80
unde ′ este unghiul de frecare interna.
Ec. 81
Metoda Khalili
Un pământ este saturat atâta timp cât sucțiunea matricială este mai mică decât valoarea
aerului de intrare. Odată ce valorea aerului de intrare este depășită, rezistența la forfecare se
reduce.
Bishop (1959) a propus ecuația (59) pentru determinarea rezistenței la forfecare pentru
pământuri nesaturate prin extinderea ecuației lui Terzaghi.
Unde,
Khalili
pământu
Unde,
4.3.Stu
Metoda
In acest
prezent
Analize
4.3.1. S
porogr
În acest
150m p
modelu
următor
-
-
-
Midas G
căruia s
stabilita
– parametru c
și Khabbax
urilor nesat
,
- sucți
dii de caz
a Elementu
t capitol au
ate mai sus
ele au fost re
Studiu de
amul de ca
t studiu de
poziționat p
ul elastic Mo
rii:
miezul bara
corpul bara
strat de baz
GTS NX es
se pot gesti
ate a pantelo
′
ce depinde de
x (1998) au
turate.
iunea matricia
z privind
ului Finit
u fost realiz
de analiză î
ealizate cu p
caz 1 – A
alcul MIDA
caz a fost
pe un strat d
ohr-Coulom
ajului (core)
ajului (dam b
ză de rocă (b
Figura
ste un progr
iona o serie
or în regim
gradul de sat
u extins ecu
ală;
analiza sta
zate mai m
în regim ne
programele
Analiza stab
AS GTS
analizat un
de bază de
mb. Paramet
): c = 30 kN
body): c =
bedrock): c
81. Model 2D
ram ce se b
e de aplicaț
dinamic și s
turație și varia
uația Bisho
abilităţii p
multe studii
esaturat.
de calcul M
bilităţii în
baraj, cu în
rocă (figur
trii rezistenț
N/m2, Ø = 3
15 kN/m2 și
= 100 kN/m
D baraj (stratif
bazează pe a
ții geotehni
static și ana
ază între 0 și
op (1959) p
pantelor în
de caz în c
MIDAS GTS
regim din
nălțimea de
ra 81). Stra
ței la forfec
5.6º;
i Ø = 39º ;
m2 și Ø = 43
ficație și discr
analiza elem
ce de proie
alize de infil
1.
entru rezist
n regim ne
care au fost
S şi SVSlop
namic şi n
e 40m, lățim
atificația est
care pentru
3º.
retizare)
mentelor fin
ectare, print
ltrații.
E
tența la for
E
esaturat u
t aplicate m
pe.
esaturat u
mea și lung
te definită
fiecare strat
nite și cu aj
tre care, an
85
Ec. 82
rfecare a
Ec. 83
utilizând
metodele
utilizând
gimea de
folosind
t au fost
jutorului
nalize de
Funcții
Cu ajut
Gardner
a fost fo
Corpulu
nesatura
Analiză
Analiza
Figura 8
Rezulta
În conti
stabilita
history
i ale pămân
torul progr
r și funcții
olosită baza
Figu
ui și miez
ate.
ă dinamică
a dinamică
83. Accelerog
atele analiz
inuare sunt
ate prin redu
(TH).
nturilor nes
ramului se
ale conținut
a de date UN
ura 82. Funcți
zului baraju
ă
a fost reali
gramă scalată,
zelor
prezentate
ucere a coef
saturate
pot defini
tului de apă
NSODA (Le
ii ale pământu
ului le-au
izată folosin
, Vrancea 197
rezultatele
ficienților re
funcții fun
ă folosind m
eij et al., 19
urilor nesatura
fost atribu
nd accelogr
77 F
comparativ
ezistenței la
ncții de pe
metoda Van
996).
ate (UNSODA
uite materia
ramele Vran
Figura 84. Acc
ve obținute î
a forfecare c
ermeabilitat
n Genunchte
A, Leij et al., 1
ale cu fun
ncea 1977
celerogramă s
în urma com
cu metoda n
te folosind
en. Pentru a
1996)
ncții de pă
și Bucureșt
scalată, Bucur
mbinării ana
neliniară de
86
metoda
acest caz
ământuri
ti, 1990.
rești 1990
alizei de
tip time
Pentru î
în cond
Rezulta
Program
metoda
stabilita
obținute
FiguRezul
Valorea
zonă sta
FiguRezul
început sun
diții statice, f
Figura
atele obținut
mul oferă p
de reduce
ate în "x" s
e aplicând a
ura 86. MIDAltatele obținut
a factorului
abilă.
ura 88. MIDAltatele obținut
nt prezentate
fără a aplica
85. Midas G
te aplicând
posibilitatea
ere a reziste
ecunde ales
accelerogram
AS GTS dinamte cu TH în se
de stabilit
AS GTS dinamte cu TH în se
e rezultatele
a analiză din
TS static: Sup
metoda SRM
a de a realiz
enței la for
se pe accel
ma Vrancea
mic Vrancea ecunda 3.56s
ate minim
mic Vrancea ecunda 4,50s
e obținute a
namică. (fig
prafețele de al
M indică sim
za analize n
rfecare, cal
erogramă.
a'77.
Re
este Fsmin =
Re
aplicând red
gura 86)
lunecare și def
metria curb
neliniare de
culând valo
În continu
Figura 87ezultatele obți
= 3.70, men
Figura 89ezultatele obți
ducerea rezi
formații: Fsmi
belor de alun
e tip time
oarea minim
are sunt pr
7. MIDAS GTSinute cu TH și
nținând star
9. MIDAS GTSinute cu TH și
stenței la fo
in = 2,55
necare.
- history cu
mă a facto
ezentate rez
S dinamic Vrai SRM în secu
rea barajulu
S dinamic Vrai SRM în secu
87
orfecare,
uplat cu
rului de
zultatele
ncea
unda 3.56s
ui într-o
ncea unda 4,50s
Se poat
accelera
FiguRezult
Scădere
pentru a
În cont
figurile
FiguRezul
Valorea
FiguRezul
Valorea
te observa
ației.
ura 90. MIDAtatele obținute
accele
ea valorii fa
accelerația m
tinuarea su
93 - 98.
ura 92. MIDASltatele obținute
a factorului
ura 94. MIDASltatele obținute
a factorului
scăderea va
AS GTS diname cu TH în secerația maximă
factorului de
maximă din
unt prezent
S GTS dinamie cu TH în sec
de stabilita
S GTS dinamie cu TH în sec
de stabilita
alorii factor
mic Vrancea unda 6,50s laă
e stabilitate
n accelerogr
tate rezulta
ic București cunda 15,00s
te este Fsmin
ic București cunda 50,00s
te este Fsmin
rului de sta
Re
e la o valoa
rama Vranc
atele obținu
n = 3,58 - pa
n = 1.93 - pa
abilitate, Fs
Figura 91ezultatele obți
l
area de Fsm
ea77, iar pa
ute aplicân
Figura 93.Rezultatele o
antă stabilă
Figura 95.Rezultatele o
antă stabilă
smin = 2.89
. MIDAS GTSinute cu TH șila accelerația
min = 1,06
anta trece în
nd accelogr
MIDAS GTS obținute cu TH
15,00s
.
MIDAS GTS obținute cu TH
50,00s
.
odată cu c
S dinamic Vrai SRM în secu maximă
poate fi ob
n zona instab
rama Bucur
dinamic BucuH și SRM în ses
dinamic BucuH și SRM în ses
88
creșterea
ncea
unda 6,50s
bservată
bilă.
rești‘90,
urești ecunda
urești ecunda
FiguRezulta
Valaore
maximă
Influen
În conti
nesatura
sus men
F
Valoare
Se obse
existenț
ura 96. MIDASatele obținute
accele
ea factorulu
ă din accele
nța parame
inuare sunt
ate. Analize
nționati pen
Figura 98
Figura 99. MI
ea factorulu
ervă influe
ți în analiza
S GTS dinamicu TH în secu
erația maximă
ui de stabil
erograma Bu
etrilor păm
prezentate
ele de stabi
ntru accelero
8. MIDAS GTS
IDAS GTS din
ui de stabilit
ența pozitiv
a stabilității
ic București unda 64,00s laă
litate scade
ucurești‘90
ânturilor n
rezultatele
ilitate sunt
ograma Vra
S dinamic nes
namic nesatur
tate crește d
vă majoră a
pantelor.
a
e în acest
și conduce
nesaturate
e obținute fo
realizate țin
ancea 1977.
aturat Rezulta
rat Rezultatele
de la Fsmin(
a introduce
Figura 97.Rezultatele o
50,0
caz la Fsm
panta spre z
olosind în c
nând cont d
atele obținute
e obținute cu T
saturat) = 3
erii paramet
MIDAS GTS obținute cu TH00s la accelera
min = 1,125
zona instab
calcul funcț
de aceași pa
cu TH în secu
TH și SRM în
3.70 la Fsmin
trilor pămâ
dinamic BucuH și SRM în seația maximă
pentru acc
ilă.
ții ale pămâ
ași precum
unda 3,56s
secunda 3,56
n(nesaturat)
ânturilor ne
89
urești ecunda
celerația
ânturilor
cei mai
6s
) = 5.82.
esaturate
F
Factoru
poate o
nesatura
Scădere
accelera
paramet
Conclu
Acest s
MIDAS
corectit
dus la o
Constru
nesatura
În cele
într-o an
Figura 10
Figura 101. M
ul de stabilit
obseva influ
ate, față de
ea valorii
ația maxim
trilor pămân
uziile studiu
studiu de ca
S GTS este
tudinea valo
obţinerea un
ucţiile de t
at întrucât s
ce urmeaza
naliză de st
0. MIDAS GT
MIDAS GTS di
tate este în
uența aproa
analiza în m
factorului d
mă și se po
nturilor nes
ului de caz
az a analiz
influenţat d
orilor obţinu
nor valori m
tip baraje s
stabilitatea l
a este prezen
abilitate în r
TS dinamic nes
inamic nesatu
acest caz
ape nesemn
mediu satura
de stabilita
oate obseva
aturate, față
1
at modul în
de introduce
ute şi faptu
mai favorabil
sau diguri
lor este asig
ntat al doile
regim nesat
saturat Rezult
rat Rezultatel
Fsmin = 1,06
nificativă în
at
ate egal cu
a influența
ă de analiza
n care facto
erea parame
ul că, eviden
le ale factor
din pămân
gurată prin m
ea studiu de
turat.
tatele obținute
le obținute cu
6, faţă de 1
n acest caz
u Fsmin =
aproape ne
a în mediu s
orul de stab
etrilor dinam
nt, introduc
rului de stab
nt sunt put
menţinerea
e caz, ținând
e cu TH în sec
TH și SRM în
1.04 în regim
z a parame
1,06 se d
esemnificat
aturat.
bilitate calc
mici şi nesa
cerea param
bilitate.
ternic influ
stării nesatu
d cont de in
cunda 6,50s
n secunda 6,50
m saturat.pe
etrilor pămâ
datorează a
ivă în aces
culat cu pro
aturaţi. S-a o
metrilor nesa
uenţate de
urate.
nfluența infi
90
0s
entru Se
ânturilor
aplicând
st caz a
ogramul
observat
aturaţi a
regimul
ltrațiilor
4.3.2. S
progra
Al doile
nesatura
pe râul
acumul
Teleajen
1995 cu
(Ionescu
Figura
Figura
înălțime
definită
strat au
-
-
-
-
Studiu de c
mul de calc
ea studiu de
at pentru ba
l Teleajen,
area Mănec
n la cca. 50
u scopul de
u, 2003 - U
a 102. Profil 9
103 prezint
ea de 78m,
ă folosind m
fost următo
miezul bara
corpul bara
filtre: c = 1
strat de baz
az 2 – Ana
cul MIDAS
e caz prezin
arajul Măne
, în aprop
ciu fac parte
00 m aval de
e a furniza
UTCB). Figu
9 - Proiect Sta
tă forma sim
, cu lățimea
metoda Moh
orii:
ajului (core)
ajului (dam b
0 kN/m2 și
ză de rocă (b
aliza de sta
S GTS
ntă analiza
eciu, acesta
piere de M
e din amena
e fosta conf
apă și ener
ura 102 prez
andard - Secți
mplicată de
a de 200m
hr - Coulom
): c = 30 kN
body): c =3
Ø = 33º ;
bedrock): c
bilitate in r
stabilității p
fiind un ba
Măneciu -
ajarea bazin
fluenţă cu p
rgie electric
zintă secțiun
iune baraj Ma
modelare a
și lungime
mb. Parame
N/m2 și Ø =
3 kN/m2 și Ø
= 80 kN/m2
regim nesa
pantelor și i
araj de păm
Ungureni.
nului râului
ârâul Teleje
că orașelor
nea din pro
aneciu (preluc
a barajului. A
ea de 595m
etrii rezisten
= 31º;
Ø = 40º ;
2 și Ø = 45º
aturat cupl
influența in
mânt de 75 m
Amenajare
Ialomiţa, es
enel. Acesta
situate pe
iect a baraju
crare după Ion
A fost realiz
m. Stratifica
nței la forfe
º.
at cu infilt
nfiltrațiilor î
metri înălțim
ea hidroteh
ste amplasat
a a fost inau
Valea Tele
ului.
nescu, 2003 -
zat un mode
ația barajulu
ecare pentru
91
raţie cu
în regim
me situat
hnică şi
t pe râul
ugurat în
eajenului
UTCB)
el 3D cu
ui a fost
u fiecare
Miezul
UNSOD
și Parris
Figura
Figur
barajului s
DA (Soil Co
sh (1988). (f
a 104. Funcții
ra 105. Funcți
Figur
i filtrele au
onservation
(figurile 104
nesaturate at
ii nesaturate a
ra 103. Model
u fost defini
n Service, 19
4 și 105)
tribuite miezul
atribuite filtrel
3D baraj Ma
ite folosind
975), estima
lui barajului d
le barajului d
aneciu și stratif
funcții nes
ate de către
după Rawl (19
după Rawl (19
ificație
saturate con
Rawls și al
982). și Carse
82). și Carsel
nform bazei
lții (1982) ș
el and Parrish
l and Parrish
92
de date
și Carsel
h (1988)
(1988)
Tabelul
metode
Tab
Metodă
Rawl et
Carsel
Parrish
Media m
Nivelul
stabilita
compor
coborâr
Figura
Program
definite
saturat
analizea
l 12 prezin
lor folosite.
bel 12. Valoril
ă
t al.
and
metodelor
l apei în mo
ate generală
rtamentul ba
rii bruște a n
106. Funcția
mul permite
e trei etape
cu nivelul
ază modific
ntă caracte
.
le curbei cara
Material
Argilă (M
Argilă
(Filtre)
Argilă (M
Argilă
(Filtre)
Argilă (M
Argilă
(Filtre)
odelare este
ă a barajul
arajului ținâ
nivelului ap
de infiltrații
e analizarea
în analiza
apei la în
cările presi
risticile fun
acteristice apă
Miez baraj)
nisipo
Miez baraj)
nisipo
Miez baraj)
nisipo
e la 74 m î
lui, curba d
ând cont de
pei, de la 74m
a cuplată a
a infiltrațiilo
nălţimea ma
iunii apei
ncțiilor atr
ă - pământ dup
θr
0.090
oasă 0.068
0.068
oasă 0.100
0.079
oasă 0.084
înălțime. În
de infiltrați
e fluctuațiile
m la 50m.
Figura
stabiliăţii p
or. Prima e
aximă de 7
din pori d
ribuite și t
upă Rawl (198
θs
0 0.385
8 0.330
8 0.38
0 0.39
9 0.3825
4 0.36
n continuare
e în condiț
e nivelului a
a 107. Baraj M
pantelor și c
etapă „ Star
74 m. A d
din corpul
totodată o
82). și Carsel ș
α
(1/cm)
0.027
0.036
0.008
0.059
0.0175
0.0475
e sunt prez
ții cu apă
apei prin si
Măneciu - Mo
curgerea în
re de regim
doua etapă
barajului
medie a v
și Parrish (19
n K
(c
1.131 1.
1.25 10
1.09 4.
1.48 31
1.1105 3.
1.365 20
zentate anal
la nivel m
imularea cre
odel 3D și disc
mediu poro
m” presupun
„stare tran
în timpul
93
valorilor
988):
Ks
cm/d)
44
0.32
80
1.44
12
0.88
lizele de
maxim și
eșterii și
cretizare
os. Sunt
ne masiv
nzitorie”,
scăderii
nivelulu
menține
Rezulta
În cont
pentru n
de stabi
Figura 1
Următo
etape de
aferent
reprezin
reprezin
datorate
metode
ui apei la
erea nivelul
ate și concl
tinuare sun
nivelul iniţi
ilitate s-a ap
108. Baraj Mă
oarea figură
e analiză a
primei etap
ntă sarcina h
ntă sarcina
e valorilor d
le Carsel și
(a)
50m în 1
lui apei la 50
uzii
t prezentate
ial şi după c
plicat metod
ăneciu. Curbe
(figura 109
infiltrațiilor
pe de calcu
hidraulică d
hidraulică a
diferite ale
i Rawl , con
00 de ore
0m timp înd
e rezultatel
coborârea b
da SRM.
(a)
de depresie: a
9) prezintă s
r. Suprafața
ul, situație î
după retrage
aferentă ult
porozității,
nform figuri
. Ultima e
delungat.
le analizelo
ruscă a ace
a) stare de ecîn 100h.
suprafețe de
a bleu reprez
în care apa
erea bruscă
timei etape.
, ceea ce du
ii 109.
etapă prezin
or. Sunt ev
stuia (fig. 1
(b)
chilibru 74m; b
e egală sarc
zintă sarcin
este la un
a apei la o
. Valorile d
uce la difer
(b)
ntă rezultat
vidențiate c
105). Pentru
b) stare de tra
cina hidrauli
na hidraulică
nivel ridic
cotă mai jo
diferite ale p
renţe între v
tele obținu
urbele de d
u calculul fa
anzit, de la 74
ică pentru d
ă din corpul
at. Suprafaț
oasă. Supraf
permeabilit
valorile obţ
94
ute după
depresie
actorului
4m la 50m
diferitele
l barajul
ța verde
fața mov
ății sunt
inute cu
Figura
Figura 1
Figura 1
Rezulta
cele tre
Rawl (1
filtrelor
infiltraț
de caz p
Acest s
infiltraţ
4.3.3. S
progra
Acest s
Porumb
scop te
stabilită
109. Baraj M
(a) ”sta
110. Baraj Mă
(a)
111. Baraj Mă
atele obținut
ei stări. Se
1988), retur
r asigură s
ții și structu
prezentat. fo
studiu de ca
ţiilor.
Studiu de
mul de calc
studiul de c
bescu, trons
estarea prog
ăţii în regim
Măneciu. Supra
are de echilibr
ăneciu. Supraf
ăneciu. Supraf
te pentru am
poate obser
rnând valor
stabilitatea
urale. Din pu
olosirea me
az a permis
caz 3 –A
cul Soil Vis
caz se refer
on km 37+6
gramului d
m nesaturat.
afețe de egală
ru 74m” (b) ”
fața de cedareb) Fsmin=
fața de cedareFsmin=2,
mbele meto
rva faptul c
ri mai mici
barajului,
unct de ved
diei valorilo
s realizarea
Analiza sta
sion
ră la consol
650 – km 3
de calcul S
ă sarcină hidraRawl (1988)
”starea de tra
e după Carsel 2,075; c) Fsmi
(b)
e după Rawl (,7375; c) Fsmi
ode de anal
că metoda C
ale factoru
împiedicân
dere tehnic ș
or celor dou
a de modelă
abilităţii u
lidarea drum
8+500, în ju
oil Vision
aulică: a) dup
anzit” (c) ”sta
și Parrish pein=2,5375.
(1988) pentru in=2,925.
liză reflectă
Carsel (198
ului de stabi
d producer
și economic
uă metode d
ări în regim
unui ampla
mului județ
udețul Suce
(SVSlope)
pă Carsel și P
are de echilibr
entru cele trei
cele trei etap
ă stabilitatea
82) este ma
ilitate. Exis
rea de prob
c, se recom
de analiză.
m nesaturat
asament în
țean DJ 178
eava. (figura
) în ceea c
Parris (1982);
ru 74m”
etape: a) Fsm
(c)
pe: a) Fsmin=2,
a barajului
ai pesimistă
stența miezu
bleme spec
mandă pentru
cuplat cu
n pantă u
8 Ilișești –
a 112) ) şi a
ce priveşte
95
b) după
in=1,975;
,6625; b)
în toate
ă față de
ului și a
ciale de
u studiul
calculul
utilizând
Ciprian
a avut ca
analiza
Versant
alunecă
izvoare
reprezen
Pentru r
drenaj d
sifon, c
menține
amenaja
Date ge
Din pun
de vede
cea ma
Protero
În vede
adâncim
au fost
general
forfecar
tul traversa
ări de teren
de apă, cu
ntată de pre
rezolvarea ș
de adâncime
care să inter
e nivelul fr
at.
Fi
eotehnice a
nct de veder
ere geologic
ai mare v
zoicul medi
erea preciză
mi variabile
supuse înce
izată, greu
re.
at de DJ 1
cu caracter
un debit se
ezența unui
și intercepta
e poziționat
rcepteze o p
reatic cobor
igura 112. Pla
ale amplasa
re geomorfo
c, amplasam
vechime în
iu.
ării stratifica
cuprainse î
ercări geote
utatea volum
Tabe
78 Ilișești
r activ. Punc
emnificativ.
nivel freatic
area scurge
te pe partea
proporție câ
rât până la
an de situație
amentului
fologic, amp
mentul aparț
ntre platfor
ației terenul
între 4,60 și
ehnice în la
mică a fie
el 13. Stratific
– Ciprian
ctual, pe su
. Astfel, pri
c permanen
rilor subter
a dreaptă a d
ât mai mare
adâncimea
DJ 178 (conf
plasamentul
ine unității
rmele prea
lui, s-au rea
i 10,40m. S
aboratorul g
ecărui strat
cație și caract
Porumbesc
uprafața ver
incipala cau
nt.
ane s-a pro
drumului, pr
e din scurge
a de circa 9
form proiect te
l este situat
structurale
lpine din
alizat 9 (no
S-au preleva
geotehnic. T
t și valoril
teristici geoteh
cu este afe
rsantului se
uză a alunec
pus realizar
rin mai mul
erea subtera
9,00 m față
ehnic Proexro
în Podișul
a Platforme
țara noast
ouă) foraje m
at probe de
Tabelul 13 p
le parametr
hnice
ctat de o s
pot întâlni
cărilor de te
rea unor sis
lte rețele de
ană. Drenaj
ă de cota t
om)
Sucevei. D
ei Moldoven
tră consoli
mecanice d
pământ pen
prezintă stra
rilor rezist
96
serie de
zone cu
eren este
steme de
e drenuri
ul poate
terenului
in punct
nești, cu
idată în
de 4”, cu
ntru care
atificația
enței la
97
Stratificație γ [kN/mc] c [kPa] Ø [º]
Argilă nisipoasă 18,50 10 6
Argilă marnoasă 20,15 35 15
Nisip galben 17,85 3 25
Prezentarea programului de calcul Soil Vision
În luna noiembrie, 2014 a fost încheiat un contract de colaborare între UTCB (Profesor
Coordonator, Dr. Ing. Loretta Batali) si Soil Vision Systems Ltd., în scopul acordării licenței
programului de calcul Soil Vision Slope (program creat de Murray Fredlund) pentru o
perioadă limitată de timp în scopul derulării prezentelor cercetări.
SVSlope reprezintă noul standard în analiza stabilității pantelor. Programul permite
efectuarea analizei clasice a echilibrului limită prin metoda fâșiilor sau efectuarea de analize
bazate pe starea de eforturi în pământuri. Este un program utilizat în prezent în proiecte de
analiză de stabilitate a pantelor la nivel mondial.
Programul Soil Vision Slope servește cerințelor de calcul pentru pământuri nesaturate, având
implementate teorii din specialitate pentru astfel de pământuri, prezentate detaliat în capitolul
4.2.
Analize de stabilitate
În cele ce urmează sunt prezentate rezultatele obținute cu programul SoilVisionSlope, în baza
aplicării metodelor pământurile nesaturate aplicate pe studiul de caz prezentat.
Profilul transversal analizat este prezentat în figura 113.
Au fost
variante
Variant
CTN;
Variant
Variant
proiectu
Mai jos
rezultat
Pentru a
testarea
necesar
conside
pentru c
NH
=-2
.50m
Nrcrt
1
2
t luate în cal
e de analiză
ta 1 – versa
ta 2 – cobor
ta 3 - cobo
ul standard
s sunt prezen
tele sunt cen
acest studiu
a programu
re şi analize
erarea nesat
cele cu cons
Tabel 14
r..
Metoda de calcul
Mohr-CoulombPhi-b
Fig
lcul trei zon
ă:
ant în stare
rârea nivelu
orârea nive
cu ajutorul
ntate câteva
ntralizate în
u au fost con
ului de calc
pe suprafeţ
turării) au f
siderarea ne
. Centralizare
Fellenius
amonte
d
0.583 1
0.583 0
gura 113. Prof
ne de intere
naturală, cu
ului pânzei f
elului pânze
drenurilor s
a din rezulta
n tabelul 14
nsiderate nu
cul şi comp
ţe de cedare
fost utilizat
esaturării m
ea rezultatelor
drum gener
1.033 0.685
0.924 0.665
fil transversal
s: amonte, d
u nivelul ap
freatice la -5
ei freatice l
sifon.
atele obţinu
şi sunt prez
umai supraf
pararea rez
e oarecare. P
te metodele
metodele phi-
r obținute în u
Bishop
ral amonte
5 0.618
5 0.618
l în stare natu
drum și situ
pei subteran
5,00 m față
a -9,00 m
ute pentru va
zentate în de
feţe de ceda
zultatelor ob
Pentru anali
e Fellenius,
-b, Fredlund
urma analizelo
drum ge
0.678 0.8
0.966 0.8
rală
uație genera
ne la -2,50 m
de CTN;
față de CT
arianta 1 şi
etaliu în ane
are circular
bţinute, chi
izele de stab
Bishop şi
d, Vanapall
or efectuate cu
Fredlu
eneral amon
832 0.616
832 0.616
ală. S-au pro
m adâncime
N, cotă pro
varianta 3,
exa B.
– cilindrice
iar dacă ar
bilitate clas
Fredlund G
li, Vilar, Kh
u SVSlope
und (GLE)
nte drum g
6 1.06 0
6 0.96 0
98
opus trei
e față de
opusă în
iar toate
e, pentru
r fi fost
ice (fără
GLE, iar
halili.
general
0.834
0.834
99
3 Fredlund 0.583 1.169 0.665 0.618 1.207 0.832 0.616 1.19 0.834
4 Vanapalli 0.583 1.033 0.665 0.618 1.075 0.832 0.616 1.06 0.834
5 Vilar 0.583 1.089 0.665 0.618 1.129 0.832 0.616 1.12 0.834
6 Khalili 0.583 1.421 0.665 0.618 1.453 0.832 0.616 1.44 0.834
NH
=-5
.00m
Nr.crt.
Metoda de calcul
Fellenius Bishop Fredlund (GLE)
amonte drum general amonte drum general
amonte drum
general
1 Mohr-Coulomb
0.583 1.033 0.969 0.618 1.075 1.139 0.616 1.06 0.93
2 Phi-b 0.583 1.645 0.969 0.618 1.673 0.93 0.616 1.66 1.81
3 Fredlund 0.583 1.064 0.969 0.6187 1.105 1.996 0.616 1.09 1.14
4 Vanapalli 0.583 1.033 1.811 0.618 1.075 0.93 0.616 1.06 0.93
5 Vilar 0.583 1.089 1.811 0.618 1.129 1.996 0.616 1.12 1.70
6 Khalili 0.583 1.421 1.811 0.618 1.453 1.996 0.616 1.44 0.93
N
H=
-9.0
0m
Nr.crt.
Metoda de calcul
Fellenius Bishop Fredlund (GLE)
amonte drum general amonte drum general
amonte drum
general
1 Mohr-Coulomb
0.583 1.033 0.811 0.618 1.075 0.975 0.616 1.06 0.97
2 Phi-b 1.249 1.869 0.873 1.279 1.917 1.037 1.279 1.90 1.03
3 Fredlund 0.729 1.218 1.576 0.762 1.262 1.61 0.76 1.25 1.61
4 Vanapalli 0.583 1.033 1.461 0.61 1.075 1.495 0.616 1.06 1.50
5 Vilar 1.139 1.276 1.899 1.17 1.337 1.027 1.169 1.32 1.02
6 Khalili 0.522 0.251 0.783 0.479 0.239 0.756 0.522 0.25 0.78
In figura 114 sunt reprezentate grafic, comparativ, rezultatele obţinute pentru NH = -2.50 m.
Figura 114. Rezultatele obținute în urma analizei de stabilitate în varianta 1 - NH = -2,50m
0
0.2
0.4
0.6
0.8
1
1.2
1.4
1.6
amonte
drum
general
amonte
drum
general
amonte
drum
general
Fellenius Bishop Fredlund
Fs m
in
NH=‐2.50m
Mohr‐Coulomb
Phi‐b
Fredlund
Vanapalli
Vilar
Khalili
100
În cazul nivelului ridicat al pânzei freatice (NH – 2.50 m) foarte ridicat se observă o valoarea
factorului de stabilitate subunitară în cele mai multe situații de calcul. Stabilitate generală nu
a fost atinsă în varianta aceasta, însă se poate observa că în zona drumului DJ 178 se ajunge
la o valoare minimă a factorului de stabilitate mai mare decât 1,25. Metoda Khalili este cea
mai favorabilă în situația aceasta. A doua metodă ce prezintă valori mai mari este metoda
Fredlund.
In figura 115 sunt prezentate comparativ graficele cu rezultatele obţinute pentru nivelul
hidrostatic coborât până la -5.0 m.
Figura 115. Rezultatele obținute în urma analizei de stabilitate în varianta 2 - NH = -5,00m
În ceea ce privește varianta nr. 2, cu nivelul apei coborât la -5.00 m situația se îmbunătățește
ajungând la valori ale factorului de stabilitate în jurul valorii de 2,00.
In figura 116 sunt prezentate valorile pentru varianta 3, cu nivelul de apă coborât la -9.00 m.
0
0.5
1
1.5
2
amonte
drum
general
amonte
drum
general
amonte
drum
general
Fellenius Bishop Fredlund
Fs m
in
NH=‐5.0m
Mohr‐Coulomb
Phi‐b
Fredlund
Vanapalli
Vilar
Khalili
101
Figura 116. Rezultatele obținute în urma analizei de stabilitate în varianta 3 - NH = -9,00m
Varianta nr.3 prezintă rezultate ale factorului de stabilitate în zona de stabilitate pentru toate
cele trei secțiuni caracteristice. Metodele Phi-b, Fredlund, Vanapalli și Vilar prezintă valori
mai mari decât valoarea minimă admisă și totodată mai mari decât varianta inițială calculată
cu Mohr-Coulomb.
Concluzii
Pe baza acestor calcule se pot trage următoarele concluzii :
- În ceea ce privește metoda Phi-b, valoarea factorului de stabilitate crește odată cu
coborârea nivelului pânzei freatice. Influența parametrului Øb în formula de calcul și în
analiza propriu-zisă a fost benefică, ridicând valoarea lui Fs de la 0.966 la 1.917, obținându-
se stabilitatea drumului.
- Metoda Fredlund, bazată pe curba caracteristică apă – pământ, prezintă o stabilitate
generală a profilului transversal calculat, folosind metoda GLE (Fredlund), rezultând valori
de la 0.834 la 1.615.
- A treia metodă aplicată, Vanapalli duce la valori ale lui Fs egale cu 0.823 – 0.93 –
1.495. Se observă influența parametrilor pământurilor nesaturate în stabilitatea pantei
- Metoda Vilar, bazată pe introducerea coeziunii maxime mai mare ca valoarea
coeziunii efective, conduce calculul în zona stabilă, factorul de stabilitate ajungând la o
valoare egala cu 1.337.
0
0.5
1
1.5
2
2.5
amonte
drum
general
amonte
drum
general
amonte
drum
general
Fellenius Bishop Fredlund
Fs m
in
NH=9.0m
Mohr‐Coulomb
Phi‐b
Fredlund
Vanapalli
Vilar
Khalili
102
- Metoda Khalili se bazează pe valoarea aerului de intrare și a sucțiunii reziduale. În
acest calcul, nu a prezentat siguranță în interpretarea rezultatelor, de aceea pentru viitoarele
calcule propuse, această metodă nu va fi folosită.
- Se observă ca metoda cea mai favorabilă în calcul este metoda Phi-b, având valoarea
factorului de stabilitate cea mai mare.
4.4. Concluzii privind analiza stabilitatii pantelor nesaturate
Cu toate că masivele de pământ prezintă adesea zone nesaturate, acest lucru este rareori luat
în considerare în analizele de stabilitate, deoarece mult timp s-a considerat că prin neglijarea
aportului sucțiunii la rezistență, analiza se situează de partea siguranței. Insă, zonele
nesaturate joacă un rol nu numai asupra rezistenței propriu-zise, ci și asupra transportului
de fluide, deci asupra curgerii subterane. Acest lucru capătă o importanță mai mare când se
analizează fenomene tranzitorii, atunci când este vorba despre instabilități de suprafață,
reprezintand motorul declanșării instabilității. De unde și importanța studierii acestui aspect.
Multiple metode au fost dezvoltate relativ recent pentru introducerea aspectelor legate de
pământuri nesaturate în analiza stabilităţii pantelor, diferenţa dintre metode constând în
modul de estimare a parametrilor geotehnici ai pământurilor nesaturate.
Prezentul capitol a trecut în revistă aceste metode şi a realizat 3 studii de caz pentru testarea
eficienţei a 2 programe de calcul ce permit analiza stabilităţii în regim nesaturat, în regim
dinamic şi cuplat cu mișcarea apei în medii poroase.
Aceste programe de calcule vor fi utilizate în Partea a 2 – a tezei de doctorat.
103
PARTEA II - STUDIU EXPERIMENTAL ȘI
NUMERIC AL UNEI ALUNECĂRI DE TEREN ÎN
REGIM NESATURAT
104
Introducere
Scopul programului de cercetare a fost o abordare cvasi-completă a unei analize în regim
nesaturat a unei alunecări de teren a cărei cauză este nivelul ridicat al apei subterane, pentru
care este recomandabilă o soluţie de drenare de adâncime. In acest caz zona saturată a
masivului, care pune probleme stabilităţii pantei, este parţial transformată într-o zonă
nesaturată pentru care se pot utiliza parametrii geotehnici specifici pentru analiza de
stabilitate.
Programul a cuprins o parte experimentală de laborator şi de teren şi o parte demodelare
numerică în regim nesaturat utilizând parţial parametrii determinaţi în prima parte.
Studiul experimental a fost realizat în laborator şi pe teren prin măsurători ale sucţiunii cu
ajutorul tensiometrelor pe teren şi a aparatului „sand – box” în laborator. Nu s-a dispus de
alte mijloace pentru trasarea mai completă a curbei de sucţiune – umiditate şi nici de aparate
de laborator cu control al sucţiunii.
Studiul numeric a fost realizat utilizând două programe de calcul:
- Soil Vision SVSlope, care are implementate atât o bază de date de pământuri nesaturate,
cât şi metode specifice de estimare a parametrilor pământurilor nesaturate
- MIDAS GTS – modelare în element finit, care are un modul de analiză în regim
nesaturat.
Aceste programe de calcul au fost evaluate în cadrul unor studii de caz teoretice prezentate în
Partea I a tezei, dovedindu-se adecvate pentru un astfel de studiu.
5. Ech
5.1. Ten
Pentru
funcţion
sprijinu
lungimi
2.5 hPa
este de
Pentru
Ciprian
prezent
În luna
1,60 m
contactu
foraje, d
hipamente
nsiometre
realizarea
nării unor
ul societăţii
i cuprinse în
a, precizie d
80 -85 cent
Figura
testarea ten
n Porumbes
at anterior (
iulie 2014
în zona 1
ul cu apa su
datorită niv
e utilizate
programulu
măsuri de
PROEXRO
ntre 15 cm
de citire 2%
tibari datorit
117. Tensiom
nsiometrelo
cu, tronson
(paragraful
a fost realiz
de alunecar
ubterană pe
elului ridica
e pentru p
ui experim
coborâre a
OM 5 tens
şi 1.50 m, p
%, cu cupe c
tă fenomenu
etre tip Jet Fi
r acestea au
n km 37+65
4.3.3).
zat pe acest
re (figura 1
e diferite ad
at al pânzei
programu
mental in s
a nivelului
siometre (fi
plajă de mă
ceramice. Li
ului de cavi
ill Tensiomete
u fost insta
50 – km 3
t amplasam
119). S-a ur
dâncimi, fap
freatice.
ul experim
situ de mă
apei subter
igura 118)
ăsurare 0 –
imita practi
itaţie.
er folosite in si
alate în amp
8+500, din
ment un num
rmărit ca fo
pt realizabil
mental
ăsurare a s
rane au fos
cu următo
850 hPa, pr
ică de măsu
itu (sursa Eijk
mplasamentu
n județul Su
măr de 3 for
orajele să fi
doar pentr
sucţiunii în
st achiziţion
arele carac
recizie de m
ură a tensiom
kelkamp)
ul DJ 178 I
uceava, car
aje cu diam
fie realizate
ru unul din
105
n timpul
nate, cu
teristici:
măsură
metrelor
Ilișești –
re a fost
metrul de
până la
cele trei
Fi
Forajul
adâncim
inferioa
pământ
forajulu
igura 118. Po
nr. 1 a fo
mea de -1.50
ară a țevii
. La supraf
ui.
oziționarea for
ost realizat
0m. În foraj
a fost înfă
fața terenulu
rajelor realiza
până la o
j a fost intro
ășurată în g
ui, în jurul
ate pentru intr
adâncime d
odusă o țea
geomembran
tubului de
roducerea tens
de -3.00 m
avă din PVC
nă pentru a
PVC a fos
siometrelor (s
m și a fost
C diametrul
a preveni î
st pus pietri
sursa Proexro
interceptată
de 160 mm
înfundarea
iș pentru pr
106
om)
ă apă la
m. Partea
țevii cu
rotejarea
În forajinstalar
Forajul subteranadâncim
Pe periniveluluprezintă
a fost introea în tub pe
numărul 2 nă. Forajul
mea de -1,00
ioada luniloui ridicat aă centralizar
Data
15.07.2014
16.07.2014
17.07.2014
18.07.2014
19.07.2014
20.07.2014
Figura 11
odus tensiomentru a se ca
a fost realinumarul 3 a0 m.
or de vară al pânzei frrea datelor î
T
Valoare su
F1
0
0
0
0
0
0
19. Poze șanti
metrul prinsalibra.
Figura 12
izat până laa fost realiz
2014 s-aufreatice și aînregistrate
Tabel 15. Valo
ucțiune [kPa]
F2 F
0 0
0 0
0 0
0 0
0 0
0 0
er din timpul
s de un țăruș
20. Montare te
a adâncimeazat până la a
u măsurat vale condiții.
ori înregistrat
S
F3
0 S
0 S
0 P
0 P
0 S
0 S
montării tens
ș din lemn.
ensiometru
a de -1,50 madâncimea d
valori ale silor meteo
te ale sucțiuni
Stare meteo
S
S
Pp
Pp
S
S
iometrelor
Acesta a fo
m și nu a fode -2,00 m,
sucțiunii fonefavorabi
ii
Observatii
F1 si F3 inu
F1 si F3 inu
F1, F2 si F3
F1, F2 si F3
F1, F2 si F3
F1, F2 si F3
st saturat în
ost intercepinterceptân
oarte mici, ile. Tabelul
undate
undate
3 inundate
3 inundate
3 inundate
3 inundate
107
nainte de
ptată apa nd apă la
datorită l nr. 15
108
21.07.2014 5 5 0 S F3 inundat
22.07.2014 10 10 2.5 S +Pp seara
23.07.2014 0 0 0 Pp F1, F2 si F3 inundate
24.07.2014 0 0 0 S F1, F2 si F3 inundate
25.07.2014 0 0 0 S F1, F2 si F3 inundate
26.07.2014 5 5 0 S F3 inundat
27.07.2014 10 10 0 S F3 inundat
28.07.2014 10 10 0 S F3 inundat
29.07.2014 12 10 5 S
30.07.2014 12 10 5 S
5.08.2014 15 15 10 S
6.08.2014 15 15 10 S
19.08.2014 10 10 5 S+Pp
20.08.2014 0 0 0 Pp F1, F2 si F3 inundate
27.08.2014 0 0 0 Pp F1, F2 si F3 inundate
Nota: S – soare; Pp – precipitații.
Din păcate după 1 lună de monitorizare forajele în care fuseseră instalate tensiometrele au fost distruse şi s-au pierdut 2 din tensiometre (cele mai lungi).
Acest amplasament a fost abandonat, cele 3 tensiometre rămase au fost recuperate şi reinstalate într-un alt amplasament.
Această etapă a servit la testarea tensiometrelor şi calibrarea lor.
5.2. Sand Box
Determinarea sucțiunii în laborator a fost realizată cu ajutorul aparatului Sandbox existent în dotarea Laboratorului de Geotehnică şi Fundaţii al UTCB (figura 121).
Sandbox, așa numita "cutie cu nisip" poate fi utilizată pentru a aplica un interval de presiuni
de la pF = 0 (saturație) la pF = 2,0 (-100 hPa). Este utilizat pentru determinarea umidităţii
volumice (curbe pF) pe baza unor probe de pământ netulburate. Echipamentul constă dintr-un
panou de control, un stand de reglare a sucţiunii, recipiente pentru alimentare cu apă, filtre, şi
un număr de containere cu nisip sintetic cu diametrul de aprox. 73 m. In aparat se pot
amplasa maximum 40 de stanţe cu probe de 100 cm3 capacitate.
Nisipul
drenaj c
diametr
După in
probe d
instrucț
cântăres
treaptei
6. Prez
6.1. Pre
Studiul
Proiectu
o supra
afectat
au poten
Investig
instabil
apei sub
maximă
potenţia
Fig
din interio
către epruve
rul de 50 mm
nstalarea ap
de pământ.
țiunile apar
sc și apoi s
i de sucțiune
zentarea s
ezentarea l
de caz prez
ul ce urmea
afaţă de apro
denumeroa
nţial mare d
gaţiile geote
ităţii este e
bterane. Alu
ă atingând 4
ală instabili
gura 121. Apa
orul aparatu
etele de păm
m cu o înălț
paratului și
Probele au
ratului pent
se aplica tr
e se calcule
studiului
ucrării și a
zintă un amp
ază a fi reali
ox. 80 ha ş
se fenomen
de alunecare
ehnice realiz
excesul de a
unecările ex
4 – 5 m. An
itate în con
aratul Sandbox
ului este fo
mânt. Acest
țime de 51,0
calibrarea a
u stat la sat
tru pământu
repte de su
ază umidita
de caz
a amplasam
plasament a
izat pe amp
i este situat
ne deinstabil
e. Panta dea
zate pe amp
apă din tere
xistente au
nalizele de s
ndiţiis eismi
x - Laborator
olosit pentru
te epruvete (
00 mm.
acestuia, au
turat timp
uri argiloas
ucțiune. Pe
atea volumic
mentului
afectat de al
plasament es
t pe Dealul
litate pe cca
alului este d
plasament a
en datorat in
fost clasifi
stabilitate pr
ice (acceler
r Geotehnică ş
u a transm
(9 ștanțe) su
u fost așezat
de două sa
se. După ce
baza cântăr
ca.
lunecăride t
ste un parc
Hoia, pe v
a15 % din s
de 12.
au ajuns la c
nfiltraţiei ap
icate ca fiin
reliminare r
raţia seismic
şi Fundaţii UT
mite sucțiune
unt realizate
te pe supraf
aptămâni, p
e au fost s
ririlor după
teren situat î
industrial. A
versantul no
suprafaţă, în
concluzia că
pelor meteo
nd de supraf
realizate la
că de calcu
TCB
ea din siste
e din teava
fața de nisi
erioadă ind
aturate, pro
ă fiecare ap
în Cluj – Na
Amplasame
ordic, deal c
n timp ce al
ă principala
orice şi şi n
faţă, adânci
proiectare a
ul din ampl
109
emul de
PVC cu
p cele 9
dicată în
obele se
plicare a
apoca.
entul are
care este
lte 25 %
a cauză a
nivelului
imea lor
au arătat
asament
este ag =
cu reţea
6.2. Ca
Din pu
Depresi
Subasem
sedimen
Din pu
sedimen
6.3. Ca
În regiu
maximă
mai scă
tempera
= 0.10 g) în
a de drenuri
aracteristici
unct de ve
iunea Trans
mentul Dep
ntare până l
unct punct
ntare de vâr
aracteristici
unea judeţu
ă anuală ab
ăzute temp
aturii, cu im
n lipsa unor
i sifon, siste
F
i geomorfol
edere geom
silvaniei.
presiunii T
la Cretacic s
de vedere
rstă eocenă.
i climatice
ului Cluj tem
bsolută de +
peraturi înre
mplicaţii în a
r măsuri de
em care a fo
Figura 122. L
logice şi ge
morfologic
Transilvanie
superior inc
e geologic
Eocenul in
mperatura m
+33.6°C şi
egistrate ia
activităţile a
Amplasam
drenaj. De
ost ulterior ş
ocalizarea am
eologice
amplasam
ei este alcă
clusiv, (înve
zona amp
nclude depoz
medie anua
o valoare m
arna determ
agricole.
mentul studi
aceea a fos
şi implemen
mplasamentulu
mentul apar
ătuit din şi
elişul sedim
plasamentu
zite contine
ală variază î
minimă anu
mină o zonă
iat
st proiectat u
ntat.
ui
rţine unităţ
isturi crista
mentar).
lui corespu
entale şi lagu
între +3.8°C
uală absolut
ă cu punct
un sistem d
ţii geomor
aline şi for
unde forma
unare.
C şi +10.4°
tă de -19.6°
te de inver
110
de drenaj
rfologice
rmaţiuni
aţiunilor
°C, cu o
°C. Cele
rsiune a
111
Pe teritoriul judeţului Cluj, temperatura medie anuală, variază între +2.0°C în munţi, +4.0°C
în zona dealurilor la +8.0°C în văi şi depresiuni; temperaturile medii lunare minime sunt
înregistrate în ianuarie (de la -2.0°C la +5.0°C) şi temperaturile lunare maxime în iulie (de la
+15.0°C la +20.0°C). În Cluj au fost înregistrate o temperatură maximă a aerului de +35°C şi
o temperatură minimă a aerului de -18°C.
Cu o valoare minimă de 550 mm/m2 în zonele joase până la o valoare maximă de 1500
mm/m2 în munţi, regiunea amplasamentului prezintă o distribuire diferită a precipitaţiilor şi,
în general, precipitaţiile scad de la vest la est. În anul 2005 cantitatea medie anuală a fost de
788 mm/m2, cu un maxim lunar de 142,4 mm/m2 înregistrat în august. Datele climaterice
înregistrate de Staţia Meteorologică Judeţeană din Cluj indică, pentru ultimii 10 ani, o medie
de 710 mm/m2.
Stratul de zăpadă prezintă aceeaşi variabilitate crescută, precum şi o destatornicie teritorială
de la un an la altul. Persistenţa stratului de zăpadă însumează 85 de zile în zonele joase şi 170
de zile în zonele muntoase. Deseori, drumurile din munţi sunt acoperite cu polei.
Umiditatea aerului prezintă o valoare medie de 70% în zonele de câmpie, în munţi depăşind
80%. Punctele de inversiune a temperaturii combinate cu deplasările maselor de aer mari din
est duc la vânturi predominante de la vest la est.
6.4. Caracteristici hidrologice şi hidrogeologice
Reţeaua hidrografică a regiunii are ca şi caracteristică generală, distribuţia relativ uniformă a
râurilor în teritoriu şi foarte puţine lacuri naturale antroposaline, precum Turda, Ocna
Dejului; mici lacuri artificiale precum Catina Popii, Geaca, Taga, Sucutar şi lacurile de
acumulare Fantanele, Tranita, Gilau de pe râul Someş reprezintă o sursă importantă pentru
sistemul energetic, de apă potabilă şi piscicultură.
Judeţul are trei bazine hidrografice majore:
1. Bazinul hidrografic Someş - reprezentat în judeţul Cluj de pe râul Someş cu 123 de
afluenţi, o lungime totală de 1.514 km şi o densitate a râului de 0.35 km/ km2, râurile
Someşul Mare şi Someşul Mic şi afluenţii lor principali:
- din Platoul Someş: Capus, Nadas, Borsa;
- din Câmpia Transilvania: Gadalin, Fizes, Bandaul.
112
2. Bazinul hidrografic Criş – reprezentat în judeţul Cluj de râul Crişul Repede, colectând
principalii afluenţi, Calata şi Dragan din Munţii Vlădeasa.
3. Bazinul hidrografic Mureş – reprezentat în judeţul Cluj de râul Arieş, cu 36 de afluenţi, o
lungime totală de 500 km şi o densitate a râului de 0.32 km/ km2 şi afluenţii săi principali:
Iara, Soimul, Ocolisel, Hasdate.
Apele subterane sunt repartizate neuniform, în conformitate cu structura geologică şi
condiţiile climaterice. Stratul acvifer aluvional, format în principal din pietriş, are parametri
hidrodinamici buni. Acviferele sunt alimentate de apa râului şi de precipitaţii, iar riscul de
poluare este foarte ridicat în apropierea unui râu. Apa subterană nu prezintă zone critice şi nu
este afectată de poluare. Resursele totale de apă subterană din drenajul Someşului sunt
estimate la aproximativ 565 l/s, din care 58 l/s resurse de apă subterană exploatabile din
drenarea Someşului.
6.5. Caracteristici seismice
Conform reglementării tehnice “Cod de proiectare seismică – Partea 1 – Prevederi de
proiectare pentru clădiri” indicativ P 100-1/2013, zonarea valorii de vârf a acceleraţiei
terenului pentru proiectare, în zona municipiului Cluj-Napoca, jud. Cluj, pentru evenimente
seismice având intervalul mediu de recurenţă IMR = 225 ani, are următoarele valori:
Acceleraţia terenului pentru proiectare: ag=0.10g
Figura 1
Perioad
valorim
viteze r
Figura 1
6.6. Înc
– Secţiu
123. Zonarea v
da de contr
maxime în s
relative. Pen
124. Zonarea
cadrarea am
unea V-a –
valorii de vârfși probabili
rol (colţ) T
spectrul de
ntru zona stu
teritoriului R
mplasamen
Zone de ri
rf a acceleraţieitate de depăș
TC a spectr
acceleraţii
udiată perio
omâniei în ter
ntului confo
isc natural
ei terenului peșire de 20% în
rului de răs
absolute ş
oada de colţ
rmeni de perio
orm Planu
entru proiectan 50 de ani (co
spuns repre
şi zona de
are valoare
oadă de contr
lui de amen
are cutremure onform S.G.)
ezintă gran
valori max
ea Tc= 0.7 s
rol (colț), Tc a
najare a te
având IMR 2
niţa dintre z
xime în spe
sec.
a spectrului de
eritoriului n
113
225 de ani
zona de
ectrul de
e răspuns
naţional
Amplas
vedere
medie d
Figura 1
Figu
Din pun
precipit
samentul sit
al riscului
de producer
125. Planul de
ura 126. Planu
nct de vede
taţii căzute î
tuat în mun
de alunecă
re a alunecă
e Amenjare a
ul de Amenjar
ere al riscul
în 24 de ore
nicipiul Cluj
ări de teren
ărilor de tere
Teritoriului Ntere
re a Teritoriulalunec
lui la inund
e estimată a
uj - Napoca
n în zona c
en.
Naţional – Secen (conform S
lui Naţional –ărilor de teren
daţii, amplas
a fi cuprinsă
, judeţul Cl
cu risc me
cţiunea a V-a –S.G.)
Secţiunea a Vn (S.G.)
samentul ap
ă între (100.0
luj se încad
diu-ridicat
– Zone de risc
V-a – Zone de
parţine zone
0÷150.0) m
drează din p
t, cu proba
c natural: Alun
risc natural:
ei cu o can
mm.
114
punct de
abilitate
necări de
Tipul
titate de
Figura
Figura
Intensit
privind
127. Planul d
a 128. Planul d
tatea seismi
zonarea sei
de Amenjare amax
de Amenjare a
ică a zonei
ismică a ter
a Teritoriului Nximă de precip
a Teritoriului i
i amplasam
ritoriului Ro
Naţional – Sepitaţii căzută î
Naţional – Seinundaţii (S.G
mentului ec
omâniei, est
ecţiunea a V-aîn 24 de ore (S
ecţiunea a V-aG.)
hivalată pe
te VI, exprim
a – Zone de risS.G.)
a – Zone de ri
e baza para
mată în grad
sc natural: Ca
isc natural: Ti
ametrilor de
de MSK.
115
antitatea
ipuri de
e calcul
Figura 1
6.7. Ca
Tabelul
la -5.20
Denumir
Umiditat
Indice dIp(%)
Greutate (kN/m3)
Indice de
Grad de u
Modul edometri(daN/cm2
Unghi deϕ (°)
Coeziue
129. Planul de
aracteristici
l 16 prezintă
0 m.
rea stratului
te, w(%)
de palsticita
volumică,
e consistență, I
umiditate, Sr
de deformac M22)
e frecare inter
c (kPa)
e Amenjare a T
i geotehnic
ă principali
Um
plut
ură
eter
ogen
ă (0
,00-
1,00
m)
17.42
ate,
γ 17.25
Ic
0.54
ație 2-3 46.83
rnă 7
10
Teritoriului Np
e
i parametrii
Tabel 16. C
Arg
ilă
prăf
oasă
cu
inte
rcal
ații
nis
ipoa
se
(1,0
0-2,
50m
)
18.78
17.14
18.00
0.9
0.65
70.14
10
25
Naţional – Secţpământ (S.G.)
i geotehnici
Caracteristici
(,
,)
Arg
ilă
cenu
ție
cafe
nie
cu in
terc
alaț
ii
nisi
poas
e (2
,50-
410
)
16.22
19.73
20.00
1.05
0.54
107.18
11
22
ţiunea a V-a –)
i. Nivelul ap
i geotehnice
4,10
m)
Alt
erna
nță
de a
rgilă
și
arg
ilă
gras
ă f
ii
16.85
20.04
19.00
1.05
0.65
114.34
15
40
– Zone de risc
pei subteran
cafe
nie
- ve
rzui
e (4
,10-
5,30
m)
Gre
sie
cenu
ție
16
19
22
0.6
88
34
55
c natura: Cutr
ne a fost det
Gre
sie
cenu
ție
(5,3
0-6,
20m
)
Cl
.54 2
.48 2
.00 1
1
64 0
.79 1
1
7
116
remure de
terminat
Com
plex
mar
nos
(-10
,00m
) 20.92
28.18
9.83
.06
0.87
09.58
2
73
7. Pro
7.1. Pro
În luna
Forajul
Forajul
înfășura
terenulu
cu un ca
În foraj
instalar
gram exp
ogram expe
februarie, 2
Figura
nr. 1 a fost
a fost tuba
ată în geom
ui, în jurul ț
apac din PV
a fost intro
ea în tub p
erimental
erimental i
2015 au fost
a 131. Pozițio
t realizat pâ
at cu țeavă d
membrană
țevii din PV
VC.
odus tensiom
entru a se c
l
in situ
t realizate u
Figura
onarea forajelo
ână la o adâ
din PVC di
pentru a p
VC a fost pu
metrul prins
calibra. For
un număr de
a 130. Vedere
or realizate p
âncime de 1
ametrul de
preveni înf
us pietriș p
s de un țăruș
rajul număru
e 3 foraje cu
în plan
entru introduc
.70 m și a f
1600 mm.
fundarea te
entru protej
ș din lemn.
ul 2 a fost
u diametrul
cerea tensiom
fost intercep
Partea infe
evii cu păm
jarea foraju
Acesta a fo
realizat pân
de 1,60 m.
metrelor
ptată apă su
rioară a țev
mânt. La s
ului și închis
st saturat în
nă la adânc
117
ubterană.
vii a fost
uprafața
s forajul
nainte de
cimea de
1,50 m
adâncim
și forajul n
mea de 1,00
numarul 3 a
m.
Figura 13
a fost realiz
32. Poze șanti
at până la a
er din timpul
adâncimea d
montării tens
de 1.60 m,
iometrelor
interceptân
118
nd apă la
Figu
Figu
Figu
ura 133. Poziți
ura 134. Poziți
ura 135. Poziți
ionarea în ter
ionarea în ter
ionarea în ter
ren a forajului
ren a forajului
ren a forajului
i nr. 1
i nr. 2
i nr. 3
119
Pe perio
tabelul
oada lunilor
17.
Tabel 17
Data
zz.ll.aa
28.02.201
03.03.201
12.03.201
18.03.201
23.03.201
30.03.201
13.04.201
07.05.201
03.06.201
30.06.201
22.07.201
12.08.201
03.09.201
F
r de primăv
7. Valori ale s
Citiri inre
Sucțiu
5 0kP
5 7.5 k
5 6 kP
5 7 kP
5 7.5 k
5 0kP
5 5 kP
5 8 kP
5 10kP
5 8.5 k
5 12 kP
5 20 kP
5 18.5 k
Figura 136. M
vară/vară s-a
sucțiunii inreg
egistrate
une
Sta
Pa
kPa S
Pa
Pa
kPa
Pa
Pa
Pa
Pa
kPa
Pa
Pa
kPa
Legenda:
Montare tensio
au măsurat v
gistrate cu aju
are meteo
S - i
S + Pp
Pp
S
S
Pp
S
S - p
Pp
S
S
S -
Pp - u
S-soare, Pp-p
ometru în fora
valori ale su
torul tensiome
O
instalarea tens
punerea în fun
seceta
ultima citire.
precipitatii
aj
ucțiunii car
etrelor instala
Observatii
siometrelor
nctiune a drenu
e sunt preze
ate în situ
urilor sifon
120
entate în
FFigura 137. C
Figura 138.
Figura 139. C
Citire a valorii
Citire a valor
Citire a valori
i sucțiunii eg
rii sucțiunii eg
ii sucțiunii eg
gala cu 8,5 kPa
gala cu 10 kP
gala cu 18 kPa
a (30.06.2016
Pa (3.06.2016)
a (03.09.2015)
6)
)
)
121
Nu a focitire, cadancimDetermCluj-Na
Stanta
503
512
Pentru umidita
Stanța
503
512
7.2. Mo
Aşa cumconsidecoborâreste custabiliză
In ampla nivelu
ost posibilă cea din 3.09mi de 1.50m
minarea umidapoca, Date
m0(g)
Masa tava
330.63
271.21
a trasa curbate volumică
Umiditate ma
w (%)
29.67
31.98
onitorizare
m a fost prerat a fi nirea acestuiauantificarea ării masivul
Figur
lasament auului apei sub
determinare9.2015, au m, respectivditatii a fostele rezultate
Tabe
m1(g)
a Proba+Tav
428.17
345.57
ba de suctiuă (tabelul 19
T
asică Indicel
a drenurilo
rezentat antivelul ridicaa (figura 14eficienței dlui.
ra 140. Poziţia
u fost executbterane dup
ea directă pfost preleva
v 1.60m pent realizată îe sunt preze
el 18. Prelucra
mproba(g
va Proba
97.54
74.36
une - umid9).
Tabel 19. Dete
le porilor
e
D
1
1
or sifon
terior, întruat al apei 1). Obiectiv
drenurilor si
a tensiometrel
tate 20 de fpă punerea l
pe teren a umate doua prntru a se dîn laboratoruentate în tab
area si interpr
g) (g)
Proba us
405.85
327.55
ditate, umid
rminarea umi
Densitatea sche
ρs (g/cm3
2.80
2.75
ucât cauza psubterane,
vul monitorfon asupra
lor pe teren –
foraje pentruor în funcţiu
drensifon
tensi
midităţii vorobe de pam
determina umul de Geote
belul 18.
retarea rezulta
cata+Tava
ditatea masi
idității volumi
eletului
3)
Poro
n
principală aau fost pr
rizării şi al stării de sat
detaliu şi fron
u monitorizune.
nuri n
ometre
lumice, de mant din fomiditatea mehnică al Un
atelor
Md (g)
Proba uscat
75.22
56.34
că a fost ap
ice
ozitate
(%)
Den
ρ(g
50 1
50 1
a pierderilorevăzute dranalizelor n
turație a păm
ntul de drenur
area drenur
aceea, dupăorajele 2 si masică în laniversităţii
ta umidit
29.672
31.984
poi transfor
nsitate
g/cm3)
Umvo
θ
1.82 4
1.82 4
or de stabilrenuri sifonnumerice ulmânturilor s
ri sifon
rilor sifon, r
122
ă ultima 3, de la
aborator. Tehnice
tate, w(%)
296
438
rmată în
miditate lumică
θ (%)
41.65
44.10
itate s-a n pentru lterioare si asupra
respectiv
123
In tabelul 20 sunt prezentate valorile măsurate, iar în figura 142 sunt prezentate rezultatele sub formă grafică.
Tabel 20. Valori rezultate din monitorizarea drenurilor sifon
Monitorizare Drenuri Sifon
Data Foraj Hapa [m] Data Foraj Hapa [m] Data Foraj Hapa [m]
28/2/2015
F1 -1.5
12/8/2015
F1 -6
24/8/2015
F1 -5.5
F2 -1.5 F2 -6 F2 -6.9
F3 -1.5 F3 -5 F3 -6.3
F4 -1.5 F4 -6 F4 -3
F5 -1.5 F5 -6 F5 -5.7
F6 -1.5 F6 -8 F6 -8
F7 -1.5 F7 -9 F7 -8
F8 -1.5 F8 -9 F8 -8.4
F9 -1.5 F9 -9.5 F9 -8
F10 -1.5 F10 -6.5 F10 -8.8
F11 -1.5 F11 -5 F11 -6.5
F12 -1.5 F12 -8 F12 -9
F13 -1.5 F13 -8 F13 -9.5
F14 -1.5 F14-plin -1.5 F14 -9
F15 -1.5 F15-plin -1.5 F15 -4.5
F16 -1.5 F16-plin -1.5 F16 -9.4
F17 -1.5 F17-plin -1.5 F17 -9
F18 -1.5 F18 -7.5 F18 -3.5
F19 -1.5 F19 -7.5 F19 -7.7
F20 -1.5 F20 -6.5 F20 -5.9
Se cons
9,00 m
20kPa.
5.2.3. P
In labor
de păm
tensiom
In dotar
cu care
prelevat
de 51,0
stată că în p
(cu aproape
Program ex
rator a fost
mânt prelev
metrului, și a
rea Laborat
e au fost r
tă de cota -
0 mm. (figu
Figura 14
erioada mo
e 4 m faţă d
xperimenta
prevăzută d
vate din am
anume, adân
torului de G
realizate ac
-1.70 m au
ura 144).
41. Monitoriza
nitorizată n
de valoarea
l de labora
determinare
mplasament
ncimea de 1
Geotehnică ş
ceste măsur
fost preleva
area drenurilo
nivelul apei
iniţială), ia
ator
ea curbei ca
de la ace
1,70 m.
şi Fundaţii a
rători pentr
ate 9 epruv
or sifon in amp
subterane a
ar valoarea s
aracteristice
eeaşi cotă c
al UTCB ex
ru plaja de
vete cu diam
plasament
a scăzut pân
sucţiunii a a
suctiune –
cu cea a c
xistă un apa
e valori sp
metrul de 50
nă la adâncim
ajuns la valo
umiditate p
capului de
arat de tip S
ecifică. Din
0 mm cu o
124
mea de -
oarea de
pe probe
citire a
Sand box
n proba
înălțime
După in
probe d
instrucț
cântărit
treaptei
F
nstalarea ap
de pământ.
țiunile apara
t și apoi au
i de sucțiune
Figura 143. P
Figura
paratului și
Probele au
atului pentr
fost aplicat
e s-a calcula
Poziționarea c
Fig
142. Proba de
calibrarea a
u stat la sat
ru pământu
te trepte de
at umiditate
celor nouă mo
gura 144. Stan
e pământ extra
acestuia, au
turat timp
uri argiloase
sucțiune. P
ea volumică
stre pe proba
nța nr.2 cu pâ
asă de la cota
u fost așezat
de două sa
e. După ce
e baza cânt
ă.
de pământ și
ânza filtru la b
a -1,70 m
te pe supraf
aptămâni, p
au fost sat
tăririlor dup
stanțele umpl
bază
fața de nisi
erioadă ind
turate, prob
pă fiecare ap
lute cu pămân
125
p cele 9
dicată în
bele s-au
plicare a
nt
Rezultatabelul sucțiunegraficel
Suct
Masa de
md (g)
141.315
143.073
136.537
Figura 146
atele primar21. Aceste e care a fole de sucțiun
tiune
e pământ c
mi(g)
189.9
192.263
183.48
Fig
6. Aparatul San
re obţinute valori au fo
ost aplicatăne - umidita
Tab
kPa 0
pF 0
cmH2O h=0
Proba ms
1 196
2 19
3 197
gura 145. Apa
nd Box pregă
în urma îost apoi tran
ă probelor (ate pentru fi
bel 21. Rezulta
0 68.9638
0 0.70
cm h=5 cm
(g) ms (g)
.47 195.51
98 196.355
.44 196.545
aratul sand bo
tit cu cele nou
încercării cnspuse în ta(tabelele 22iecare proba
atele Sandbox
88 98.665
1.00
m h=10 cm
) ms (g)
1 194.42
5 195.211
5 195.247
ox după calibr
uă probe pentr
u aparatulabelele stan2 - 27) și a în parte
x - citiri labor
116.03904
1.18
h=15 cm
ms (g)
193.619
194.47
194.55
rare
ru realizarea
l Sandbox ndard pentr
pe baza lo
rator
137.92775
1.40
h=25 cm
ms (g)
192.911
193.67
193.762
încercărilor
sunt prezeru fiecare treor au fost r
145.74
1.48
h=30 cm
ms (g)
192.628
193.383
193.471
126
entate în eaptă de realizate
152.35
1.54
h=35 cm
ms (g)
192.5
193.22
193.4
127
141.409 190.027 4 191.22 189.795 188.492 187.795 187.019 186.805 186.92
140.800 189.209 5 190.56 189.427 188.098 187.404 186.657 186.228 186.45
135.521 182.114 6 194.23 192.89 191.905 191.198 190.448 190.228 190.13
142.172 191.052 7 192.83 192.248 190.891 190.466 189.488 189.329 183.35
140.189 188.387 8 196.72 196.609 195.587 195.032 194.394 194.26 194.3
139.253 187.13 9 191.86 191.449 190.227 189.414 188.801 188.674 188.74
Tabel 22. Rezultatele Sandbox pentru treapta de sucțiune egală cu 5cm coloană apă
V=volumul interior al stantei 98.125 cm3
Prob
a N
r.
Tre
apta
de
suct
iune
Suct
iune
(kP
a)
Mas
a um
eda
(pro
ba,
reci
pien
tfi
ltru
Mas
a us
cata
(pro
ba,
reci
pien
tfi
ltru
Mas
a re
cipi
ent,
filt
ru s
i ela
stic
Mas
a um
eda
Mas
a us
cata
Um
idit
ate
mas
ica
(%)
dens
itate
(g/c
m3)
Um
idit
ate
volu
mic
ă (%
)
Prob
a N
r.
A B C D=A-B E=B-C W=D/E ρ=E/V θ=W*ρ
1 0.70 68.96388 196.47 141.315 23.2056 55.1554 118.11 0.467 1.20365872 0.562093125 1
2 0.70 68.96388 198 143.073 23.2056 54.927 119.87 0.4582 1.22157906 0.559765146 2
3 0.70 68.96388 197.44 136.537 23.2056 60.9028 113.33 0.5374 1.15497122 0.620665975 3
4 0.70 68.96388 191.215 141.409 23.2056 49.8059 118.2 0.4214 1.20462185 0.507575853 4
5 0.70 68.96388 190.564 140.800 23.2056 49.7636 117.59 0.4232 1.19841837 0.507144943 5
6 0.70 68.96388 194.23 135.521 23.2056 58.7094 112.32 0.5227 1.14461186 0.598311964 6
7 0.70 68.96388 192.83 142.172 23.2056 50.6581 118.97 0.4258 1.21239517 0.516261136 7
8 0.70 68.96388 196.717 140.189 23.2056 56.5283 116.98 0.4832 1.19218455 0.576084495 8
9 0.70 68.96388 191.864 139.253 23.2056 52.6107 116.05 0.4534 1.18265181 0.53615991 9
Tabel 23. Rezultatele Sandbox pentru treapta de sucțiune egală cu 10cm coloană apă
V=volumul interior al stantei 98.125 cm3
Tre
apta
de
suct
iune
Suc
tiun
e (k
Pa)
Mas
a um
eda
(pro
ba, r
ecip
ient
,
Mas
a us
cata
(pro
ba,
reci
pien
t,
Mas
a
reci
pien
t,
filt
rusi
Mas
a um
eda
Mas
a us
cata
Um
idit
ate
mas
ica
(%)
dens
itat
e
(g/c
m3)
Um
idit
ate
volu
mic
ă
(%)
Pro
ba N
r.
Pro
ba N
r.
A B C D=A-B E=B-C W=D/E ρ=E/V θ=W*ρ
1 1.00 98.665 195.51 141.315 23.2056 54.1954 118.11 0.4589 1.20365872 0.552309686 1
2 1.00 98.665 196.355 143.073 23.2056 53.282 119.87 0.4445 1.22157906 0.543000815 2
3 1.00 98.665 196.545 136.537 23.2056 60.0078 113.33 0.5295 1.15497122 0.611544955 3
4 1.00 98.665 189.795 141.409 23.2056 48.3859 118.2 0.4093 1.20462185 0.493104515 4
5 1.00 98.665 189.427 140.800 23.2056 48.6266 117.59 0.4135 1.19841837 0.495557682 5
6 1.00 98.665 192.89 135.521 23.2056 57.3694 112.32 0.5108 1.14461186 0.584655913 6
7 1.00 98.665 192.248 142.172 23.2056 50.0761 118.97 0.4209 1.21239517 0.510329926 7
8 1.00 98.665 196.609 140.189 23.2056 56.4203 116.98 0.4823 1.19218455 0.574983858 8
9 1.00 98.665 191.449 139.253 23.2056 52.1957 116.05 0.4498 1.18265181 0.53193061 9
Tabel 24. Rezultatele Sandbox pentru treapta de sucțiune egală cu 15cm coloană apă
V=volumul interior al stantei 98.125 cm3
Tre
a
pta
Suc
ti
une
Mas a
Mas a
usca
t
Mas a
reci
pM
as a
ume
Mas a
usca
t
Um
i
dita
t
e
dens
i
tate
(g/c
dita
t
e
volu
mic
ă
Pro
b
a N
r.
Pro
ba
Nr.
128
A B C D=A-B E=B-C W=D/E ρ=E/V θ=W*ρ
1 1.18 116.039 194.42 141.315 23.2056 53.1054 118.11 0.4496 1.20365872 0.541201406 1
2 1.18 116.039 195.211 143.073 23.2056 52.138 119.87 0.435 1.22157906 0.531342216 2
3 1.18 116.039 195.247 136.537 23.2056 58.7098 113.33 0.518 1.15497122 0.59831693 3
4 1.18 116.039 188.492 141.409 23.2056 47.0829 118.2 0.3983 1.20462185 0.479825534 4
5 1.18 116.039 188.098 140.800 23.2056 47.2976 117.59 0.4022 1.19841837 0.482013733 5
6 1.18 116.039 191.905 135.521 23.2056 56.3844 112.32 0.502 1.14461186 0.574617696 6
7 1.18 116.039 190.891 142.172 23.2056 48.7191 118.97 0.4095 1.21239517 0.496500626 7
8 1.18 116.039 195.587 140.189 23.2056 55.3983 116.98 0.4736 1.19218455 0.564568572 8
9 1.18 116.039 190.227 139.253 23.2056 50.9737 116.05 0.4392 1.18265181 0.519477107 9
Tabel 25. Rezultatele Sandbox pentru treapta de sucțiune egală cu 25cm coloană apă
V=volumul interior al stantei 98.125 cm3
Tre
apta
de
suct
iune
Suc
tiun
e (k
Pa)
Mas
a um
eda
(pro
ba, r
ecip
ient
,
filt
ru e
last
ic)
Mas
a us
cata
(pro
ba,
reci
pien
tM
asa
reci
pien
t,
filtr
usi
Mas
a um
eda
Mas
a us
cata
Um
idit
ate
mas
ica
(%)
dens
itat
e
(g/c
m3)
Um
idit
ate
volu
mic
ă
(%)
Pro
ba N
r.
Pro
ba N
r.
A B C D=A-B E=B-C W=D/E ρ=E/V θ=W*ρ
1 1.40 137.9278 193.619 141.315 23.2056 52.3044 118.11 0.4428 1.20365872 0.533038348 1
2 1.40 137.9278 194.47 143.073 23.2056 51.397 119.87 0.4288 1.22157906 0.523790623 2
3 1.40 137.9278 194.55 136.537 23.2056 58.0128 113.33 0.5119 1.15497122 0.591213745 3
4 1.40 137.9278 187.795 141.409 23.2056 46.3859 118.2 0.3924 1.20462185 0.472722349 4
5 1.40 137.9278 187.404 140.800 23.2056 46.6036 117.59 0.3963 1.19841837 0.474941121 5
6 1.40 137.9278 191.198 135.521 23.2056 55.6774 112.32 0.4957 1.14461186 0.567412601 6
7 1.40 137.9278 190.466 142.172 23.2056 48.2941 118.97 0.4059 1.21239517 0.492169416 7
8 1.40 137.9278 195.032 140.189 23.2056 54.8433 116.98 0.4688 1.19218455 0.558912521 8
9 1.40 137.9278 189.414 139.253 23.2056 50.1607 116.05 0.4322 1.18265181 0.511191757 9
Tabel 26. Rezultatele Sandbox pentru treapta de sucțiune egală cu 30cm H2O
V=volumul interior al stantei 98.125 cm3
Tre
apta
de
suct
iune
Suc
tiun
e (k
Pa)
Mas
a um
eda
(pro
ba, r
ecip
ient
,
filt
ruel
astic
)
Mas
a us
cata
(pro
ba,
reci
pien
t, fi
ltru
Mas
a
reci
pien
t, fi
ltru
si e
last
ic
Mas
a um
eda
Mas
a us
cata
Um
idit
ate
mas
ica
(%)
dens
itat
e
(g/c
m3)
Um
idit
ate
volu
mic
ă (%
)
Pro
ba N
r.
Pro
ba N
r.
A B C D=A-B E=B-C W=D/E ρ=E/V θ=W*ρ
1 1.48 145.7402 192.911 141.315 23.2056 51.5964 118.11 0.4369 1.20365872 0.525823062 1
2 1.48 145.7402 193.67 143.073 23.2056 50.597 119.87 0.4221 1.22157906 0.515637757 2
3 1.48 145.7402 193.762 136.537 23.2056 57.2248 113.33 0.5049 1.15497122 0.583183172 3
4 1.48 145.7402 187.019 141.409 23.2056 45.6099 118.2 0.3859 1.20462185 0.464814069 4
5 1.48 145.7402 186.657 140.800 23.2056 45.8566 117.59 0.39 1.19841837 0.467328382 5
6 1.48 145.7402 190.448 135.521 23.2056 54.9274 112.32 0.489 1.14461186 0.559769289 6
7 1.48 145.7402 189.488 142.172 23.2056 47.3161 118.97 0.3977 1.21239517 0.482202537 7
129
8 1.48 145.7402 194.394 140.189 23.2056 54.2053 116.98 0.4634 1.19218455 0.55241061 8
9 1.48 145.7402 188.801 139.253 23.2056 49.5477 116.05 0.427 1.18265181 0.504944623 9
Tabel 27. Rezultatele Sandbox pentru treapta de sucțiune egală cu 35cm H2O
V=volumul interior al stantei 98.125 cm3
Tre
apta
de
suct
iune
Suct
iune
(kP
a)
Mas
a um
eda
(pro
ba, r
ecip
ient
,
filtr
u el
astic
)
Mas
a us
cata
(pro
ba,
reci
pien
tfi
ltru
Mas
a re
cipi
ent,
filt
ru s
i ela
stic
Mas
a um
eda
Mas
a us
cata
Um
idit
ate
mas
ica
(%)
dens
itate
(g/c
m3)
Um
idit
ate
volu
mic
ă (%
)
Prob
a N
r.
Prob
a N
r.
A B C D=A-B E=B-C W=D/E ρ=E/V θ=W*ρ
1 1.54 152.3455 192.503 141.315 23.2056 51.1884 118.11 0.4334 1.20365872 0.5216651 1
2 1.54 152.3455 193.215 143.073 23.2056 50.142 119.87 0.4183 1.22157906 0.511000815 2
3 1.54 152.3455 193.401 136.537 23.2056 56.8638 113.33 0.5017 1.15497122 0.579504191 3
4 1.54 152.3455 186.918 141.409 23.2056 45.5089 118.2 0.385 1.20462185 0.46378477 4
5 1.54 152.3455 186.446 140.800 23.2056 45.6456 117.59 0.3882 1.19841837 0.465178064 5
6 1.54 152.3455 190.13 135.521 23.2056 54.6094 112.32 0.4862 1.14461186 0.556528524 6
7 1.54 152.3455 188.354 142.172 23.2056 46.1821 118.97 0.3882 1.21239517 0.470645849 7
8 1.54 152.3455 194.298 140.189 23.2056 54.1093 116.98 0.4625 1.19218455 0.551432266 8
9 1.54 152.3455 188.738 139.253 23.2056 49.4847 116.05 0.4264 1.18265181 0.504302585 9
Cu ajutorul rezultatelor obținute se poate construi curba de sucțiune - umiditate.
Intrucât aparatul Sand Box are o plajă limitată de sucţiuni şi deoarece nu s-au putut realiza
încercări şi cu alte aparate, curba caracteristică a fost extrapolată în afara domeniului măsurat
cu ajutorul unuialgoritm de calcul implementat în programul SVSlope.
În tabelul 28 sunt prezentate datele necesare trasării curbei caracteristice, iar in figura 148
datele de intrare în programul SVSlope.
∗ 98.0665 Ec. 84
Tabel 28. Datele necesare determinarii curbei suctiune - umiditate
pf Suctiune (kPa) Umiditate masică (%) Umiditate volumică (%) 20
0.7 68.96 0.465 0.497 1 98.67 0.457 0.489
1.18 116.04 0.447 0.478 1.4 137.93 0.441 0.472
1.48 145.74 0.435 0.465
1.54 152.35 0.432 0.462 Medie 0.446 0.477457936
Utilizân
paragra
F
Cu
ur
co
7.
Pr
ca
Fu
nd aceste va
aful 3.6 ) s-a
Figura 148. Cu
urba caract
rmează în r
onsiderat.
.4. Concluz
rogramul ex
are a trebuit
undaţii. A
alori şi meto
a trasat curb
urba caracterp
eristică com
realizarea a
zii asupra p
xperimental
t să ţină con
fost achizi
Figura 147.
oda Fredlun
ba din figura
ristică de suctipe baza valori
mpleta de su
analizei de
programulu
l de teren ş
nt de constrâ
iţionată o b
Datele de intr
nd de constr
a 149.
iune - umiditailor măsurate
ucțiune - um
stabilitate î
ui experime
şi de labora
ângerile de
baterie com
rare SVSlope
ruire a curb
ate construită in situ şi în la
miditate rez
în regim ne
ental
ator concep
dotare ale L
mpletă de
bei caracteri
utilizând metoaborator
zultată va fi
esaturat pen
put a fost u
Laboratorulu
tensiometre
istice (preze
oda Fredlund
i folosită în
ntru studiul
unul relativ
ui de Geote
e (cu spriji
130
entată în
d & Xing,
n cele ce
l de caz
simplu,
ehnică şi
inul SC
131
PROEXROM), dar câteva dintre ele au fost îngropate în teren şi nu au mai putut fi
recuperate.
Ar fi fost utile măsurători de umiditate pe teren concomitent cu măsurătorile de
sucţiune. Intrucât acest lucru nu a fost posibil s-au determinat umidităţile în laborator
pe probe netulburate prelevate din teren.
De asemenea, în laborator, la data realizării acestor cercetări, nu exista posibilitatea
realizării unor încercări geotehnice cu sucţiune controlată, care ar fi fost de asemenea
utile pentru determinarea parametrilor geotehnici în regim nesaturat.
Aceste neajunsuri au putut fi completate prin extinderea curbei caracteristice obţinute
prin calcul şi pe baza unei baze de date din programul SVSlope.
8. Analize de stabilitate
Analizele de stabilitate pentru studiul de caz considerat au fost realizate cu programul
de calcul SoilVisionSlope (metode de echilibru limită cu luarea în considerare a
nesaturării) şi cu programul de calcul MIDAS GTS (modelare numerică cu metoda
elementelor finite).
8.1. Analize de stabilitate folosind SVSlope
Pentru analizele de stabilitate s-au propus următoarele variante de analiză:
Varianta 1 – versant aflat în stare naturală cu luarea în considerare a acviferului subteran interceptat în forajele geotehnice la adâncimea de -5.20 m (condiţii statice);
Varianta 2 – versant aflat în stare naturală, cu luarea în considerare a unor solicitări dinamice (seism);
Varianta 3 - versant cu teren saturat în urma infiltrațiilor apelor pluviale - nivel freatic ridicat NH = -1.0 m;
Vacu
Valu
În
îm
26
St
ge
Varianta 4 - u luarea în c
Varianta 5 -uarea în con
n figura 150
mpreună cu
60.00 m și o
tratificația
eotehnic):
Strat
Strat c=25k
Strat =11º;
Strat c=40k
Strat
Strat6
versant cu considerare
- coborârea siderare a u
0 se prezin
stratificația
o înălțime d
și caracter
1 - umplutu
2 - alternakPa; ϕ =10º
3 - argilă ce
4 - alternakPa; ϕ =15º
5 - gresie ce
6 - complex
teren saturaa unor solic
nivelului funor solicită
ntă profilul
a. Geometri
de 78.00 m.
Figura
risticile geo
ură eterogen
anță de argiº;
enușie cafen
anță de argiº;
enușie: γ=2
marnos: γ=
at în urma icitări dinam
freatic prinări dinamice
transversal
a propusă e
a 149. Stratific
otehnice (v
nă: γ=17,25
ilă prafoasă
nie cu interc
ilă și argil
2 kN/mc; c=
=19,8 kN/m
infiltrațiilormice (seism)
n sisteme dee (seism);
al terenulu
este un prof
catia terenulu
valorile au
kN/mc; c=
ă cu interca
calții nisipo
lă grasă caf
=55kPa; ϕ =
mc; c=73kPa
r apelor plu);
e drenaj pâ
ui din amp
fil transvers
i
fost deter
10kPa; ϕ=7
alații nisipo
oase: γ=20 k
fenie - verz
=34º;
a; ϕ =12º;
uviale (NH -
ână la -8.50
lasamentul
sal cu o lung
rminate în
7º;
oase: γ=18
kN/mc; c=2
zuie: γ=19
132
-1.0 m),
0 m, cu
studiat,
gime de
studiul
kN/mc;
220Pa; ϕ
kN/mc;
Pe
pr
(p
Fe
fii
Țisu
In
re
re
pe
pe
an
dr
au
es
F
entru toate
rogramul de
prezentate în
ellenius, Bi
ind frecvent
inând cont duprafeţe de c
n cele ce u
ezultatele su
ezultatele ob
entru varian
erioadă ploi
nalizele de s
renaj. Cu ut
u fost obţin
ste nevoie d
Figura 150. Va
variantele
e calcul pen
n capitolul 3
shop, Janbu
t utilizate. M
de stratificacedare oare
urmează sun
unt prezenta
bţinute. Fig
ntele 4, 5. S
ioasă în regi
stabilitate în
tilizarea dre
nute utilizân
de intervenți
Varianta 4 - seiseism
de analiză
ntru estimar
3 ). Ca meto
u Simplifica
Metoda Fred
aţia din ampecare, defini
nt prezentat
ate în Anexa
gura 151 pr
Se poate ab
im seismic
n zone seism
nurilor sifo
nd valorile
ii.
ism. - NH=-1.–cu drenaj–m
ă s-au utiliz
rea rezisten
ode de anali
at, Spencer
dlund GLE
plasamentulite de utiliza
te doar rez
a A. De asem
rezintă rezu
bserva că p
(ipoteză rec
mice) factor
n factorul d
caracteristi
.00m –metodametoda Mohr-
zat metode
nţei la forfec
iză a stabilit
, Fredlund’
a fost preze
l şi de speciator.
zultatele pe
menea, în ta
ultatele utili
pentru un ve
comandată a
rul de stabil
de stabilitate
ice ale para
a Mohr-CouloCoulomb Fos
ele specific
care a pămâ
tătii au fost
s GLE şi S
entata în par
ificul acestu
entru varian
abelul 29 su
izând mode
ersant comp
a fi luată în
litate este 0,
e creşte la 0
ametrilor ge
omb Fos min =s min = 0,953
e implemen
ânturilor ne
utilizate 6 m
Sarma), 5 di
ragraful 3.6
uia, s-au co
ntele 4 şi 5
unt prezenta
lul Mohr-C
plet saturat
considerare
,859 fără m
0,953. Acest
eotehnici, d
= 0.859 şi Var
133
ntate în
esaturate
metode:
intre ele
6.
nsiderat
5. Toate
ate toate
Coulomb
după o
e pentru
măsuri de
te valori
de aceea
rianta5 -
A
ni
îm
co
re
pr
F
Vade
Atunci când
ivelului ap
mbunătăţite.
orespunzăto
ezultatele pe
rezentate în
Figura 151. Va
Tabel
arianta e analiză
Re
NH
= -
5.20
m
Sta
Di
NH
= -
1.00
m
Sta
Di
se consider
pei subteran
. Pentru var
oare măsură
entru două
tabelul 29.
Varianta5 – sei
l 29. Centraliz
egim Mede
atic MoCou
inamic MoCou
atic MoCou
inamic MoCou
ră caracteris
ne (estimat
rianta 5 s-a i
ătorilor in
metode – F
ism – cu drenacu drenaj–M
zarea rezultate
etoda calcul
Fell
ohr-ulomb
1,05
ohr-ulomb
0,81
ohr-ulomb
0,87
ohr-ulomb
0,85
sticile nesat
te de cătr
introdus în
situ efectua
Fredlund şi
aj–Metoda Fr
Metoda Vanapa
elor obținute î
lenius Bish
51 1,067
11 0,827
72 0,89
59 0,874
turate pentr
re program
program o v
ate. In figu
Vanapalli.
redlund - Fos malli Fos min =
în urma analiz
hop Janbu S
7 1,045
7 0,809
0,871
4 0,857
ru pământur
m), rezultat
valoare a su
ura 152 su
Toate cele
min = 1,045 ş= 1.098
zelor efectuat
Spencer G
1,077 1
0,835 0
0,9 0
0,882 0
rile aflate d
ele sunt,
ucţiunii de -
nt prezenta
elalte rezult
şi Varianta 5–
te cu SVSlope
GLE M P
1,072 1,072
0,832 0,832
0,895 0,895
0,879 0,879
134
deasupra
evident,
-20 kPa,
ate doar
ate sunt
– seism –
Sarma
1,077
0,835
0,9
0,881
135
NH
= -
10.0
0m
Static Mohr-Coulomb
1,238 1,251 1,225 1,263 1,256 1,257 1,262
Dinamic Mohr-Coulomb
0,953 0,967 0,947 0,977 0,972 0,972 0,976
Dinamic Nesaturat
Phi-b 1,053 1,065 1,043 1,076 1,07 1,07 1,075
Dinamic Nesaturat
Fredlund 1,033 1,045 1,024 1,056 1,051 1,051 1,056
Dinamic Nesaturat
Vanapalli 1,075 1,087 1,065 1,098 1,093 1,093 1,097
Dinamic Nesaturat
Khalili 1,062 1,074 1,052 1,084 1,079 1,079 1,084
Varianta 1 – versant aflat în stare naturală cu luarea în considerare a acviferului subteran interceptat în forajele
geotehnice - NH = -5.20 m;Varianta 2 – versant aflat în stare naturală, cu luarea în considerare a unor solicitări
dinamice (seism);Varianta 3 - versant cu teren saturat în urma infiltrațiilor apelor pluviale - nivel freatic ridicat NH
= -1.00 m;Varianta 4 - versant cu teren saturat în urma infiltrațiilor apelor pluviale, cu luarea în considerare a
unor solicitări dinamice (seism);Varianta 5 - coborârea nivelului freatic prin sisteme de drenaj și amenajări de
suprafață, cu luarea în considerare a unor solicitări dinamice (seism) - NH = -10.00 m;
Pentru calculul seismic în conformitate cu SR EN 1997-1, valoarea factorului de stabilitate
este comparabilă cu valoarea admisibilă unitară: Fsmin>1.
Analizând toate rezultatele din Tabelul 29 se poate uşor observa că în absenţa drenajului
panta nu este stabilă şi, chiar şi cu drenajul în functiune marjele de siguranţă nu sunt
suficiente în unele cazuri. De aceea şi alte măsuri de consolidare ar trebui (şi au fost) luate în
considerare.
Evident, o zonă nesaturată de dimensiuni mai mari, posibil cu parametri de rezistenţă la
forfecare îmbunătăţiţi (dacă o astfel de creştere este considerată), are un effectfavorbail şi
factorul de stabilitate creşte. Pentru cazul analizat diferenţa minimă a fost înregistrată pentru
Fredlund (14%), iar cea mai mare (18%) pentru metoda Vanapalli. Totuşi, în alte condiţii de
amplasament rezultatele ar putea fi diferite.
Metoda Phi-b poate fi considerate ca cea mai sigură, deoarece valoarea ϕb poate fi
determinate în laborator sau pe baza unor reguli empirice (de exemplu, jumătate din valoarea
unghiului de frecare internă efectiv) şi, de asemenea, este uşor de utilizat. Metodele Fredlund
şi Vana
aditiona
evaluar
contribu
Sigur, p
factorul
sau dac
8.2. M
Pentru
program
In figur
Cu ajut
funcții d
apalli depen
ali poate în
ea condiţii
uţiei sucţiun
pentru cazu
l de stabilit
ă alte măsu
Modelare n
acelaşi stud
mul de calcu
ra 153 este p
Figura
torul progra
de umiditate
nd de curba
ncetini calc
ilor de ne
nii la reziste
ul analizat
tate sunt ac
uri suplimen
numerică
diu de caz
ul MIDAS G
prezentat m
a 152. Model n
amului s-au
e folosind m
caracteristi
culul, dar e
esaturare a
enţa pămntu
se poate a
ceptabile sa
ntare trebuie
- GTS NX
au fost rea
GTX.
modelul num
numeric MIDA
u definit fu
metoda Van
ică sucţiune
ecuaţia Fred
ale pământ
urilor nesatu
analiza ma
au nu, dacă
e luate.
X
alizate mod
meric 2D cre
AS GTS. Secți
uncții de pe
n Genuncht
e – umiditat
dlund and X
tului.Metod
urate.
ai departe d
ă drenajul şi
delări nume
eat.
une 2D, stratif
ermeabilitate
en (figura 1
te. Complex
Xing este
da Vilar p
dacă valori
i-a atins ma
rice în elem
ificație și disc
e folosind
154).
xitatea para
foarte bună
permite mo
le rezultate
aximul de e
ment finit u
cretizare
metoda Ga
136
ametrilor
ă pentru
odelarea
e pentru
eficienţă
utilizând
ardner și
Analiza
de tip ti
Au fost
variantă
In figu
progres
Valoare
Felleniu
Figura
a dinamică a
ime history
t modelate
ă ținând con
ura 156 su
sivă a param
ea factorulu
us.
a 155. Modela
Figura 153.
a fost realiz
(figura 155
Figur
două varia
nt de caracte
unt prezenta
metrilor rez
ui de stabili
are MIDAS GTnatural
Model MIDAS
ată folosind
5).
ra 154. Accele
ante de cal
eristicile pă
ate rezultat
zistenţei la
itate în aces
TS. Suprafațală cu nivelul h
S GTS. Carac
d accelerogr
erogramă sca
lcul, prima
ământurilor
tele obţinu
a forfecare
st caz rezul
a de alunecarehidrostatic iniţ
cteristicile zon
rama Vranc
alată, Vrancea
a variantă î
nesaturate.
ute folosind
pentru niv
ltă 0,94 faț
e obţinută apliţial, în condiți
nei nesaturate
cea 1977 şi o
a 1977
în condiții
d metoda
elul iniţial
ță de 1,051
icând SRM peii statice
o analiză ne
saturate și
SRM de r
al apei su
obţinut cu
entru versant î
137
elineară
a doua
reducere
ubterane.
metoda
în stare
In figur
unor pr
folosind
Figura 1
In figur
datorită
Valoare
condiții
Figu
ra 157 sunt
ecipitaţii ab
d metoda Fe
156. Modelarecu teren s
ra 171 sunt
ă drenajului
ea factorulu
i statice și 1
ura 157. Modec
prezentate r
bundente. V
ellenius.
e MIDAS GTSsaturat în urm
ilustrate rez
pentru cond
ui de stabilit
,0141, în co
elare MIDAS Gcoborârea niv
rezultatele o
Valoarea fac
S. Suprafața da infiltrațiilor
zultatele pe
diţii statice,
tate crește în
ondiții dinam
GTS. Suprafațvelului freatic
obţinute pen
ctorului de s
de alunecare or apelor pluvia
entru vaianta
, iar în figur
n condițiile
mice.
ța de alunecarprin sisteme d
ntru NH = -
stabilitate re
obţinută aplicâale - NH = -1
a 5 – după c
ra 156 pentr
de coborâr
re obţinută apde drenaj, în c
- 1.0 m care
ezultată este
ând SRM pent1.0 m, în cond
coborârea n
ru condiţii s
re a nivelulu
plicând SRM pcondiții static
e simulează
e 0,75 față d
tru varianta 4 diții statice.
nivelului hid
seismice.
ui apei la 1,
pentru variane
138
ă situaţia
de 0,872
- versant
drostatic
0762, în
nta 5 -
Figucob
În cont
aplicând
F
Fi
ura 158. Modeborârea nivelu
tinuare (fig
d accelogra
Figura 159. M
igura 160. Mo
elare MIDAS ului freatic pri
gurile 160 –
ama Vrancea
Modelare MID
odelare MIDA
GTS.Suprafațin sisteme de d
– 164) sun
a‘77 și ținân
DAS GTS.Rezu
AS GTS.Rezult
ța de alunecardrenaj, cu lua
nt prezentat
nd cont de f
ultatele SRM o
tatele SRM ob
re obţinută aparea în conside
te rezultatel
funcțiile nes
obținute cu tim
bținute cu time
plicând SRM perare a unor s
le obținute
saturate def
me history în 0
e history în 2,0
pentru variansolicitări seism
în regim
finite:
0,02 s Fs = 2,
00 s Fs = 1,00
139
ta 5 - mice
seismic,
5
094
Figura
Figu
În acest
în anal
amănun
calculul
Var
Figura 16
a 162. Modela
ura 163. Mode
t caz, folosi
liza stabilit
nțit de deter
lui folosing
Tabel 30. Ce
rianta de ana
NH = -5.20m
61. Modelare
are MIDAS GT
elare MIDAS
ind metoda
tății pantel
rminare a st
g Midas GTS
entralizarea re
aliză Regim
m Static
MIDAS GTS.
TS.Rezultatelepăm
GTS.Rezultatepăm
elementulu
lor este ap
tabilității. T
S NX.
ezultatelor ob
m
Rezultatele SR
e SRM obținutmânturi nesatu
ele SRM obținmânturi nesatu
i finit, influ
proape nes
Tabelul 30
bținute în urma
Metoda de
Mohr-Coulo
RM obținute c
te cu time histurate)
nute cu time hiurat)
uența param
semnificativ
centralizeaz
a analizelor ef
calcul SRM
omb 0,94
cu time history
tory în 6,00 s
istory în 6,00
metrilor păm
vă, datorită
ză rezultate
fectuate cu M
M SRM + T
4
y în 4,00 s
(folosind func
s (fără funcții
mânturilor ne
ă unui calc
ele obținute
Midas GTS NX
TH
140
cțiile de
ile de
esaturate
cul mai
în urma
X
141
NH = -1.00m Static Mohr-Coulomb 0,75
NH = -10.00m
Static Mohr-Coulomb 1.064
Static Nesaturat Mohr-Coulomb 1,076
Dinamic Mohr-Coulomb 1,0041
Dinamic Nesaturat Mohr-Coulomb la 2,00s - Fos=1,0094
Dinamic Nesaturat Mohr-Coulomb la 6,00s - Fos=1,0266
Se observă că în regim static valorile factorului de stabilitate obţinute sunt mai mici decât
cele rezultate din metoda de echilibru limită prezentată anterior. Astfel, cel puţin pentru acest
caz, utilizarea metodei elementului finit este mai conservatoare.
Pentru nivelul final coborât al apei subterane (NH = -10.00 m) au fost realizate analize în
regim static fără considerarea caracteristicilor pământurilor nesaturate şi cu considerarea
acestora, precum şi în regim seismic clasic şi analiză neliniară time – history (evidenţiindu-se
rezultatele pentru 2 valori ale timpului, 2 şi 6 s, cel de-al doilea corespunzând maximului
acceleraţiei seismului). Se observă în acest caz creşteri foarte mici ale factorului de stabilitate
atunci când se utilizează modulul de pământuri nesaturate al programului. De asemenea,
scăderea factorului de stabilitate în regim seismic este foarte mică.
Comparând suprafeţele de cedare obţinute în analizele de stabilitate realizate cu metoda
echilibrului limită (SVSlope) şi zonele de cedare relevate prin modelarea numerică în element
finit (MIDAS GTS) se observă că pentru cele mai multe variante de calcul sunt foarte
asemănătoare ca formă (apropiată de circular cilindrică, dar trecând pe la zona de separaţie
dintre straturi, cu rază mare). Totuşi, analiza seismică cu time-history, atâ în regim nesaturat
cât şi fără considerarea acestuia, arată o zonă de cedare locală, mai apropiată de piciorul aval
al pantei. Utilizarea analizei neliniare de tip time-history permite evidenţierea modului în care
s emobilizează rezistenţele masivului în cursul seismului.
Din punct de vedere al problemelor practice de proiectare a sistemului de drenaj, se observă
şi în această modelare numerică faptul că nivelul apei subterane trebuie să fie coborât până la
un nivel de cca -10 m faţă de suprafaţa terenului pentru a obţine o stabilitate la limită în regim
seismic.
142
8.3. Concluzii asupra analizelor de stabilitate efectuate
Pentru studiul de caz considerat, pe baza rezultatelor experimentale obţinute, s-au realizat
analize de stabilitate în regim saturat şi nesaturat, static şi dinamic, utilizând metode de
echilibru limită şi metoda elementului finit.
Considerarea nesaturării a fost realizată pe baza funcţiilor implementate în programele de
calcul utilizate, completate cu curba caracteristică de sucţiune – umiditate determinată
anterior pentru materialul din amplasament. Evident, aşa cum era de aşteptat, analizele de
stabilitate în regim nesaturat au dus la valori mai mari ale factorului de stabilitate, cu cca 14 –
18% în analiza cu metoda echilibrului limită şi cu doar cca 3% în modelarea numerică în
element finit.
Utilizarea metodei elementului finit, curentă deja în multe aplicaţii geotehnice, inclusiv
stabilitatea pantelor, permite găsirea zonei potenţiale de cedare într-un mod mai realist, iar
cuplarea cu funcţiile proprii pământurilor nesaturate, cu curgerea apei subterane şi, în regim
seismic, cu analize neliniare de tip time history aduce un plus atât întelegerii fenomenelor, cât
şi proiectării în sine.
143
PARTEA III - CONCLUZII, CONTRIBUȚII PERSONALE ȘI VALORIFICARE REZULTATE
9. Concluzii şi contribuţii personale
9.1. Concluzii
Alunecările de teren reprezintă unul din factorii major de risc pentru mediul natural şi cel
construit, de aceea analiza lor aprofundată şi realizarea unei proiectări adecvate a structurilor
geotehnice în pantă sau a consolidărilor pantelor naturale reprezintă deziderate majore.
Cauzele alunecărilor de teren sunt multiple, dar este cunoscut faptul că unul din cei mai
importanţi factori declanşatori este creşterea umidităţii terenului, care poate modifica starea
masivului de pământ din nesaturată în saturată, fapt ce poate duce la producerea unui
fenomen de instabilitate. Menţinerea stării de nesaturare a masivului de pământ poate fi,
uneori, cheia păstrării stabilităţii acestuia.
Prezenta lucrare de doctorat a abordat această problematică prin prisma aspectului practic al
modelării fenomenelor de instabilitate a pantelor ținând cont de aspectele specifice ale
pământurilor nesaturate. Introducerea zonelor nesaturate în analiza stabilității pantelor este
importantă, deoarece sunt pămanturi carela contactul cu apa suferă modificări bruşte și
ireversibile ale structurii interne, precum şi scăderi ale valorilor parametrilor geotehnici. In
alte cazuri, nesaturarea aduce un spor de rezistenţă la forfecare, îmbunătăţind astfel
stabilitatea pantelor.
S-a constatat faptul că monitorizarea umidităţii din teren prin programe de determinări
tensiometrice au indicat prezența unor presiuni negative ale apei din porii din malurile unor
ravene, pe durata unor ploi indelungate, după care s-a pus în evidentă cedarea. Cedarea în
condiţii de umiditate mare este un fapt obişnuit, totuşi există din ce în ce mai multe dovezi că
cedarea are loc şi în condiţii de nesaturare. O dovadă asupra importanţei rezistenţei în stare
nesaturată în menţinerea stabilitaţii panteloreste prezenţa obişnuită a unor pereţi verticali din
materiale aparent necoezive, în regiuni semiaride. Fredlund (1978) a demonstrat contribuţia
144
adusă de sucțiune pământului la coeziune, dezvoltând metode specifice de estimare a acestui
aport.
Analiza stabilității pantelor este realizată în practicăignorând presiunea negativă a porilor
deoarece nu este un parametru prezent pe termen lung, ceea ce situează rezultatele de partea
siguranţei. La prima vedere, pare plauzibil acest lucru, dar trebuie amintit faptul că un pământ
nesaturat are atât un coeficient de permeabilitate scăzut, cât si o capacitate mare de stocare a
apei.
Presiunea negativă din porii pământului nu poate fi luată în calcul ca fiind constantă în timp.
Totodată, nu se poate considera că aceasta dispare după fiecare periodaă de precipitații.
Profilul sucțiunii este unul dinamic, care se schimbă în timp și depinde de foarte mulți factori,
printre care: durata și intensitatea unei precipitații; funcția de permeabilitate a pământului – în
stare saturată și nesaturată și, nu în ultimul rând, capacitatea de stocare a pământului
nesaturat.
Rezultă astfel că pentru luarea în considerare a regimului nesaturat este nevoie de măsurători
(sucţiune, umiditate), de determinări ale parametrilor geotehnici pentru diferite sucţiuni,
aspecte dificil de rezolvat cu o dotare curentă.
Cercetările întreprinse în ultimii 20 de ani (cele mai multe datorate lui Dwelyn Fredlund şi
echipei sale) au dus la evoluţii în ceea ce priveşte testarea pământurilor în zona nesaturată, a
bazelor de date, a programelor de calcul pentru analiza stabilităţii în general şi în perticular
pentru luarea în considerare a zonei nesaturate, a programelor de modelare numerică (element
finit, diferenţe finite, element discret etc.).
Pornind de la această stare de fapt, prezenta teză de doctorat şi-a propus ca principal obiectiv
modelarea numerică a fenomenelor de instabilitate a pantelor în regim nesaturat.
In prima parte a lucrării s-a realizat o sinteză bibliografică extinsă referitoare la proprietățile
pământurilor nesaturate și a metodelor de determinare, precum și metodele de analiză a
stabilității pantelor în regim saturat şi nesaturat.
Dintre metodele prezentate în sinteza bibliografică au fost alese câteva care au putut fi
aplicate în cadrul prezentei teze.
In ceea ce priveşte analiza stabilităţii pantelor şi a modelării numerice a acesteia, pe lângă
sintetizarea principalelor aspecte reieşite din articolele studiate, pentru cele două programe de
145
calcul studiate şi, ulterior, utilizate, au fost realizate şi studiide caz teoretice pentru punerea în
evidenţă a unor aspecte specifice, a influenţei parametrilor caracteristici şi pentru testarea
acestora. A rezultat astfel utilitatea abordării problematicii din două perspective: influenţa
parametrilor nesaturaţi ai pământurilor – baleierea mai multor metode posibile de estimare a
acestora, respectiv modelarea numerică în element finit cu considerarea parametrilor
nesaturaţi şi metoda reducerii progresive a rezistnţei la forfecare.
In partea a doua a lucrării a fost abordat un studiu de caz – o alunecare de teren într-un masiv
practic saturat – pentru care a fost coneput un program experimental constând din
monitorizare pe teren a sucţiunii pe măsura intrării în funcţiune a sistemului de drenaj
prevăzut, prelevare de probe netulburate şi determinarea în laborator a curbei caracteristice de
sucţiune – umiditate. Apoi s-a realizat analiza de stabilitate utilizând diferite metode de
analiză (metode de echilibru limită şi metoda elementului finit) cu şi fără considerarea
elementelor nesaturate, inclusiv în regim seismic şi cu analiză neliniară de tip time history.
Considerarea nesaturării a fost realizată pe baza funcţiilor implementate în programele de
calcul utilizate, completate cu curba caracteristică de sucţiune – umiditate determinată
anterior pentru materialul din amplasament. Evident, aşa cum era de aşteptat, analizele de
stabilitate în regim nesaturat au dus la valori mai mari ale factorului de stabilitate, cu cca 3 –
18 %, în funcţie de metoda aplicată şi de regimul de solicitare (static sau seismic).
Utilizarea metodei elementului finit, curentă deja în multe aplicaţii geotehnice, inclusiv
stabilitatea pantelor, permite găsirea zonei potenţiale de cedare într-un mod mai realist, iar
cuplarea cu funcţiile proprii pământurilor nesaturate, cu curgerea apei subterane şi, în regim
seismic, cu analize neliniare de tip time history aduce un plus proiectării.
S-a arătat, de asemenea, faptul că metoda reducerii rezistentei la forfecare implică o analiză
numerică precisă care satisface echilibrul unor mase de pământ care tind sa alunece sub
infleunta greutatii proprii și a altor încărcari care pot actiona asupra lor, simulează suprafaţaa
de cedare a pantei și determină valoarea minimă a factorului de stabilitate, precum și
comportamentul pământului în timpul alunecarii. Mai mult, aceasta metoda poate determina
suprafata de alunecare fara a impune un plan de aluncare initial.
În concluzie, modelarea stabilității pantelor ținând cont de presiunea negativă din pori devine
obligatorie pentru a obține rezultate cât mai aproape de realitate, în special atunci când se
146
doreşte modelarea existenţei şi influenţei unui sistem de drenaj care asigură menţinerea stării
de nesaturare.
Pentru a ţine cont de gradul de nesaturare şi de influenţa acestuia asupra rezistenţei la
forfecare în analiza stabilităţii pantelor în metodele de calcul la echilibru limită trebuie
introduse elemente suplimentare legate de influenţa sucţiunii, caracteristicile pământului
nesaturat (curba caracteristică de sucţiune – umiditate) şi modificarea rezistenţei la forfecare.
Metodele de determinare experimentală a proprietăţilor pământurilor nesaturate sunt mai
dificile şi laboratoarele curente nu posedă aparatura specifică. De aceea, utilizarea unor baze
de date comprehensive, bazate pe campanii extinse de măsurători pe teren şi în laborator,
poate constitui soluţia pentru problemele deproiectare curente.
Totuşi, în cazuri speciale, tipuri de teren deosebite, comportare specială, lucrări de importanţă
mare, realizarea unui program de investigare a proprietăţilor pământurilor nesaturate poate
oferi date mai realiste şi poate ajuta în luarea unor decizii care sebazează pe diferenţe relativ
mici de comportament.
9.2. Contribuții personale
Contribuțiile aduse cu privire la tematica analizată în teza de doctorat se referă la:
- Sinteza documentară extinsă și completă, având la bază un număr ridicat de lucrări
științifice recente, cu privire la proprietățile pământurilor nesaturate și a metodelor de
determinare, precum și la metodele de analiză a stabilității pantelor în pământuri
nesaturate.
- 3 studii de caz teoretice pentru punerea în evidenţă a principalelor caracteristici,
factori de influenţă etc. a 2 programe de calcul care consideră aspectul nesaturării în
analiza stabilităţii pantelor.
- Realizarea unui program de cercetare complex combinând trei faze importante în
finalizarea unui proiect, cercetarea și măsurarea parametrilor necesari în situ,
prelevarea de probe și realizarea de încercări de laborator și modelarea numerică a
stabilităţii pantelor.
147
- Elaborarea unui program experimental având două faze, monitorizare in situ a
sucțiuniiși umidității la diferite adâncimi și determinarea (parţială) a curbei
caracteristice sucţiune – umiditate prin încercări de laborator (Sandbox)
- Pe baza rezultatelor experimentale au fost apoi modelate fenomenele de instabilitate
prin metode de echilibru limită modificate pentru a ţine cont de parametrii nesaturaţi
ai pământului, cât și metoda elementului finit combinată cu metoda „strength
reduction”.
- Analiza rezultatelor obţinute.
9.3. Valorificarea rezultatelor
Pe baza sintezei bibliografice și a rezultatelor obținute în cadrul tezei de doctorat au fost
publicate 6 articole în reviste cotate BDI, volumele unor conferințe internaționale cotate ISI
sau BDI.
1) Carastoian, A. - Slope stability analysis of unsaturated soil, Matematical Modelling in civil
Engineering, Scietific journal of the Technical University of Civil Engineering, Bucharest,
November 2013, pagina 13-22.
2) Carastoian, A. - Dynamic stability analysis of unsaturated soil slopes, Matematical Modelling
in civil Engineering, Scietific journal of the Technical University of Civil Engineering,
Bucharest, November 2014, pagina 7-17.
3) Carastoian, A. - Unsaturated slope stability and seepage anlysis of a dam, Matematical
Modelling in civil Engineering, Scietific journal of the Technical University of Civil
Engineering, Bucharest, November 2015, pagina 7.
4) Batali, L., Carastoian, A. - Slope Stability Analysis Using the Unsaturated Stress Analysis.
Case Study, ADVANCES IN TRANSPORTATION GEOTECHNICS III Book Series:
Procedia Engineering Volume: 143 Pages: 284-291 DOI: 10.1016/j.proeng.2016.06.036
Published: 2016 http://www.sciencedirect.com/science/article/pii/S1877705816304751
5) Batali, L., Carastoian, A., Popa, H., Pantel, Gh. - Instability phenomena in municipal waste
landfill. Numerical modeling in saturated and unsaturated conditions, Energy
ProcediaVolume 112, March 2017, Pages 481–488. Sustainable Solutions for Energy and
148
Environment, EENVIRO 2016, 26-28 October 2016, Bucharest, Romania,
https://doi.org/10.1016/j.egypro.2017.03.1123http://www.sciencedirect.com/science/article/pi
i/S1876610217312481
6) Szerzo, A., Batali, L, Carastoian, A. - Rezervor de gaz fundat pe teren dificil. Modelare
numerică și măsurători in situ. A XIII-a Conferință Națională de Goethnică si Fundații -
Cluj-Napoca, 7-10 Septembrie, 2016.
9.4. Direcții viitoare de cercetare
Cercetarea pe acest subiect poate fi continuată cu un poligon experimental pe care să poată fi
realizat un program mai amplu de cercetări in situ şi delaborator, care să permită nu numai
determinarea integrală a curbei caracteristice sucţiune – umiditate, ci şi determinarea unor
parametri geotehnici în condiţii de sucţiune controlată.
In Laboratorul de Geotehnică şi Fundaţii al UTCB este în curs de adaptare aparatul de
compresiune triaxială pentru a permite impunerea unor sucţiuni controlate în timpul
încercării.
149
BIBLIOGRAFIE
1. Anderson M. G., (1978) - Slope stability and valley formation in glacial outwash deposits, North Norfolk, Earth Surface Processes, Vol. 3, p. 301-318, John Wiley & Sons;
2. Arbhabhirama, A. and Kridakorn, C. - Steady downward flow to a water table. Water Resour. Res. (1968).
3. Baker, R. - Determination of the critical slip surface in slope stability computations. International Journal for Numerical and Analytical Methods in Geomechanics (1980)
4. Bishop, A.W. 1959. The principle of effective stress. Tecknish Ukebland, 106(39): 859 -863. 5. Brooks, R.H., and A.T. Corey, - Hydraulic properties of porous media, Hydrology Papers, No.3,
Colorado State University, Fort Collins, Colorado. (1964) 6. Burdine, N.T. - Relative permeability calculations from pore size distribution data. Trans. AIME, 198,
(1952) 7. Charles, W., W., Ng., Bruce, M., - Advanced Unsaturated Soil Mechanics and Engineering, Taylor &
Francis Group, New York. (2007) 8. Colectiv UTCB, coordonat de prof.dr.ing.Stefan Ionescu - Date privind proiectarea, executia,
functionarea si exploatarea lucrarii hidrotehnice"Barajul si lacul de acumulare Maneciu"; 9. Charles, W., W., Ng., Bruce, M., - Advanced Unsaturated Soil Mechanics and Engineering, Taylor &
Francis Group, New York;(2007) 10. Esteban Litvin, (2008) – Numerical analysis of the effect of rainfall infiltration on slope stability,
Atkins. 11. Fredlund, D.G. - The 1999 R.M. Hardy Lecture: The implementation of unsaturated soil mechanics
into geotechnical engineering. Can. Geotech. J., (2000) 12. Fredlund, D.G., and Rahardjo, H. - Soil mechanics for unsaturated soils. John Wiley & Sons, Inc., New
York. 13. ( 1993) 14. Fredlund, D.G., and Krahn, J. 1977. Comparison of slope stability methods of analysis. Canadian
Geotechnical Journal, 14(3): 429-439. 15. Fredlund, D.G., and Xing, A. - Equations for the soil–water characteristic curve. Can. Geotech. J.
(1994). 16. D.G. Fredlund, A.Xing (1994) – Equations for the soil – water characteristic curve, Department of
Civil Engineering, University of Saskatchewan, 57 Campus Drive, Saskatoon, SK, Canada S7N 5A9. 17. Fernández, J., M. Anguita, S. Mota, A. Cañaz, E. Ortigosa, and F.J. Roja s(2004)MPI toolbox for
Octave. InVecPar’04,Valencia,Spain.28–30June2004. Available (verified 10 Apr. 2008) Dep. de Arquitectura y Tecnología de Computadores, Univ. de Granada, Granada, Spain
18. Fredlund, D.G., Morgenstern, N.R., and Widger, R.A. 1978. Shear strength of unsaturated soils. Canadian Geotechnical Journal, 15: 313–321.
19. Fredlund, D.G., Rahardjo, H.,1996. Consolidation Apparatus for Testing Unsaturated Soils. Geotechnical Journal, 341–353.
20. Fredlund, D.G., Rahardjo, H.,1993. Soil Mechanics for Unsaturated Soils. A Wiley - Interscience Publication.
21. Fredlund, D.G., Rahardjo, H., and Gan, J.K-M. 1987. Non-linearity of strength envelope for unsaturated soils. In Proceedings of the 6th International Conference on Expansive Soils, New Delhi, India, 1–4 Dec., Vol. 1, pp. 49–56.
150
22. Fredlund, D.G., Xing, A., Fredlund, M.D., and Barbour, S.L.1996. The relationship of the unsaturated soil shear strength to the soil-water characteristic curve. Canadian Geotechnical Journal. 33: 440-448.
23. Fredlund and Xing SWCC – Project PRJ2079 – 11.NOV.99 – Northerm Saskatchewan, Canada – depth 2.20m.
24. Gan, J.K.M., Fredlund, D.G., and Rahardjo, H. 1988. Determination of the shear strength parameters of an unsaturated soil using the direct shear test. Canadian Geotechnical Journal, 25: 500– 510.
25. Gardner, W.R. - Laboratory studies of evaporation from soil columns in the presence of a water-table. Soil Sci. Am., 85, 244. (1958.a)
26. Gardner, W.R. - Some steady state solutions of the unsaturated moisture flow equation with application to evaporation from a water-table. Soil Sci. Am., 85(4), 228–232. (1958.b)
27. Guerra, P., Priestley, D, Fredlund, M - 3D Groundwater seepage analysis of a levee intersection, Canadian Dam Associations - Association Canadienne des Barrages, CDA 2012 Annual Conference, Saskatoon, SK, Canada, September 22-27/2012;
28. D.,A.,Gaftoi, D.,Stematiu - Controlul infiltratiilor prin lucrarile de barare - Studiul actual privind masurile de control al infiltratiilor, Raport de cercetare nr.1, UTCB Bucuresti, 2010.
29. Griffiths, D.V., and P.A. Lane, - Slope Stability Analysis by Finite Elements, Geotechnique, vol. 49, no. 3, pp. 387-403. (1999)
30. Faure, R.M., (1996) - „Stabilite des pentes et glissements de terrains”, IPC, Agrege de Genie Civil, Docteur en Sciences.
31. Faure, R.M., Tailhan, J ., Evrard, H ., Gillet, F ., Robinson, J.C., Barnasson, B ., Jolly, P ., Pairault, T ., (1996) – „An observation system for managing a major landslide hazard” , 4 th TIEMEC, Montreal.
32. Ha T.V. Pham and Delwyn G. Fredlund, - The application of dynamic programming to slope stability analysis, Canada Geotechnic (2003)
33. Khallili, N. and Khabbaz, M.H. 1998. A unique relationship for the determination of the shear strength of unsaturated soils. Geotechnique, 48(5); 681-687.
34. Leong, E.C. and Rahardjo, H. - Review of soil-water characteristic curve functions. J. Geotech. Geoenvir. Eng., ASCE, (1997).
35. Leij, F.J., W.J. Alves, M.Th. van Genuchten, and J.R. Williams. - The UNSODA unsaturated hydraulic database. EPA/600/R-96/095, U.S. Environmental Protection Agency, Cincinnati, OH. (1996)
36. Maulem, Y. - Hydraulic conductivity of unsaturated soils: prediction and formulas. Method of soils analysis. Part 1. Physical and mineralogical methods. A. Klute, ed., American Society of Agronomy, Madison, WI, (1986)
37. M.Th. van Genunchten, F.J.Leij, S.R.Yates - The RETC Code for Quantifying the Hydraulics Functions of Unsaturated Soils, EPA/600/2-91/065 December 1991;
38. Pyke, R., M., - TSLOPE User’s Guide, TAGA Engineering Systems & Software Lafayette, California, (1991)
39. Rokn.S.A, Vilar. O.M (1995) – Shear strenght of an unsaturated sandy soil. Proc. Of 1st International Conference on unsaturated soils, Paris. V.1., p. 189-193
40. Seed, R.B., Cetin, K.O., Moss, R.E.S., Kammerer, A., Wu, J., Pestana, J. and Riemer, M., Sancio, R.B., Bray, J.D., Kayen, R.E., and Faris, A. "Recent Advances in Soil Liquefaction Engineering: A Unified and Consistent Framework” EERC-2003–06, Earthquake Engineering Research Institute, Berkeley, Calif (2003)
41. Spencer, E. - A method for analysis of the stability of embankments assuming parallel interslice forces. Géotechnique (1967)
42. Saleh,I.,Khassaf, Aqeel,Sh.,Al-Adili,Rafid,S.,Rasheed - Seepage analysis underneath Diyala Weir Foundation , Thirteenth International Water Technology Conference, IWTC 13 2009, Hurghada, Egypt, p:301-310
43. Simons, N.E, Menzies, B.K. and Matthews, M.C. - A Short Course in Soil and Rock Slope Engineering, Thomas Telford, London., 2001
44. Shukra, R. and Baker, R., - Mesh Geometry Effects on Slope Stability Calculation by FLAC Strength Reduction Method – Linear and Non-Linear Failure Criteria. In Proceedings of the 3rd International FLAC Symposium, Sudbury, Ontario, Canada, eds. R. Brummer et al, pp. 109-116. (2003)
151
45. S.K.Vanapalli, D.G. Fredlund – Comparison of different procedures to predict unsaturated soil shear strenght, Department of Civil Engineering, University of Saskatchewan, Canada.
46. Tim Stephens - Manual on small earth dams. A guide to sitting, design and construction, FAO Irrigation and drainage paper, Rome, 2010;
47. Terzaghi, K., Peck, R., B., and Mesri, G., - Soil mechanics in engineering practice, third ed. John Wiley & Sons, Inc, 1996
48. Yamagami, T., and Ueta, Y. - Search for noncircular slip surfaces by the Morgenstern-Price method. In Proceedings of the 6th International Conference on Numerical Methods in Geomechanics, Innsbruck, Austria, 11–15 April. A.A. Balkema, Rotterdam, The Netherlands (1988)
49. Uchaipishat, A. (2010) Prediction of Shear Strenght for Unsaturated Soils under Drying and Wetting Processes, Electronic Journal of Geotechnical Engineering, Vol.15, pp. 1087-1102.
50. S.K.Vanapalli, W.S. Sillers, M.D. Fredlund – The meaning and relevance of residual state to unsaturated soils, Department of Civil Engineering, University of Saskatchewan, Canada.
51. Vanapalli, S.K., Fredlund D.G., Pufahl, D.E. and Clifton, A.W. 1996. Model for the prediction of shear strength with respect to soil suction. Canadian Geotechnical Journal, 33: 379-392.
52. Vilar, O. M. (2006). A simplified procedure to estimate the shear strength envelope of unsaturated soil, Canadian Geotechnical Journal, Vol. 43, pp.1088–1095.
53. Van Genuchten, M.Th., - A closed-form equation for predicting the hydraulic conductivity of unsaturated soils, Soil Sci. Soc. Am. J., (1980)
54. Zou, J.-Z., Williams, D.J., and Xiong, W.-L. - Search for critical slip surfaces based on finite element method. Canadian Geotechnical Journal (1995)
55. P100/2013 – Cod de Proiectare Seismica P100 56. Midas GTS NX – manual and software 57. PROEXROM.SRL – proiect D.E.
