Cap 3 Olteanu Andrei-Constantin - Rezumat

5/12/2018 Cap 3 Olteanu Andrei-Constantin - Rezumat - slidepdf.com

http://slidepdf.com/reader/full/cap-3-olteanu-andrei-constantin-rezumat 1/47

Teză de Doctorat: Contribuii asupra studiului comportării pământurilor coezive saturate cu ajutorul instalaieitriaxiale cu efort impus controlată de calculator - Rezumat

Pagina 1 din 46

UNIVERSITATEA TEHNICĂ DE CONSTRUCII BUCUREŞTI

REZUMATUL TEZEI DE DOCTORATContribuii asupra studiului comportării

pământurilor coezive saturate

cu ajutorul instalaiei triaxiale cu efort impus controlată de calculator

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

Doctorand: ing. Andrei Constantin Olteanu




Pagina 2 din 46

CUPRINS

Capitolul 1 - Introducere ......................................................................................................................51.1. Obiectivele şi structura tezei .....................................................................................................5

1.1.1. Obiectivele principale ale tezei de doctorat .......................................................................51.1.2. Structura tezei de doctorat..................................................................................................6

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

2.1. Introducere ................................................................................................................................62.2. Modelarea stării de eforturi din masivele de pământ prin intermediul încercărilor de laborator..........................................................................................................................................................72.3. Obinerea şi utilizarea drumurilor de efort – exemple generale..............................................11

Capitolul 3 - Instalaia triaxială complet automatizată ......................................................................123.1. Introducere ..............................................................................................................................123.2. Generalităi..............................................................................................................................123.3. Descrierea aparaturii ...............................................................................................................12

3.3.1. Structura celulei ...............................................................................................................123.3.2. Măsurători ........................................................................................................................13

3.4. Calibrarea componentelor sistemului triaxial .........................................................................14

3.5. Descrierea fazelor de lucru în încercările efectuate cu aparatura triaxială - Faza de saturare 14Proceduri privind aplicarea fazei de saturare .............................................................................173.6. Descrierea fazelor de lucru în încercările efectuate cu aparatura triaxială - Faza deconsolidare .....................................................................................................................................173.7. Descrierea fazelor de lucru în încercările efectuate cu aparatura triaxială - Faza de forfecare........................................................................................................................................................18

Capitolul 4 - Studiul pământurilor cu structură metastabilă ..............................................................184.1. Evoluia cunoaşterii structurii pământurilor şi impactul asupra proprietăilor mecanice .......18

4.1.1. Aspecte generale privind structura, micro şi macrostructura pământurilor .....................184.1.2. Presiunea de preconsolidare. Raport de supraconsolidare ...............................................214.1.3. Comportarea argilelor glomerulare la solicitări de forfecare şi compresiune..................22

4.2. Sensibilitatea la umezire a argilelor glomerulare....................................................................24

4.2.1. Pământuri structurate expansive ......................................................................................254.2.2. Pământuri sensibile la umezire sub solicitări de forfecare cu compresiune prinmanifestarea dilatanei (pământuri colapsibile dilatante). .........................................................274.2.3. Teorii de dilatană ............................................................................................................27

4.3. Studii de caz ............................................................................................................................30Capitolul 5: Interaciunea dintre proprietăile pământurilor şi comportarea acestora sub solicitărimecanice.............................................................................................................................................33

5.1. Domeniul deformaiilor mici ..................................................................................................335.2. De la deformaii mici la cedare ...............................................................................................37

Capitolul 6 - Cedarea pământurilor coezive - rezistena la forfecare în domeniul deformaiilor mari............................................................................................................................................................39

Capitolul 7 - Contribuii şi Concluzii ................................................................................................427.1. Contribuii teoretice ................................................................................................................427.2. Contribuii practice .................................................................................................................427.3. Concluzii .................................................................................................................................42

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




Pagina 3 din 46

Lista tabelelor

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

Lista figurilorFigura 1: Importana cunoaşterii terenului de fundare pentru proiectarea raională a lucrărilor deinfrastructură ........................................................................................................................................5Figura 2: Evoluia situaiei din punct de vedere al aparaturii de laborator şi al tehnicii de calcul ......5Figura 3: Variaia deformaiilor specifice verticale şi orizontale cu adâncimea..................................7Figura 4: Reprezentarea variaiei stării de eforturi într-o încercare de compresiune triaxială cuajutorul cercurilor lui Mohr..................................................................................................................8Figura 5: Plan de cedare considerat şi reprezentarea stării de eforturi pe planul de cedare considerat8Figura 6: Câmpul de eforturi M.I.T. (Lambe, 1964)............................................................................9Figura 7: Câmpul de eforturi Cambridge (Roscoe, 1958)..................................................................10Figura 8: Stare de efort axial simetrică ..............................................................................................10Figura 9: Câmpul de eforturi principale efective ...............................................................................10Figura 10: Drumuri de efort pentru descărcare şi extensie ................................................................11Figura 11: Drumuri de efort pentru un set de încercări de compresiune nedrenate, (CU), cu trasarealiniilor de egală valoare pentru deformaia specifică axială...............................................................11Figura 12: Schema generală a instalaiei............................................................................................12Figura 13: Schema generală de funcionare a instalaiei triaxiale coordonată de calculator .............13Figura 14: Celula triaxială instrumentată cu traductori pentru măsurarea deformaiilor specificeaxiale şi radiale...................................................................................................................................13Figura 15: Timpul necesar pentru saturare funcie de gradul de saturaie iniial...............................17Figura 16: Reprezentarea fazei de forfecare în instalaia triaxială.....................................................18Figura 17: Structura pământurilor coezive propusă ...........................................................................19Figura 18: Structura specifică argilelor formate prin sedimentare în apă sărată................................19

Figura 19: Structura pământurilor argiloase formate în mediu marin................................................19Figura 20: Efectul solicitărilor mecanice asupra microstructurii pământurilor în timpul procesului deconsolidare .........................................................................................................................................20Figura 21: Macrostructură de caolin compactată în domeniul uscat..................................................20Figura 22: Macrostructură de caolin compactată în domeniul umed.................................................20Figura 23: Bentonită compactată înainte de cedare ...........................................................................21Figura 24: Bentonită compactată după fenomenul de cedare ...........................................................21Figura 25: Variaia volumului specific şi indicelui porilor unei probe de pământ cu sarcina aplicată............................................................................................................................................................21Figura 26: Rezistena la forfecare funcie de nivelul de contact între fragmentele solide.................22Figura 27: Influena procesului de destructurare asupra parametrilor rezistenei la forfecare...........23

Figura 28: Relaia efort deformaie şi aparatura de laborator utilizată la obinerea acesteia .............24Figura 29: Mecanismul de producere a deformaiilor de volum........................................................25Figura 30: Domeniul granulometric corespunzător Argilei de Constana (după [C1])......................26Figura 31: Distribuia agregatelor pe dimensiuni – rezultatul procesului de destructurare în cazulArgilei de Constana (după [C1]).......................................................................................................26Figura 32: Domeniul granulometric corespunzător Argilei de Sibiu.................................................26Figura 33: Distribuia agregatelor pe dimensiuni – rezultatul procesului de destructurare ...............27Figura 34: Suprafaa de contact şi ecuaiile de echilibru pe aceasta ..................................................28Figura 35: Efectul discontinuităilor asupra mobilizării rezistenei la forfecare................................28Figura 36: Modelarea fenomenului de cedare la pământurile structurate..........................................29




Pagina 4 din 46

Figura 37: Drumul de Efort şi Modelul de Dilatana prin prisma parametrilor rezistenei la forfecare............................................................................................................................................................30Figura 38: Variaia eforturilor unitare de forfecare cu deplasarea în planul de forfecare pentru argilade Sibiu cu structura intactă ...............................................................................................................30Figura 39: Fenomenul de destructurare pus în evidenă de curba de mobilizare a efortului tangenialcu deplasare în planul de forfecare.....................................................................................................31Figura 40: Exprimarea grafică a criteriului de cedare în sistem de coordonate σ-τ pentru Argila de

Sibiu ...................................................................................................................................................31Figura 41: Exprimarea criteriului de cedare interagregate pentru Argila de Sibiu ............................31Figura 42: Ordinul de mărime al Gradului de Expansiune al pământurilor argiloase (după Bell,1993) ..................................................................................................................................................32Figura 43: Efectul inundării asupra parametrilor rezistenei la forfecare ..........................................32Figura 44. Relaia efort – deformaie pentru pământuri şi tipuri de aparatură de laborator utilizată pentru obinerea acesteia....................................................................................................................33Figura 45: Relaia între modulul de forfecare şi gradul de supraconsolidare ....................................34Figura 46: Modulul de forfecare funcie de gradul de supraconsolidare ...........................................34Figura 47: Obinerea pe cale grafică a coeficienilor lui Jambu pentru modulul de deformaie (după [C1])...................................................................................................................................................35

Figura 48: Rezultate test de compresiune triaxială CK0D – Argilă Intermediară de Bucureşti – 10.0-10.2m .................................................................................................................................................36Figura 49: Rezultate test de compresiune triaxială CK0D – Argilă Intermediară de Bucureşti – 25.0-25.2m .................................................................................................................................................36Figura 50: Rezultate test de compresiune triaxială CK0D – Argilă Intermediară de Bucureşti – 12.0-12.2m .................................................................................................................................................37Figura 51: Rezultatele încercărilor CD pe probe coezive supraconsolidate – mecanismul de cedare............................................................................................................................................................38Figura 52: Manifestarea efectului de dilatană asupra parametrilor rezistenei la forfecare..............38Figura 53: Variaia raportului CSR cu numărul de cicluri de încărcare pentru pământuri coezive(după [I1]) ..........................................................................................................................................39Figura 54: Etape de mobilizare a rezistenei la forfecare...................................................................40

Figura 55: Influena umidităii asupra rezistenei la forfecare a argilelor..........................................40Figura 56: Rezultatele încercării de forfecare rotaională pentru Argila de Santa Barbara ...............40Figura 57: Relaia între unghiul de frecare internă rezidual şi indicele de plasticitate (Skempton,Borowicka, Binnie, Blondeau)...........................................................................................................41Figura 58: Relaia între unghiul de frecare internă rezidual şi indicele de plasticitate (Vaughan,Bucjer, Kanji, Seyeek, Fleicher, Voight) ...........................................................................................41




Pagina 5 din 46

Capitolul 1 - Introducere

Cunoştinele bine fundamentate despre terenul de fundare stau la baza unei proiectări raionale a fundaiilorconstruciilor. Prelucrarea şi interpretarea rezultatelor încercărilor de laborator conduc la un volum decunoştine despre terenul de fundare. Aplicarea lor în practica curentă de proiectare trebuie însă să aibă labază un algoritm bazat pe o judecată inginerească solidă. În Figura 1 se subliniază importana judecăiiinginereşti pentru proiectarea raională a lucrărilor de infrastructură în general.

Figura 1: Importana cunoaşterii terenului de fundare pentru proiectarea raională a lucrărilor deinfrastructură

După anul 1925 când la Viena a apărut Mecanica Pământurilor scrisă de Karl Terzaghi [T1] a început ocompetiie strânsă între nivelul cunoştinelor teoretice şi performanele aparaturii de teren şi laboratorpentru investigaiile geotehnice.

1.1. Obiectivele şi structura tezei

1.1.1. Obiectivele principale ale tezei de doctoratÎn Figura 1 se prezintă schematic evoluia cronologică a aparaturii şi metodologilor de laborator geotehnic înoglindă cu principalele evenimente legate de modelarea pământurilor pe care le-am considerat casemnificative.Figura 2 subliniază decalajulpermanent şi întepătrundereaevoluiilor celor două mari domenii

geotehnice „aparatură de laborator”şi „modelare – metode de calcul”.Plecând de la cele prezentate înFigura 2 obiectivele principale aletezei de doctorat sunt următoarele:a) identificarea factorilor careinfluenează categoric comportareapământurilor coezive sub solicitărimecanice;b) modul în care aceşti factori pot fipuşi în evidenă prin încercări delaborator care să creeze similitudineaevoluiei stării de eforturi şi

deformaii, cu realitatea din terenulde fundare sub aciunea încărcărilortransmise de la structură sau demasivele de pământ;c) prezentarea procedurilor necesareşi implicit a aparaturii de laboratorprin care pot fi îndepliniteobiectivele anterioare în vedereadeterminării parametrilor reali decomportare fizico – mecanică pentrupământurile coezive.

Figura 2: Evoluia situaiei din punct de vedere al aparaturii delaborator şi al tehnicii de calcul




Pagina 6 din 46

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

1.1.2. Structura tezei de doctorat

Teza, prin modul în care este structurată, urmăreşte evidenierea obiectivelor de mai sus după cum urmează:- Capitolul 2 intitulat „Elemente generale privind studiul comportării pământurilor coezive sub solicitărimecanice” pune accentul pe modul de determinare a parametrilor necesari considerării factorilor ceinfluenează comportarea pământurilor coezive de la domeniul deformailor mici trecând prin starea critică până la domeniul deformailor mari ce precede cedarea sub solicitări de forfecare şi compresiune;- Capitul 3 intitulat „Instalaia triaxială complet automatizată” prezintă o sistematizare a tehnicilor şiaparaturii de laborator existente în ara noastră şi pe plan internaional; se detaliază modul de instrumentareal instalaiei triaxiale cu traductori de deformaii şi efort precum şi procedurile de aplicat în vedereamodelării oricărei stări de eforturi de aplicat în vederea determinării comportării pământului sub solicitărimecanice; acest capitol are la bază o documentaie ce se constituie din proceduri de instrumentare, calibrare,realizare determinări pe materiale compozite cu structură şi proprietăi mecanice cunoscute (cauciuc);schemele logice de aplicare a procedurilor utilizate în studiul comportării pământurilor sub solicitări au fostelaborate şi verificate pe parcursul perioadei de testare şi calibrare a instalaiei triaxiale (referină:

Referatele 2 şi 3 din programul de pregătire a Lucrării de Doctorat);- Capitolul 4 intitulat „Studiul pământurilor cu structură metastabilă” este dedicat pământurilor coezivestructurate cu componentă predominat argiloasă. Sunt analizate argilele glomerulare alcătuite dinmacroagregate având o comportare sub solicitări mecanice puternic influenată de sistemul fisural respectivde compoziia chimico – mineralogică;- Capitolul 5 intitulat „Interaciunea din proprietăile pământurilor şi comportarea acestora sub solicitărimecanice” este un capitol care se referă concret la câiva parametrii foarte utili proiectării pentru întreagagamă de deformaii din terenul de fundare. Astfel sunt prezentate aspecte importante legate de modulul dedeformaie în zona deformailor mici, presiunea de preconsolidare respectiv raportul de supraconsolidare şilegătura acestora cu parametrii rezistenei la forfecare. Capitolul acesta cuprinde studii de caz şi concluzii pebaza analizei comportării unor pământuri argiloase din ara noastră.- Capitolul 6 intitulat „Cedarea pământurilor coezive” se referă în special la rezistena la forfecare a

pământurilor în apropierea şi momentul cedării, adică mai exact la aşa numita rezistenă la forfecarereziduală. Sunt prezentate de asemenea pentru argile structurate din ara noastră studii de caz şi concluziiutile pentru proiectare terenului de fundare.- Capitolul 7 a fost gândit ca o sinteză a tuturor concluziilor capitolelor 4, 5 şi 6 şi face referiri concrete laparametrii de deformabilitate şi rezistenă la forfecare şi la factorii care îi influenează folosind rezultatele încercărilor de laborator pe argile româneşti.Prin alcătuire şi coninut, după cum s-a mai menionat anterior, teza î şi propune să atragă atenia asupraimportanei utilizării în proiectare a unor parametri de comportare mecanică care să reflecte starea deeforturi iniială şi starea de eforturi modificată sub aciunile induse de lucrările inginereşti.

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

mecanice

2.1. IntroducereÎn practica curentă de elaborare a documentaiilor geotehnice sunt folosite de regulă două mari categorii de încercări după cum urmează:- încercări cu deformaie impusă şi efort măsurat, încă utilizate intens datorită procedurilor simpliste delaborator utilizate; din experiena acumulată până în prezent aceste încercări produc neconcordane întrevalorile determinate şi cele reale ale parametrilor rezistenei la forfecare datorită:- neconsiderării stării de eforturi iniiale din teren,- neadaptării corespunzătoare dintre viteza de deplasare impusă în planul de forfecare prin raport cucondiiile de teren;- imposibilitatea asigurării unor condiii de drenaj similare cu cele din teren.




Pagina 7 din 46

- încercări cu efort controlat şi deformaie măsurată, utilizate mai rar în elaborarea documentaiilorgeotehnice din motive legate de lipsa personalului calificat şi a procedurilor adecvate.

Pentru ambele categorii de încercări, în multe cazuri nu se fructifică corespunzător posibilitatea obineriiunor rezultate utile proiectării, datorită necorelării proprietăilor fizice cu proprietăile mecanice ce urmează a fi definite prin parametrii experimentali obinui. Astfel, există situaii în care prelucrarea rezultatelorobinute în condiiile procedurilor utilizate este extinsă şi în domenii de deformaii şi eforturi unitare,neacoperite corespunzător de metodologia şi inconsecvena de interpretare. Trebuie menionat că deşi teoriastării critice a apărut încă din secolul XX (1958) nu poate fi aplicată încă deoarece nu sunt generalizateprocedurile de încercare triaxială pe drumuri de efort în corelare cu încercările de deformabilitate.

Muli cercetători au arătat că pământul are o comportare aparent elastică numai pentru deformaii foarte mici(ε<0.001%), în timp ce pentru domeniul larg de deformaii până înainte de cedare are un comportamentplastic prin raport cu eforturile de forfecare aplicate. Devine, în acest fel, important de determinat curbaefort - deformaie în zona deformaiilor mici şi foarte mici, deoarece o gamă largă de probleme ce comportă solicitări ciclice şi dinamice (fundaii de utilaje ce transmit vibraii, structuri supuse vibraiilor ambientale,răspunsul terenului sau al sistemului teren - structură la aciuni seismice) conduc la apariia unor astfel devalori pentru deformaiile specifice. Rezultă că, în afară de zona deformaiilor mici, caracteristicile dedeformare ale pământurilor sunt funcii de muli parametrii cum ar fi: starea de eforturi efective, densitate,nivelul deformaiilor, istoria de încărcare, viteza de forfecare şi curgere lentă etc. Controlul asupra tuturor

acestor parametri necesită un lan de echipamente corespunzătoare pentru a pune în practică metodologii de încercare experimentală în deplină concordană cu modul real de solicitare indus de lucrările inginereşti. Înprezent cea mai corectă metodă de stabilire a parametrilor geotehnici este Metoda Drumului de Efort(M.D.E.) propusă încă din 1967 de Lambe [L2], respectiv de Davis şi Poulos în 1968 [D1].

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

În Figura 3 sunt reprezentate variaiile deformaiilor specifice verticale şi orizontale în adâncime. Seconstată diferene importante între deformaiile specifice determinate prin Metoda Drumului de Efort(M.D.E.) şi cele calculate cu ajutorul Teoriei Elasticităii (T.E.). Măsurători pe modele la scară redusă auarătat variaii foarte apropiate de cele obinute prin M.D.E. Tasarea unei construcii se obine prin însumareadeformaiilor specifice verticale. Valoarea tasării calculate prin M.D.E. diferă substanial de cea calculată prin însumarea tasării stratelor elementare utilizând T.E. sau rezultatele încercării de compresibilitate înedometru, iar măsurătorile pe model sau la scară naturală tind să valideze M.D.E.

Figura 3: Variaia deformaiilor specifice verticale şi orizontale cu adâncimea

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




Pagina 8 din 46

parametrilor de calcul trebuie să ină seama de efectul acestora ca mărime, direcie şi secvenă a variaiilorstării de efort. Evident că pentru simularea acestor aciuni cu variaie ciclică asupra probelor de pământ estenevoie de o instalaie triaxială corespunzătoare. O problemă foarte importantă ce se studiază cu acest gen deaparatură este lichefierea nisipurilor.

O încercare tipică pe drum de efort impune un control asupra efortului axial, efortului radial şi a presiuniiapei din pori şi acest lucru poate fi realizat cu ajutorul traductorilor de presiune şi sistemelor de impunere apresiunii (servovalve) aflate în legătură cu calculatorul. Multe dintre cerinele încercărilor pe drum de efortpot fi îndeplinite de sistemele controlate de calculator în care acesta din urmă înlocuieşte operatorul (erorileinerente ce sunt datorate factorului uman) în activitatea de înregistrare a datelor, calculul eforturilor şideformaiilor, modificarea valorii încărcării, trasarea de diagrame şi tipărirea de rezultate. Sistemelecontrolate de calculator au multe avantaje şi ca urmare sunt folosite din ce în ce mai des în încercăriletriaxiale de laborator. O metodă uzuală de reprezentare a stării de eforturi într-un element de pământ esteaceea care utilizează cercurile lui Mohr. Acestea indică starea de eforturi (efort de forfecare şi efort normal)ce acionează în orice plan din interiorul probei de pământ supuse unei stări de eforturi axial simetrice.

Starea de eforturi într-oepruvetă de pământ supusă uneisolicitări izotrope sub efectulpresiunii introduse în celula

instalaiei triaxiale, σ3, estereprezentată pe diagrama Mohr(Figura 4) prin punctul A situatpe abscisa (axa eforturilorprincipale) iar segmentulOA=σ3. În timpul solicitării decompresiune efortul normal σ1 este crescut şi în felul acesta seobin stări de eforturi succesivereprezentate de cercurile b, c, d,e şi f din Figura 4.

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

Modul de reprezentare a stării de eforturi din Figura 4 devine dificil de utilizat din cauza complexităiigrafice impuse. Acest impediment poate fi depăşit dacă cercurile lui Mohr sunt înlocuite prin puncte. În celece urmează se prezintă principalele moduri de abordare a stării de eforturi în masivele de pământ care seaplică în prezent în încercările triaxiale de laborator.A. Prima abordare a problemei drumului deefort a fost f ăcută de Taylor (1944) [T3]care a definit „vectorul curbă” ca fiindvectorul ce uneşte punctele ale cărorcoordonate reprezintă eforturile ceacionează pe un plan înclinat cu unghiul

2450 φ

+ faă de orizontală (Figura 5).

Aceste puncte (B, C…F) au fost obinutedin condiia de tangenă a cercuriloreforturilor cu o dreaptă înclinată cuunghiul φ faă de ordonata planului. Unindaceste puncte se obine vectorul curbă ABC…F ce intersectează suprafaa limită de cedare (dreapta intrinsecă a pământului) în punctul F. Dezavantajul acestei metodeeste că se pleacă de la o valoare pentruunghiul de frecare internă φ stabilită arbitrar.

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




Pagina 9 din 46

B. Plecând de la cercurile lui Mohr, Prof.T. W. Lambe de la Institutul de TehnologieMassachusetts (Lambe, 1964) [L4], apropus o metodă de reprezentare a stării deeforturi cunoscută sub numele de „Drumulde efort MIT”. Punctul de efort utilizat esteacela reprezentat de maximul efortului deforfecare obinut în urma oricărui pas deincrementare a efortului vertical (normal)ce acionează asupra unei probe de pământ(punctul J din Figura 6a).

Drumul de efort MIT reprezintă loculgeometric al punctelor din interiorul probeide pământ, unde pentru diferite stări deeforturi se înregistrează valoarea maximă pentru rezistena la forfecare.

Acest lucru este exemplificat în termeni de

eforturi totale în Figura 6b, unde liniaABC…P este drumul de efort MIT.

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

Parametrii utilizai în metoda drumului de efort MIT sunt exprimai în termeni de eforturi totale după cumurmează:

231 σ σ +

=s (1)

2t 31 σ−σ= (2)

În termeni de eforturi efective

2

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

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

3

''''p 321 σ+σ+σ= (3)

3131 ''q σ−σ=σ−σ= (4)

În încercările de compresiune realizate în instalaia triaxială două dintre eforturile principale efective sunt

egale cu efortul orizontal efectiv astfel încât ecuaia (3) devine:

3

'2''p 31 σ+σ= (5)

sau în termeni de eforturi totale:

3

2p 31 σ+σ= (6)

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




Pagina 10 din 46

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

1'

2' 3

'

1

3'

2'

p’=1/3 1+2 3)

q= 1- 3)

3

1

A

P

D. Pentru condiia de simetrie axială realizată în încercările triaxiale de laborator, Henkel (1960) [H1]utilizează conceptul de „Plan de efort” (Figura 8).

Eforturile σ2 şi σ3 ce acionează în planul orizontalsunt egale şi notate cu σr (efort radial sau efort deconfinare), iar efortul vertical (axial) cu σa.

Rezultanta eforturilor σ2 şi σ3 în planul de eforturiconsiderat este √2σr şi, în consecină, în câmpul deefort studiat acionează σa (în abscisă) şi √2σr (înordonată).

Figura 8: Stare de efort axial simetrică

E. O metodă de trasare a drumului de efort este cea

utilizată în cadrul Colegiului Imperial, Anglia(Skempton şi Sowa, 1963) [S1] şi presupunereprezentarea lui σ'1 (efort efectiv vertical) funcie deσ'3 (efort efectiv radial) aşa cum este ilustrat în Figura9.

Acest mod de reprezentare a stării de eforturi esteutilizată pentru punerea în valoare a rezultatelor încercărilor triaxiale cu efort impus realizate în celulaBishop – Wesley sau în instalaia triaxială coordonată de calculator.Această metodă de trasare a drumului de efort cuajutorul efortului deviator q permite o sugestivă prezentare a desf ăşurării în timp a procesului desaturare a probelor de pământ în instalaia triaxială şiimplicit a modului de realizare a testului B.

Figura 9: Câmpul de eforturi principale efective

A b

3 ( 1)f

a

c

d

e

f

( 3)f

B

C

D

E

F

c o n s

o l i d

a r e i z

o t r o

p a

450

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




Pagina 11 din 46

Tabelul 1: Drumuri de efort pentru cedareVariaie pentruDrum de efort Tipul de încărcareEfortul vertical Efortul orizontal

AB Încercare de compresiune normală -creşterea efortului axial

Creşte Constant

AC Încercare de compresiune prin descreştereaefortului în celulă

Constant Scade

AD Încercare normală de extensie Scade ConstantAE Încercare de extensie cu creşterea efortului în celulă

Constant Creşte

Cele 4 tipuri de încercări triaxiale prezentate înTabelul 1 se pot realiza conform drumurilor deeforturi efective ale metodei MIT, care suntprezentate în Figura 10, unde sunt figurate şisuprafeele de cedare.Drumurile de efort pentru t>0 reprezintă compresiunea verticală (σv>σh) în timp cepentru t<0 sunt reprezentate drumurile de efortpentru extensie (σv<σh). Suprafaa de cedarepentru extensie (linia Kf extensie) este înclinată faă de orizontală cu unghiul θe care este egalsau mai mare decât unghiul θ al liniei de cedareKf pentru compresiune. Drumul de efort AF esteo reprezentare a variaiei stării de eforturi înproba de pământ pentru încercarea nedrenată înextensie.

Figura 10: Drumuri de efort pentru descărcare şi extensie

O valoare dată a raportului dintre efortul efectiv orizontal şi cel vertical dată de coeficientul K de presiune apământului poate fi reprezentată printr-o diagramă de drum de efort printr-o linie dreaptă ce pleacă dinoriginea axelor de coordonate (cazul pământurilor coezive). Panta acestei linii este dată de valoareaunghiului θk care poate fi obinut funcie de coeficientului K. În condiiile menionate, raportul eforturilor

efective σ'3 / σ'1 este notat cu K0, ce reprezintă coeficientul de împingere al pământului în stare de repaos.Pentru un pământ normal consolidat valoarea K0 este constantă.

2.3. Obinerea şi utilizarea drumurilor de efort – exemple generale

Reprezentarea stării de eforturi cu ajutoruldrumului de efort nu furnizează informaiiasupra caracteristicilor de efort - deformaie alepământului. Totuşi, deformaiile specifice pot fiobinute cu ajutorul drumului de efort, dacă se înregistrează valoarea acestora în cursul fazelor încercărilor triaxiale de laborator. În Figura 11punctele de egală deformaie specifică seidentifică pe cele trei drumuri de eforturiefective trasate după care, prin interpolare, seobin linii de egală valoare εa. Acestea din urmă sunt concurente în originea sistemului de axe,iar peste o anumită valoare a eforturilor aplicatedevin curbe.

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

Drumurile de efort pot fi trasate pe baza rezultatelor obinute în încercările cu aparatura triaxială delaborator unde valoarea presiunii apei din pori este măsurată. Drumurile de efort obinute pe un set de probeprelevate din acelaşi tip de pământ permit determinarea parametrilor φ' şi c' ai rezistenei la forfecare f ără amai utiliza cercurile lui Mohr.




Pagina 12 din 46

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

Capitolul 3 - Instalaia triaxială complet automatizată

3.1. Introducere

După 1980, pentru o mai mare acuratee a controluluieforturilor impuse şi a măsurării deformaiilor probelorde pământ, a început înglobarea în instalaiile triaxialeexistente a unor elemente electronice.

Astfel, celulele hidraulice de tip Bishop - Wesley aufost într-o primă etapă perfecionate, fiind utilate cutraductori de presiune şi deplasare, iar apoi au fostlegate la un microcomputer pentru controlul respectăriidrumului de efort impus, respectiv pentru achiziiamăsurătorilor electronice ale deformaiilor

corespunzătoare.

A urmat introducerea servovalvelor, care sub controlulcalculatorului introduc aer comprimat în celula triaxială unde se găseşte proba înconjurată de apă, pentrurealizarea stării de eforturi alese.

Astfel a apărut instalaia triaxială complet electronică acărei schemă generală este prezentată în Figura 12(Atkinson şi alii, 1985) [A2].

Figura 12: Schema generală a instalaieitriaxiale complet automatizată

3.2. Generalităi

Instalaia triaxială instrumentată electronic este alcătuită de fapt pe scheletul instalaiei manuale la care seadaugă următoarele:- calculatorul; - servovalvele sau regulatorii electro-pneumatici de presiune;- traductorii de presiune pentru măsurarea presiunii apei din pori, a presiunii în celulă şi a contrapresiunii (îndomeniul 0÷1000kPa); piese bloc, suport pentru traductorii de presiune; aceste piese sunt montate pecircuite independente de presiune (presiunea apei din pori, presiunea în celulă şi contrapresiunea), de regulă cât mai aproape de celula triaxială; traductori pentru măsurarea deformaiilor axiale; traductori pentrumăsurarea deformaiilor laterale; traductorul pentru măsurarea forei axiale; acest traductor este montat pepistonul ce asigură încărcarea axială şi poate fi amplasat fie în exteriorul celulei triaxiale fie în interiorulacesteia.

3.3. Descrierea aparaturii3.3.1. Structura celuleiAspectele majore ale celulei utilizate în încercările cu efort impus sunt arătate în Figura 13. Bazele celuleisunt fixate cu trei montani metalici. Corpul transparent al celulei se află în exteriorul montanilor. Inelelecirculare se află pe partea laterală a plăcilor poziionate la extremităi (baze).

Încărcarea axială este aplicată prin partea superioară a celulei prin intermediul unui piston cu aer, cu dublă cursă (aciune). O celulă similară a fost adoptată de către Alva - Hurtado şi alii (1980) [A3] şi Praham şialii (1989) [P1] şi a fost în mod deosebit recomandată de Ladd şi Dutko (1985) [L6] şi Tatsuoka (1987)[T2].




Pagina 13 din 46

3.3.2. MăsurătoriEste folosit un convertor analog / digital(A/D) pe 16 bii (16 canale accesibile înmod independent, canale ce pot deservi16 traductori) conectat la un computer. ÎnFigura 13 se prezintă locul calculatorului în schema generală de funcionare ainstalaiei triaxiale din LaboratorulCentrului de Inginerie Geotehnică dinUniversitatea Tehnică de ConstruciiBucureşti.

Datele sunt stocate în memoriacalculatorului la intervale de timpprestabilite.

Pot fi efectuate trei tipuri de măsurătoridiferite ale deformaiei specifice εa,(Figura 14) cu scopul de a eliminainfluena posibililor factori de eroare

(Jardine şi alii, 1984) [J1] şi anume:

Figura 13: Schema generală de funcionare a instalaiei triaxialecoordonată de calculator

a) măsurători privind deformaia specifică axială, εa, folosind un cuplu de traductori de înaltă rezoluie,submersibili, tip LVDT (Linear Variable Differential Transformer) model RDP-5005; elementele desusinere ale traductorilor LVDT sunt plăcue circulare din aluminiu, prevăzute cu un dispozitiv de prinderede corpul epruvetei, ataşate membranei la o distană de 2.5cm faă de extremităile probei; rezoluia,acurateea şi capacitatea de înregistrare a traductorilor sunt respectiv 0.3µm, 1µm şi 25mm, astfel că maxim-ul măsurabil cu acest sistem este εa~20%; principala limitare a acestui sistem este aceea că suporiiLVDT-lui se pot roti odată cu umflarea probei; această măsurare nu este afectată de erori datorate nealinieriisistemului de aplicare a încărcării, compresibilităii celulei de încărcare şi aşa numitelor erori de montaj şierori intrinseci;b) măsurători privind deformaia axială specifică externă εa folosind un LVDT convenional tip

Schlumberger ACR-25; în mod obişnuit cursa acestui traductor LVDT este de ±3.5cm şi o rezoluie de0.01mm; clasa de acuratee are o gamă cuprinsă între 0.1÷1%; rezoluia şi capacitatea acestui tip de LVDTsunt respectiv 5µ şi ±100mm;c) măsurători privind deformaiile radiale care sunt efectuate local şi direct cu ajutorul unui cuplu detraductori de proximitate tip MULTI-VIT model KD-2300-2S; aceştia se montează în interiorul celuleitriaxiale imediat lângă proba de pământ; este folosit drept element de proximitate o foiă subire dealuminiu, ataşată de membrana de pe probă cu ajutorul unei vaseline siliconice;Pentru determinarea parametrilor de comportaremecanică a pământurilor saturate este foarteimportantă înregistrarea deformaiilor volumiceale probei de pământ. Pentru atingerea acestuiscop se folosesc aparate de măsură denumite

volumetre.

Figura 14: Celula triaxială instrumentată cu traductoripentru măsurarea deformaiilor specifice axiale şiradiale




Pagina 14 din 46

3.4. Calibrarea componentelor sistemului triaxial

Pregătirea instalaiei triaxiale în vederea efectuării încercărilor implică o fază preliminară ce constă încalibrarea aparaturii şi verificarea ansamblului instalaiei, urmate de prepararea şi instalarea epruvetei degeomaterial pe postamentul celulei aparatului. Operaiunea de calibrare este menită să reducă, sau să eliminemulte dintre efectele erorilor care pot apărea în timpul încercărilor de laborator, sau a analizei rezultatelorobinute. Noiunea de calibrare are următoarele semnificaii funcie de subiectul căruia i se aplică:a) în cazul instrumentelor de măsură calibrarea reprezintă determinarea relaiei dintre citirea efectuată (sau

semnalul electric transmis) şi cantitatea fizică măsurată;b) pentru celelalte aparate calibrarea reprezintă determinarea efectului pe care îl are variaia unei anumitemărimi fizice asupra unor alte mărimi fizice măsurate (cum ar fi de exemplu variaia volumului celuleitriaxiale datorită variaiei presiunii în celulă);c) pentru anumite accesorii calibrarea reprezintă determinarea proprietăilor fizice ale unei componente asistemului care are o anumită influenă asupra măsurătorilor efectuate pe parcursul unei încercări, astfel încât să se poată ine cont de această influenă.

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

În cele ce urmează se va defini prin termenul de saturaie starea geomaterialului pentru care porii sunt plinicu apă, iar prin termenul de saturare procesul de trecere a geomaterialului de la starea de par ial saturat, cuporii umplui parial cu apă, la starea de saturaie. Încercările triaxiale asupra geomaterialelor saturate suntfacilitate de faptul că echipamentele şi procedurile aferente măsurării presiunii apei din pori sunt bine

cunoscute şi utilizate în mod curent. Încercările triaxiale asupra geomaterialelor parial saturate prezintă dificultăi suplimentare datorate în primul rând măsurării presiunii aerului din pori. Deşi în cadrul unorproiecte de cercetare s-au elaborat proceduri pentru măsurarea presiunii aerului din pori, de cele mai multeori, însă, complexitatea acestora depăşeşte cadrul încercărilor triaxiale de uz curent. Aceste impedimente potfi depăşite prin saturarea epruvetelor în prima fază a încercării triaxiale.

Faza de saturare implică creşterea presiunii apei din porii epruvetei astfel încât aerul, prezent ca o a treiafază (alături de scheletul solid şi apă), să fie eliminat. Creşterea presiunii apei din pori se poate realiza fieprin creşterea presiunii aplicate în celulă fie prin creşterea contrapresiunii şi conduce la trecerea în soluie aaerului din porii epruvetei prin dizolvare în apă. Creşterea presiunii apei din pori (creşterea contrapresiunii)este însoită de creşterea presiunii în celulă astfel încât, în permanenă, să fie aplicat un efort efectiv pozitivde valoare mică asupra epruvetei de pământ. O privire completă asupra proprietăilor mecanice alepământurilor se face asimilând masa de pământ cu un schelet compresibil coninând goluri care, pentrupământurile saturate sunt pline cu apă. Presupunem că scheletul se comportă ca un solid elastic şi izotrop.Urmare a variaiei eforturilor principale ∆σ1, ∆σ2, ∆σ3, f ără posibilitatea realizării drenajului, volumul totalV variază cu ∆V şi în consecină presiunea interstiială creşte cu valoarea ∆u. Eforturile principale efectivesunt (7):

u∆−∆=∆ 11' σ σ

u∆−∆=∆ 22' σ σ

u∆−∆=∆ 33' σ σ

(7)

unde:

DC uuu ∆+∆=∆ (8)

Potrivit relaiei (8) variaia presiunii apei din pori, ∆u, este datorată variaiei izotrope a presiunii în celulă,

∆σ3, prin termenul ∆uC, precum şi variaiei efortului deviator ( 31 σ σ ∆−∆ ), prin termenul ∆uD. Dacă seconsideră un volum elementar de pământ pentru care ε1, ε2 şi ε3 reprezintă deformaiile principale iar E estemodulul lui Young şi µ coeficientul lui Poisson, se pot scrie relaiile dintre eforturi şi deformaii conformteoriei elasticităii (9):

)]([1

3211 σ σ µ σ ε ∆+∆−∆= E

)]([1

3122 σ σ µ σ ε ∆+∆−∆= E

)]([1

2133 σ σ µ σ ε ∆+∆−∆= E

(9)




Pagina 15 din 46

În domeniul deformaiilor foarte mici variaia de volum ∆V raportată la variaia volumului iniial este:

321 ε ε ε ++=∆V

V (10)

Dacă se înlocuiesc ecuaiile (9) în ecuaia (10) şi se adună termenii se obine:

)(21

321 σ σ σ µ

∆+∆+∆−

=∆

E V

V (11)

CU reprezintă coeficientul de compresibilitate al apei deci:

u

V

V C n

n

U ∆∆= 1

(12)

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

u

V

nV C U ∆

∆=

1 (13)

care poate fi scrisă sub forma:

unC V

V U ∆=

∆ (14)

Comparând ecuaiile (11) şi (14) se obine:

unC E U ∆=∆+∆+∆

−)(

21321 σ σ σ

µ (15)

Introducând ecuaiile (7) în ecuaia (15) se obine:

unC uC

unC u E

unC u E

unC uuu E

U S

U

U

U

∆=∆−∆+∆+∆

∆=∆−∆∆+∆−

∆=∆−∆+∆+∆−

∆=∆−∆+∆−∆+∆−∆−

)3

(

)3

()21(3

]3)[(21

)(21

321

321

321

321

σ σ σ

σ σ σ µ

σ σ σ µ

σ σ σ µ

(16)

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

31

13

)(

321

321

σ σ σ

σ σ σ

∆+∆+∆

+=∆

∆+∆+∆=+∆

S

U

SSU

C

C n

u

C C nC u

(17)

Ecuaia (17) exprimă variaia presiunii interstiiale corespunzătoare variaiei eforturilor principale totale∆σ1, ∆σ2 şi ∆σ3 pentru condiii nedrenate şi presupunând că scheletul de pământ se comportă ca un solidelastic şi izotrop. Pentru încercarea triaxială clasică ∆σ2 = ∆σ3 şi ecuaia (17) devine:

)](3

1[

1

1

3

3

1

1

3

2

1

1

313

131

31

σ σ σ

σ σ σ

σ σ

∆−∆+∆+

=∆

∆+∆−∆

+=∆

∆+∆

+

=∆

S

U

S

U

S

U

C

C n

u

C

C n

u

C

C

n

u

(18)

Deoarece pământul nu se comportă ca un solid elastic şi izotrop coeficienii din ecuaia (18) se înlocuiescprin parametrii determinai empiric:




Pagina 16 din 46

)]([ 313 σ σ σ ∆−∆+∆=∆ A Bu (19)

unde A şi B sunt coeficienii presiunii interstiiale propuşi de Skempton.

Ecuaiile (17) şi (19) rezultă din aplicarea teoriei elasticităii f ără luarea în considerare a efectului dedilatană. Componenta presiunii apei din pori datorate variaiei izotrope a presiunii, ∆uC, este legată decoeficientul B prin relaia:∆uC = B∆σ3 (20)

În cazul pământurilor saturate coeficientul B este dat de relaia:

1

1

+=

S

U

C

nC B

(21)

unde:n este porozitatea materialuluiCS este compresibilitatea volumică a scheletului solid (kPa-1)CU este compresibilitatea volumică a apei (kPa-1)

Tabelul 2: Valori pentru compresibilitatea volumică a scheletului solid CS Compresibilitatea volumică Tipul de material

m2 /MN relativ la apă Particule solide 1.3÷3.0×10-5 0.03÷0.06Apă 0.0005 1Pământ puin compresibil 0.05 100Pământ foarte compresibil 1.5 3000

În conformitate cu Tabelul 2 valoarea raportului CU /CS este foarte mică şi de aceea valoarea coeficientuluiB, în cazul pământurilor saturate, este foarte apropiată de 1. În practică B=1 corespunde unui grad desaturaie de 100%. Aceasta înseamnă că valoarea efortului total, ∆σ3, este preluată integral de componenta∆uC a variaiei presiunii apei în pori.

Eforturile de forfecare induse în epruveta de pământ, prin aplicarea unui efort deviator, cauzează schimbareavolumului acesteia. Nisipurile afânate şi argilele moi tind să se comprime iar nisipurile îndesate şi argilele

tari tind să se dilate. Dacă drenajul este permis, acest lucru conduce ca apa, din porii probelor, după caz, să intre sau să iasă în/din epruvetă.

Valoarea coeficientului A depinde de valoarea deformaiei specifice de forfecare, pe care o înregistrează epruveta de material, şi în general este cuprinsă în intervalul -0.5÷1.0.

Atunci când pentru saturare se foloseşte metoda aplicării unei contrapresiunii trebuie avui în vedereurmătorii doi factori:a) valoarea necesară a contrapresiunii aplicate pentru a se putea realiza saturarea probei de pământb) timpul necesar fazei de saturareValoarea teoretică a presiunii apei din pori ce trebuie realizată pentru obinerea unui grad de saturaie S,plecând de la o valoare S0 a acestuia, este dată de relaia (Lowe şi Johnson, 1960) [L7]:

)1(1)1)(( 0

0 H S

H SS pub −−−−=∆ (22)

Unde p0 = 101.325kPa este valoarea presiunii atmosferice; H este coeficientul de solubilitate Henry(aproximativ 0.02cm3 de aer pentru 1.0cm3 apă la temperatura de 20°C). Timpul necesar saturaiei depindede tipul de material, de dimensiunile epruvetei cât şi de gradul iniial de saturaie.

În momentul în care apa dezaerată din circuitul de contrapresiune intră în porii epruvetei, are loc o creştereinstantanee a gradului de saturaie datorită faptului că bulele de aer din pori se comprimă după legea luiBoyle.




Pagina 17 din 46

În Figura 15 sunt redate valorile teoreticeale timpului de saturare necesar pentruatingerea gradelor de saturaie de 99%,99.5% şi 100%, funcie de valoareagradului de saturaie iniial.

Faza de saturare nu trebuie prelungită înmod excesiv deoarece pentru unelepământuri este posibil ca epruveta încercată să sufere deformaii de tipcurgere dacă este lăsată sub presiune cudrenajul închis.

Aceasta poate conduce la creşteri alepresiunii apei din pori mai mari decâtcreşterile datorate variaiei presiunii apeidin celulă.

Figura 15: Timpul necesar pentru saturare funcie de gradul desaturaie iniial

Pentru pământurile moi, valoarea coeficientului B este 1.0, pentru un grad de saturaie de 100%, respectiv0.97 pentru un grad de saturaie de 98%. Pentru pământurile tari, valoarea coeficientului B este mai mică decât 1.0 la saturaie, iar pentru pământurile foarte tari valoarea coeficientului poate fi 0.9 corespunzător

aceleiaşi stări.

În Tabelul 3 sunt date valorile coeficientului B corespunzătoare stării de saturaie pentru cele patru categoriide pământuri.

Tabelul 3: Valorile coeficientului B corespunzătoare stării de saturaie impuseGradul de saturaieCategoria de pământ

100% 99.5% 99%

1) Pământuri moi 0.9998 0.9920 0.9860

2) Pământuri de consistenă medie 0.9988 0.9630 0.9300

3) Pământuri tari 0.9877 0.6900 0.5100

4) Pământuri foarte tari 0.9130 0.2000 0.1000Proceduri privind aplicarea fazei de saturareFaza de saturare, din punct de vedere cronologic, urmează fazelor de calibrare a componentelor şi verificarea sistemului triaxial, de preparare a epruvetei de pământ şi de instalare a acesteia pe piedestalul celulei. Fazade saturare poate fi f ăcută aplicând una din metodele de mai jos, funcie de tipul pământului investigat şi demodul cum vor decurge ulterior fazele de consolidare şi forfecare:a) Metoda creşterii incrementale a contrapresiunii şi presiunii în celulă b) Metoda creşterii într-o singură treaptă a contrapresiunii şi presiunii în celulă c) Metoda aplicări unei stări iniiale de eforturi efectived) Metoda saturării la umiditate constantă e) Metoda saturării prin control automatTimpul necesar procesului de saturare poate varia între 2 şi 10 zile, depinzând de gradul de saturaie iniial

al pământului, de tipul acestuia şi de instrumentarea epruvetei cu drenuri de hârtie de filtru. Între presiunea în celulă şi contrapresiune trebuie meninută permanent o diferenă de cca. 10kPa. Valorile presiunilor cât şicele ale variaiilor de volum sunt înregistrate automat la intervale corespunzătoare de timp. Determinareavalorii coeficientului B (Testul B) se face la intervale de timp stabilite prin programul de calcul utilizat. 3.6. Descrierea fazelor de lucru în încercările efectuate cu aparatura triaxială - Faza de consolidare

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




Pagina 18 din 46

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

su+= 33 'σ σ (23)

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

simbuu −= max3σ (24)

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

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

Schimbarea stării de eforturi conduce la modificări ale volumului, care implică migraia apei către sau înafara probei de pământ. Timpul necesar migraiei apei poate varia cu un factor de 105 funcie depermeabilitatea pământului analizat. De asemenea, din punct de vedere al timpului în care sunt aplicate încărcările, acesta poate varia de la câteva secunde, ca de exemplu în cazul unui cutremur de pământ, lacâiva ani, în cazul construciei unui baraj. În timpul aciunii unui cutremur, presiunea în exces a apei dinpori care se generează nu are timp să se disipe nici măcar în cazul nisipurilor, indicând condiii de solicitarenedrenate. La cealaltă extremă, un strat gros de argilă se poate consolida în urma aplicării unei încărcări, degenul unui baraj sau a unui rambleu, pe parcursul unei perioade de mai mul i ani. În încercările de laboratorse pot aplica atât condiii de solicitare drenate, cât şi nedrenate, funcie de viteza de aplicare a încărcărilor şide tipul de pământ încercat. Sintetizând cele spuse mai sus, faza de forfecare se poate desf ăşura, din punctde vedere al condiiilor de drenaj, în două variante: a) Forfecare nedrenată şi b) Forfecare drenată.În Figura 16, a) şi b), suntreprezentate schematizat celedouă variante de realizare a fazeide forfecare în instalaiatriaxială. Din punct de vedere almodului de aplicare al încărcărilor, faza de forfecarepoate fi condusă controlând: ratacreşterii eforturilor (efort impus)sau rata creşterii deformaiilor

axiale (deformaie impusă).

Figura 16: Reprezentarea fazei de forfecare în instalaia triaxială

Fara drenaj drenaj

∆V=0 ∆V

∆u=0∆u

Sistem impunere

presiune/traductor

presiune/traductor

variatie de volum

Sistem impunere

presiune/traductor

presiune/traductor

variatie de volum

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

Capitolul 4 - Studiul pământurilor cu structură metastabilă

4.1. Evoluia cunoaşterii structurii pământurilor şi impactul asupra proprietăilor mecanice

4.1.1. Aspecte generale privind structura, micro şi macrostructura pământurilorPână în prezent nu exist ă o teorie unificat ă care să înglobeze influen a structurii asupra propriet ă ilor

mecanice ale pă mânturilor [C1]. Există o instabilitate a terminologiei utilizate asociată cu aglomerările defragmente solide respectiv cu golurile sau discontinutăile din şi dintre ele sau chiar pentru definireacomponentelor structurii pământurilor. Conform [C1], pentru un mod unitar de discuie asupra influeneistructurii pământurilor argiloase asupra proprietăilor mecanice în prezentarea rezultatelor investigaiilorexperimentale ce urmează se propun următoarele definiii:




Pagina 19 din 46

- structura este determinată de mărimea, forma, modul de asociere şi gradul de cristalizare al particulelorminerale şi reprezintă modul de dispunere spaial al particulelor minerale şi al asociaiilor de particule într-un volum dat; tipul mediului de formare a pământurilor sub toate aspectele generează textura acestora;- pările din care este alcătuită structura unui pământ vor fi denumite în continuare unităi structurale [Z1];- structura unui pământ poate fi identificată la diferite scări în funcie de aparatura utilizată; ca urmare se potdeosebi cele două componente definitorii ale acesteia:- Microstructura care se defineşte prin aşezarea relativă, spaială, a particulelor minerale, ca elementeindividuale sau în cadrul asociaiilor de particule; identificarea microstructurii poate fi f ăcută cu ajutorulmicroscoapelor optice şi electronice;- Macrostructura se defineşte prin aşezarea relativă, spaială, a domeniilor agregatelor şi macroagregatelor;deoarece acestea sunt caracterizate prin legături de cimentare cu rezistene mecanice mai reduse decâtmacroagregatele caracterizate prin rezistene mari rezultă o comportare mecanică dependentă deproprietăile mecanice de interfaă şi de extinderea discontinutăilor (pori, micropori, fisuri, microfisuri);studiul macrostructurii pământurilor se poate face prin utilizarea lupei sau chiar cu ochiul liber.Depozitele naturale argiloase au o structură mai complexă, cuprinzând pe lângă asociaiilede particule argiloase şi particule clasice (praf şi nisip). Într-o lucrare din 1932, Casagrande[C2] arată că pentru argilele marinenetulburate, este tipică prezena particulelor de

praf înglobate într-o matrice argiloasă. Acesttip de structură complexă, după cum seobservă din Figura 17, este foarte apropiat destructura în fagure presupusă de Terzaghi.

Figura 17: Structura pământurilor coezive propusă de Karl Terzaghi

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

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

Figura 19: Structura pământurilor argiloase formate în mediu marin

a.

b.




Pagina 20 din 46

Coagularea este cauza formării floculelor încă din suspensie, conducând prin depunerea acestora la formareaunui sediment cu volum mare de goluri (Figura 19a). Peptizarea, ca proces de dispersare al particulelorindividuale, prin depunerea acestora f ără asociere în flocule din starea de suspensie, conduce la formareaunui sediment compact, cu volum redus de goluri (Figura 19b). În anii 1960-1980 prin cercetăriexperimentale ([B6], [G2], [P2], [H5], [Y1]) s-a pus în evidenă aciunea gradată a solicitărilor mecanice decompresiune asupra microstructurii pământurilor după cum urmează conform Figura 20:- pentru un anume nivel de solicitare are loc numai zdrobirea punilor de legătură dintre agregate f ără modificări în structura generală interioară a microstructurii acestora; rezultă o ortotropie la nivel de agregatstructural;- dacă se aplică o treaptă superioară de solicitare are loc şi reorganizarea microstructurii şi anumereorganizarea orientării particulelor conform naturii aciunii mecanice; rezultă o ortotropie la nivel demicroagregat; în Figura 20b rezultă o anizotropie a distribuiei domeniilor de particule – agregatelor prinraport cu direcia de solicitare.

Figura 20: Efectul solicitărilor mecanice asupra microstructurii pământurilor în timpul procesului deconsolidare

Deformaiile ce caracterizează modificările structurale prezentate mai sus şi analizate la nivel microscopicse înscriu de regulă în domeniul deformaiilor mici. Conform [B8] din fotografiile redate în Figura 21 şiFigura 22 rezultă modul de alcătuire a microstructurii unui pământ caolinitic compactat în state uscată respectiv la umiditatea optimă. Autorul menionat subliniază că datorită influenei umidităii proprietăilemecanice ale argilei analizate pot fi mai bine explicate la nivel de macrostructură decât la nivel de

microstructură.Figura 21: Macrostructură de caolin compactată îndomeniul uscat

Figura 22: Macrostructură de caolin compactată îndomeniul umed

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




Pagina 21 din 46

Figura 23: Bentonită compactată înainte decedare

Figura 24: Bentonită compactată după fenomenulde cedare

Ca urmare a celor de mai sus putem concluziona că din punct de vedere ingineresc pentru majoritateapământurilor coezive este mai utilă interpretarea comportării sub aciuni mecanice prin urmărireamodificărilor la nivel de macrostructură. În ara noastră problema comportării pământurilor macrostructurateeste foarte importantă şi de mare actualitate deoarece pe suprafee întinse există formaiuni sedimentarespecifice cum ar fi loessurile şi argilele glomerulare.

4.1.2. Presiunea de preconsolidare. Raport de supraconsolidarePământul ca material comportă o serie de particularităi care fac dificilă abordarea simplificată a comportăriisale sub încărcări. Pământul, inând cont de modul de formare, nu poate fi considerat ca material omogen

f ără a fi încălcat principiul compatibilităii. Mai mult decât atât, pământul este un „material cu memorie”.Un pământ care este supus pentru prima dată unui anumit nivel de efort de compresiune, după echilibrareapresiunii apei din pori, se numeşte „normal consolidat”. Considerând o probă de pământ încărcată izotrop,dacă se va reprezenta, utilizând o scară semilogaritmică variaia volumului specific e1v += cu sarcinaaplicată se poate remarca faptul că această variaie este aproximativ liniară în ipoteza consolidării normale(Figura 25).

Figura 25: Variaia volumului specific şi indicelui porilor unei probe de pământ cu sarcina aplicată

Panta liniei de consolidare normală se notează prin λ în cazul reprezentării v-lnp şi prin CC în cazulreprezentării e-lnσv. Notând prin N volumul specific iniial şi prin e0 indicele porilor iniial, putem exprimaecuaia dreptei de consolidare normală ca fiind plnNv λ−= sau vC0 lgCee σ−= .

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




Pagina 22 din 46

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

4.1.3. Comportarea argilelor glomerulare la solicitări de forfecare şi compresiuneÎn cadrul Conferinelor organizate de Societatea Americană de Inginerie Civilă în anii 1936 (Cambridge,[C3]) respectiv 1960 (Boulder, [B9]) s-a menionat faptul că trebuie f ăcută o distincie între modul decomportare la solicitări mecanice pentru pământurile argiloase f ără structură distinctă de tipul argilelor moişi pământurile caracterizate prin existena macroagregatelor (agregatelor de ordinul 2 cum au fost definite deKarl Terzaghi ca elemente definitorii ale macrostructurii). Cercetătorul Rowe în 1972 [R2] sublinianecesitatea studierii macrostructurii pământurilor ca urmare a neconcordanei dintre parametrii fizicomecanici determinai prin încercări clasice de laborator şi teren şi comportarea reală a acestor pământuri subaciunile induse de lucrările inginereşti. În cazul argilelor în curs de formare, normal consolidate, rezisten ala forfecare poate fi analizată la nivelul contactelor dintre fragmentele solide conform Figura 26, după cumurmează:- Pentru contactele de tip „a” dintre agregatele solide rezultă N A

c ya=⋅σ unde Ac este aria de contact iar N

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

yac AT τ ⋅= şi N tg N

T ya

ya

⋅=⋅= µ φ τ σ

. La nivelul ansamblului de contacte rezultă că A

N

A

T == σ τ ; .

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

mineral pe mineral µ φ . În cazul contactelor de tip „b” χ σ τ σ

τ tg N T

yb

yb

f ⋅=⇒⋅−= .

Figura 26: Rezistena la forfecare funcie de nivelul de contact între fragmentele solide

Pentru un volum de pământ rezultă că rezistena la forfecare pentru un material destructurat, inând seama deexistena integrată a contactelor de tip a şi b, are relaia generală χ µ σ τ tg ptg f ⋅+⋅= 0 . Se observă că încă

din acest stadiu al unui pământ argilos destructurat rezistena la forfecare este alcătuită din cele două componente, respectiv o componentă datorată frecării interne mineral pe mineral dependentă de efortulunitar normal σ şi o componentă datorată coeziunii care este dependentă la rândul ei de presiunea depreconsolidare şi de un unghi de aderenă (coeziune minerală). În cazul pământurilor glomerulare în timpulsolicitării de forfecare cu compresiune la macroagregatele structurale cu mărimi dependente de nivelul de încărcare apar deplasări pe sistemul microfisularal al macroagregatelor ce conduc la umflări mecanicedefinite prin termenul de dilatană. Odată cu manifestarea dilatanei apar modificări ale sistemului de fore




Pagina 23 din 46

interagregate concretizate prin apariia unor suciuni prin care fragmentele solide tind să-şi recompletezecomplexele de adsorie. Ca urmare unii cercetători cum ar fi Fredlund şi alii [F1] consideră că în cazulpământurilor nesaturate coeziunea are relaia

iawaitguucc φ ⋅−+= )( . În relaia de mai sus considerăm că ci

este corespunzător coeziunii primare corespunzătoare perioadei de preconsolidare exprimată prin relaiatg pc

i⋅= 0 . Cel de-al doilea termen în care apare matricea de suciune (ua-uw) se caracterizează printr-un

unghi de frecare internă existent în interiorul agregatelor structurale din interiorul structurii interne amacroagregatelor. Acest unghi este pus în evidenă de modul de comportare al unei argile structurate în stare

naturală supusă unei încercări de forfecare reversibilă. Existena macroagregatelor structurale influenează categoric comportarea pământurilor glomerulare sub aciuni de compresiune şi forfecare. Există un domeniude deplasări de forfecare pentru care unghiul asperităilor notat cu i (Figura 27) contribuie la apariia uneiumflări mecanice cunoscută sub numele de dilatană.

Unghiul de dilatană care practic este apropiatvaloric de unghiul asperităilor contribuie laexistena unei rezistene la forfecare aparentă de natură structurală, care suprapusă pesterezistena la forfecare a pământuluidestructurat conduce la rezistena la forfecarede vârf caracterizată prin parametrii specifici

(unghi de frecare internă şi coeziune de vârf).După dispariia parială a asperităilor legatede sistemul microfisural şi fisural din argileleglomerulare ca urmare a procesului dedestructurare se poate spune că pământulopune o rezistenă la forfecare reziduală specifică deplasărilor mari în planul de cedare(Figura 27).

Figura 27: Influena procesului de destructurare asupraparametrilor rezistenei la forfecare

f (kPa)

(kPa)

i

f = ’tg( +i)

Rezidual

Varf

r

Influentaasperitatilor

Disparitia

influentei

asperitatilor

+i

Pentru domeniul deformaiilor mici, atât pentru argila structurată în starea iniială cât şi după dispariiaefectului asperităilor, rezistena la forfecare se caracterizează printr-o coeziune cu valori mici datorată numai coeziunii iniiale ci. Pentru acest domeniu cercetătorul De Mello în anul 1977 [D2] a propus rela ia de

calcul J

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

efortul unitar efectiv normal pe planul de cedare care, în opinia autorului, are valori pân ă la presiunea depreconsolidare p0’. Se observă că dacă se logaritmează relaia de mai sus pe baza rezultatelor experimentale în domeniul deformaiilor mici şi a eforturilor efective normale mai mici decât presiunea de preconsolidarepot fi obinui pe cale grafică cei doi parametrii din relaia 'lglglg σ τ J H f += . Pentru practica curentă de

proiectare este indicat ca în relaia anterioară să se introducă şi factorul de sigurană τ

τ f

sF = . În aceste

condiii relaia de mai sus devine 'lglglg σ τ J H s f += unde

s

sF

H H = . Conform experienei acumulate în

ara noastră se poate considera că rezistena la forfecare reziduală se referă la o argilă complet destructurată sau, altfel zis, aceasta rezistenă este datorată numai frecării interne mineral pe mineral, frecării intraagregate pentru nivelul curent de efort unitar vertical, respectiv coeziunii ci (coeziune iniială) existente

înainte de formarea agregatelor.

Skempton, în legătură cu argilele structurate, a definit în anul 1964 factorul rezidual calculat cu rela ia

r f

m f R

τ τ

τ τ

−

−= unde τm este efortul tangenial mediu de cedare definit ca

f r m R R τ τ τ ⋅−+⋅= )1( iar τf este

rezistena la forfecare de vârf, τr este rezistena la forfecare reziduală iar τm este rezistena la forfecare carezistenă medie de cedare pentru un volum de pământ.

În cazul argilelor supraconsolidate se înregistrează un vârf urmat de atingerea stării critice pentru carepământul este încă un mediu continuu cu o orientare aleatoare a particulelor solide. Deformaii ulterioare




Pagina 24 din 46

conduc la formarea unei suprafee de alunecare iar particulele solide se orientează paralel cu planul decedare format. Rezistena la forfecarea se micşorează până la atingerea valorii reziduale.

Figura 28: Relaia efort deformaie şi aparatura de laborator utilizată la obinerea acesteia

varf

1

axial (%)

elativa (%)

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

Triaxial

Forfecare directa

Forfecare reversibila

Forfecare rotationala

Varf

Stare critica

Rezidual

Diferena între valoarea rezistenei la forfecare de vârf şi reziduale se poate exprima prin intermediulindicelui de friabilitate (brittleness index) definit de Craig în 1986 [C4], IB, descris de relaia:

f

rezidual f

B I var

var

τ

τ τ −= (25)

Indicele de friabilitate pentru un pământ este dependent de valoarea efortului efectiv normal aplicat. Pentruintroducerea conceptului de rezistenă reziduală în analiza stabilităii taluzurilor, Skempton [S2] a definitfactorul rezidual:

rezidual f

f f R

τ τ

τ τ

−

−=

var

var (26)

unde τvârf şi τreziduală reprezintă rezistena de vârf şi respectiv rezistena reziduală, iar τf este rezistena mediemobilizată în lungul suprafeei de cedare. Utilizând valorile medii ale rezistenei mobilizate, determinateprin postcalcul pe baza studiului parametric asupra unor alunecări produse (studii de caz), Skempton acalculat valori ale factorului rezidual R, care se situează de la 0.08, pentru o alunecare într-un versantconstituit dintr-o argilă intactă nealterată, până la 1.00, pentru două alunecări în versani alcătuii din argilefisurate, puternic alterate.

Rezultă că în cazul în care suprafaa de cedare se dezvoltă după suprafee preexistente de slabă rezistenă,cum ar fi de exemplu o veche suprafaă de alunecare, sau o suprafaă de discontinuitate structurală, înanaliza stabilităii trebuie utilizată rezistena reziduală, factorul rezidual fiind R=1.

4.2. Sensibilitatea la umezire a argilelor glomerulare

Pământurile argiloase structurate din România din punct de vedere al sensibilităii la umezire pot ficlasificate în două categorii şi anume:

- argile expansive sau cu umflări şi contracii mari;- argile sensibile la umezire sub solicitări de forfecare cu compresiune prin manifestarea dilatanei(pământuri colapsibile dilatante).

Factorii care influenează sensibilitatea la umezire a argilelor structurate pot fi împării în două maricategorii şi anume factori interni şi factori externi.

În Tabelul 4 sunt prezentate cele două categorii de factori interni corespunzători scheletului solid şi apeilegate şi respectiv factorii externi.




Pagina 25 din 46

Tabelul 4: Factorii care influenează sensibilitatea la umezire a argilelor structurateUmiditateaApaConinutul şi concentraia electrolitică MineralogiaStructuraDensitatea iniială

Pământul

Permeabilitatea

Interni

Chimismul apeiSursa de apă şi natura acesteiaPresiunea aplicată Adâncimea şi grosimea straturilor de pământTemperaturaFactorul timp

Factori

Externi

Gradul şi metoda de compactare

4.2.1. Pământuri structurate expansiveMecanismul prin care apa influenează apariia deformailor de volum este prezentat schematic în Figura 29şi are trei faze:a) apa pătrunde între cristalele argiloase izolate în cazul tuturor mineralelor argiloase [D3] (caolinit, illit,montmorillonit, etc.) aşa cum se poate observa în Figura 29;

b) apa pătrunde între planele de reea (Figura 29) cristalina prin efectul de pană în cazul mineralelormontmorillonitice şi amorsează dezvoltarea sistemului fisural [B11];c) apa pătrunde prin sistemul microfisural creat şi îl dezvoltă declanşând procesul de destructurare şi cedare,mai ales la cicluri de umezire - uscare. Din punct de vedere al rezisten ei la forfecare, a cărei valoare esteimportantă pentru proiectare, rezultă că această sensibilitate manifestată se datorează variaiilor de volumsub solicitări mecanice amplificate de cele datorate variaiei umidităi [S4].Figura 29: Mecanismul de producere a deformaiilor de volum

Pentru a obine distribuia pe dimensiuni a macroagregatelor prezentată în subcapitolul 3.4 pentru cele 2argile glomerulare româneşti (Argila de Constana şi Argila de Sibiu) s-au parcurs următoarele etape [C1],[C5]:- o cantitate de argilă macrostructurată în stare naturală a fost supusă alternativ unor operaii de uscare înetuvă urmată de umezirea materialului prin aspersiune;- materialul desf ăcut în macroagregate de dimensiuni variabile a fost supus unei analize granulomerice princernere (site şi ciururi).

Din Figura 30 şi Figura 31 [C1] se observă că pentru argila glomerulară de Constana procesul dedestructurare pune în evidenă existena agregatelor încă din domeniul granulometric 2÷10µm.




Pagina 26 din 46

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

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

În Figura 32 şi




Pagina 27 din 46

Figura 33 se prezintă agregatele structurale tipice pentru argila structurată de Sibiu obinute după 10 cicluride umezire uscare şi distribuia acestora pe dimensiuni sub forma unor curbe granulometrice.

Figura 32: Domeniul granulometric corespunzător Argilei de Sibiu




Pagina 28 din 46

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

4.2.2. Pământuri sensibile la umezire sub solicitări de forfecare cu compresiune prin manifestarea dilatanei(pământuri colapsibile dilatante).

După cum s-a mai menionat, ca urmare a structurii specifice, în timpul procesului de forfecare pentru unanume stadiu al eforturilor, argilele glomerulare manifestă umflări mecanice cunoscute sub numele dedilatană. În capitolul următor se vor prezenta câteva teorii ale dilatanei începând cu observaia lui OsborneRaynolds, continuând cu Teoria Bishop, ajungând la cuantificarea dilatanei din teoria Rowe. Ca urmare adeplasărilor relative dintre macroagregate pe direciile impuse de dezvoltarea sistemului fisural, rezultă modificări ale suprafeelor de contact şi implicit destabilizări ale complexului de adsobie, în paralel cuvariaia volumului de micropori şi pori din interiorul agregatelor structurale şi respectiv dintre acestea.Ca urmare, pentru un anume raport al eforturilor deviatorice cu eforturile sferice (q/p) se manifestă dilatana, urmată de dezvoltarea unor suciuni suplimentare. Dacă în imediata vecinătate a zonelor în care auloc fenomenele descrise anterior există o sursă de apă liberă se produce, datorită capilarităii şi migraieiapei legate sub influena matricii de suciune, apariia şi deplasarea unui aşa numit „front de umezire”.Datorită sensibilităii la umezire are loc scăderea valorilor parametrilor rezistenei la forfecare sub o stare de

efort constantă şi, în funcie de valoarea raportului q/p, în masivul de pământ se dezvoltă zone de cedareplastică.

Pentru versani naturali şi ramblee realizate prin compactarea umpluturilor din pământuri iniial structurateşi expansive, această încercare explică pierderea stabilităii generale după o perioadă de exploatare, numaiprin apariia unei surse de apă în vecinătatea zonei de dilatană preactivate. Acest lucru conduce la înaintarea frontului de umezire în prezena sursei de apă liberă la limita amonte a structurii (rambleu) şidezvoltarea unei suprafee predeterminare de cedare, ca urmare a modificării parametrilor fizico – mecanici.În prezena unui sistem de drenaj care să împiedice accesul apei libere în corpul structurii realizate din astfelde pământuri se poate afirma faptul că frontul de umezire nu mai înaintează şi ca urmare nu se mai producezona de cedare.

Acelaşi fenomen apare şi în zonele de cedare plastică dezvoltate la limita interaciunii fundaie - teren fiind

urmat de pierderea stabilităii generale şi refularea terenului prin extinderea zonelor plastice, ca urmare amodificărilor parametrilor rezistenei la forfecare sub aciunea frontului de umezire [C1]. În lucrareamenionată se arată că zonele de cedare dezvoltate ca urmare a sensibilităii la umezire a acestor argile, suntincluse în zonele cu deformaii volumice datorate dilatanei.

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




Pagina 29 din 46

structurate, caracterizate prin prezena macroagregatelor de diferite forme şi mărimi, cedează local acolounde rezistena lor este mai mică şi nu acolo unde efortul tangenial este mai mare.

Bishop, în anul 1950 [B3], a identificat încadrul rezistenei la forfecare pentru unmediu necoeziv componenta datorată variaiei volumice δv pe baza bilanuluienergetic. În acelaşi an, pentru unansamblu de fragmente solide sferice întrecare se manifestă frecarea φ’u Hafiz [H6]ajunge la concluzia că pe parcursulprocesului de forfecare unghiul de frecareinternă global are şi o componentă suplimentară datorată dilatanei. Aparenoiunea de „unghi de dilatană”, definit

cu relaiadx

dy= β tan , unde dy este

deplasarea în direcie normală şi dx estedeplasarea pe orizontală în timpulforfecării la momentul considerat.

În anul 1957, tot pentru medii granulare,Newland şi Allely [N1] au publicat oteorie mai elaborată în care se ine seamade existena „dinilor” datorai muchiiloragregatelor structurale (Figura 34).

Figura 34: Suprafaa de contact şi ecuaiile de echilibru peaceasta

Prin generalizarea teoriei obinute pentru medii granulare în lucrarea [C1] se prezintă expresia de mai jos aefortului unitar tangenial global de forfecare:

)](1[)( β φ β β φ σ τ µ µ +⋅+++⋅= tgtgctgn

(27)

Relaia de mai sus subliniază efectul discontinuităilor structurale asupra mobilizării rezistenei la forfecarepentru deformaii de alunecare în cazul pământurilor argiloase glomerulare.În 1971 Rowe [R4] a plecat de la ideea modelelor matematice

Cambridge, punând în evidenă deplasările posibile relativedintre fragmentele solide şi influena acestor deplasări asupraunghiului de frecare internă.

Rowe a considerat o pereche de fragmente solide de formă neregulată (Figura 35) alunecând instantaneu după linia decontact înclinată cu unghiul β faă de verticală; Lx şi L suntforele rezultante în planul de alunecare care face unghiul θ cuorizontala.

Se poate scriedx

dl−= β tan unde dx şi dl sunt deplasările

incrementale în direciile Lx şi L între care există relaia

)'tan( β φ µ += L

L x . Se notează cu E raportul incremental

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

Figura 35: Efectul discontinuităilor asupra

mobilizării rezistenei la forfecare

E Ldl

dx L=

+=

− β

β φ µ

tan

)'tan(1 (28)

Rezultă că energia absorbită are relaia

]1

1[11 E

dx L Ldldx L −=+ (29)




Pagina 30 din 46

Pentru a afla valoarea critică β pentru care energia E este minimă se difereniază relaia (28) prin raport cuβ şi se obine βc prin egalare cu zero. Rezultă

β

β φ

β

β φ

β

µ µ

2

2

sin

)'tan(

tan

)'(sec +−

+=

d

E d ,

c pentru

d

E d β β

β == 0 (30)

cc β β φ µ 2sin)'(2sin =+ (31)

De unde rezultă

µ

µ φ K E =+= )

2

'45(tan 2

min (32)

Se observă că expresia coeficientului corespunzător energiei minime de deplasare de mai sus are o formă similară cu coeficientul rezistenei pasive din Teoria Rankine.

Dacă considerăm un element dintr-un masiv de pământ şi energiile datorate eforturilor efective normale pecele trei direcii prin raionament asemănător cu cel de mai sus, rezultă expresia generală:

)]1'

'()(1['

'

3

2

1

2

13

1

−⋅−−⋅=

σ

σ

ε

ε

ε σ

σ µ

s

s

sd

d

d

dvK

(33)

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

])(1['

'

13

1

sd

dvK

ε σ

σ µ

−⋅=

(34)

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

)2

'45(tan],)(1[,

'

' 2

13

1 f

s K d

d D R

φ

ε

υ

σ

σ +=−== (35)

se obine relaia specifică dilataneiK D R ⋅= (36)

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

)arctan( K D ⋅=α , conform cu cele indicate în Figura 36, pentru termenul D rezultă trei domeniiposibile.

Figura 36: Modelarea fenomenului de cedare la pământurile structurate




Pagina 31 din 46

Pentru un drum de efort – deformaie de încărcare, în Figura 37 se reprezintă parametrii modelelorprezentate anterior.

Figura 37: Drumul de Efort şi Modelul de Dilatana prin prisma parametrilor rezistenei la forfecare

R

v v=0

v=0

v=0

Varf

Stare

CriticaRezidual

Dmaxim

’cv

’ ’f

1

’r

Deformatii MariDeformatii Mici

Comprimare

D<1

Fara variatii de

volum D=0

Intindere

D>1

4.3. Studii de caz

În Figura 38 şi Figura 39 se prezintă pentru argila structurată de Sibiu rezultatele unor încercări de forfecaredirectă reversibilă pe trei probe prelevate dintr-un foraj geotehnic de la adâncimi diferite.

Figura 38: Variaia eforturilor unitare de forfecare cu deplasarea în planul de forfecare pentru argila de Sibiucu structura intactă

E f o r t t a g e n t i a l

( k P a )




Pagina 32 din 46

Figura 39: Fenomenul de destructurare pus în evidenă de curba de mobilizare a efortului tangenial cudeplasare în planul de forfecare

Prelucrarea datelor este prezentată în Figura 40 şi Figura 41 de unde rezultă valoarea de ~9º (φia –

interagregate) pentru unghiul de frecare de la care comportarea pământului poate fi considerată ca specifică unui necoeziv – unghi de frecare dintre agregatele structurale specifice stării de eforturi.

Figura 40: Exprimarea grafică a criteriului de cedare în sistem de coordonate σ-τ pentru Argila de Sibiu

0

25

50

75

100

125

150

0 50 100 150 200 250 300 350 400

(kPa)

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

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

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




Pagina 33 din 46

Sensibilitatea la umezire a argilelorstudiate este pusă în evidenă prinprisma rezultatelor experimentale,conform mecanismului deproducere a variaiilor de volum (a,b şi c) în figurile care urmează.

Astfel în Figura 42 [B13] suntreprezentate punctele experimentalepentru argilele de Craiova,Constana, Iaşi – Bahlui, Sibiu şiBucureşti şi se observă cum naturapământului (prin indicele deplasticitate şi procentul de fraciunefină) influenează şi variaiile devolum.

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

Variaiile de volum în cazul pământurilor argiloase se datorează:- proprietăilor de umflare – contracie care sunt independente de starea de efort aplicată; factorii decisivicare influenează fenomenele de contracie – umflare sunt cei legai de periodicitatea şi magnitudineaprecipitaiilor şi evapotranspiraiei; astfel de fenomene generează suciune, al cărui efect, cuantificat în aşanumita presiune din suciune (matrice de suciune), poate afecta stabilitatea structurilor fundate pe astfel depământuri, sau a terasamentelor realizate din aceste tipuri de materiale;- ciclurilor de încărcare – descărcare ce generează un fenomen de consolidare, respectiv de umflare; atuncicând un material coeziv argilos este supus unui efort normal volumul acestuia se reduce pe măsura reduceriivolumului de pori; în situaia materialului coeziv saturat, în faza iniială a fenomenului, efortul se transmitela apa din pori conducând la o presiune în exces; disiparea presiunii în exces (rată de disipare) depinde depermeabilitatea materialului şi de lungimea liniei de drenaj, moment în care efortul este transmis pescheletul mineral (deformaie plastică).

Pentru o probă de Argilă de Sibiu cu structură iniială (intactă) s-auefectuat încercări deforfecare directă până lamobilizarea valorii devârf a rezistenei laforfecare în starenaturală şi respectivinundată. În Figura 43 se prezintă comparativ,pentru acelaşi domeniude deformaii şi acelaşiefort unitar normal,curbele de mobilizare aefortului tangenial deforfecare.

Figura 43: Efectul inundării asupra parametrilor rezistenei la forfecare

Se propune cuantificarea acestui efect printr-un indice de destructurare prin umezire notat cu ID% prinrelaia (122) unde

nv )(τ este rezistena la forfecare de vârf în stare naturală iariv )(τ este rezistena la

forfecare de vârf după destructurarea prin inundare.

nv

ivnv ID)(

)()(

τ

τ τ −= 37(122)




Pagina 34 din 46

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

Capitolul 5: Interaciunea dintre proprietăile pământurilor şi comportarea acestora sub solicitări

mecanice

5.1. Domeniul deformaiilor mici

Comportarea pământurilor sub solicitări de compresiune devine complexă deoarece pe de o parte este vorbade multe particularităi legate de influena structurii iar pe de altă parte este vorba de posibilităile tehniceexistente în laborator. În Figura 44 [S6] se prezintă o curbă specifică a argilelor structurate şi domeniilecorespunzătoare pe tipuri de încercări. Din punct de vedere ingineresc se consideră că domeniuldeformaiilor mici corespunde la deformaii maxime de 50% din deformaia corespunzătoare deformaieinecesare pentru mobilizarea rezistenei la forfecare de vârf. Considerăm că după acest domeniu decomportare liniar – cvasiliniar elastică începe domeniul de dezvoltare a zonelor de cedare ce anună până lamobilizarea rezistenei la forfecare de vârf şi precedarea.

Urmează începutul procesului dedestructurare până la înregistrareaunor deformaii de volum

constante corespunzătoare stăriicritice a pământului.Ne aflăm în domeniul deformailorde după cedare, datoratecontinuării procesului dedestructurare prin reaşezareamacroagregatelor structurale.

Urmează domeniul deformaiilormari, caracterizat prindestructurarea totală şi mobilizarearezistenei la forfecare reziduale

corespunzătoare macroagregatelorindependente ce se constituie într-un gen de structură grăunoasă.

Figura 44. Relaia efort – deformaie pentru pământuri şi tipuri deaparatură de laborator utilizată pentru obinerea acesteia

Sub influena creşterii de umiditate şi eforturilor normale, aplicate împreună cu cele de forfecare, pământulstructurat iniial ajuns în această etapă se poate transforma într-un pământ sub formă de pastă urmândprocesul de modificare a structurii tipic pământurilor în curs de consolidare. Parametrii mecanici cei maiimportani pentru domeniul deformaiilor mici, foarte utili în proiectarea pe baza modelelor aferentepământurilor, sunt modulii de deformai G0 şi E0. În lucrarea [R5] se sugerează că modulul de forfecarepentru pământuri sub stare de eforturi izotropă depinde de starea de eforturi, în corelare cu istoria deevoluie a acestora, după cum urmează:

n

a

k

a p

p RSC e f S

p

G)

'()(0 ⋅⋅=

(38)

unde f(e) este funcia de variaie a indicelui porilor, e, cu valoarea eforului sferic efectiv aplicat, p’, iar RSCeste raportul de supraconsolidare; pa este presiunea atmosferică utilizată pentru normalizarea presiunii iar S,n şi k sunt indici matematici adimensionali care sunt dependeni de structura pământului. Din relaia de maisus rezultă foarte clar dependena dintre modulul de deformaie iniial G0 şi gradul de supraconsolidare caremultiplică efortul sferic efectiv, p’. Pentru determinarea parametrilor experimentali k, n şi S se poate plecade la logaritmarea relaiei de mai sus, după cum urmează (considerând pa=1atm.):

'lglg)(lglg 0 pn RSC k eSf G ++= (39)

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

RSC k N SG lglglg *0 += (40)




Pagina 35 din 46

care reprezintă ecuaia uneidrepte de pantă k, reprezentată grafic în Figura 45. Valoareamodulului de deformaietransversal corespunzător zoneide deformaii mici se obine înfuncie de gradul de

supraconsolidare al pământului(funcie de RSC) şi decaracteristicile dedeformabilitate obinute înedometru / aparat decompresiune triaxială.

Figura 45: Relaia între modulul de forfecare şi gradul desupraconsolidare

În relaiile anterioare f(e) reprezintă valoarea indicelui porilor iniial, e0, iar p’ reprezintă valoarea eforuluisferic efectiv maxim corespunzător comportării cvasi elastice.

În continuare pentru argila glomerulară de Sibiu se prezintă prelucrarea rezultatelor experimentale obinutepentru 2 probe prelevate de la adâncimile de 2.1m şi 14.5m. Dacă considerăm că n=raportul rezultatexperimental dintre valoarea eforului sferic p’ şi valoarea presiunii de preconsolidare, pc, pentru argila de

Sibiu rezultă 20.0260

50

==n . Rezultă că 2.0

5058.0 +⋅= S N şi 10.3lg = N de unde rezultă că S

(coeficientul înglobează caracteristicile de structură) are valoarea 216758.0

)18.21259(=

−=S şi logS=3.33.

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

n

p N −= cu

c pn

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

comportarea pământului poate fi considerată cvasi lineară. Utilizând relaiile (124) şi (125) se obine

RSC k pne f SG lg'lg)(lglg 0 ⋅+⋅+⋅= şi N pne f S lg'lg)(lg =⋅+⋅ unde n pe f S N ')( +⋅= .

Folosind relaiile de mai sus pentru cele două valori RSC (1 şi 3) s-au obinut punctele experimentale din

Figura 46. Rezultă pentru modulul de deformaie de forfecare în domeniul deformaiilor mici (domeniulelastic) valoarea medie G0=~1260kPa.

Figura 46: Modulul de forfecare funcie de gradul de supraconsolidare

Pentru determinarea modului de deformaie liniară, E0, se propune utilizarea relaiei lui Janbu [C1] (126)unde σ3 este efortul unitar lateral iar kE şi ne sunt coeficieni experimentali care in seama de natura şistructura materialului.

E n

atm

atm E p

pk E )( 30

σ ⋅⋅= (41)

Dacă relaia de mai sus se logaritmează rezultă 30 lglglg σ E E nk E += . Se observă că se pot determina pe

baza rezultatelor încercărilor de laborator cei doi coeficieni experimentali, kE şi nE. Din analiza structuriirelaiei de mai sus se poate face observaia prin similitudine cu relaia pentru G0 că, kE cuantifică influena




Pagina 36 din 46

structurii iar nE este un factor de corecie ce cuantifică influena istoriei de încărcare, exprimată prin raportulde supraconsolidare.

Pentru modulul de deformaie E0, Janbu a stabilit dependena acestuia de valoarea presiunii laterale σ3 din încercările triaxiale prin relaia:

E n

a

a E p

pk E )( 30

σ ⋅⋅= (42)

în care kE şi nE sunt coeficieni experimentali ce pot fi determinai printr-o reprezentare într-un sistem dublulogaritmic asemănător cu cazul G0. Pentru argila de Bahlui pe baza mai multor încercări experimentale de tipCD cu şi f ără apă pe drumuri de efort de încărcare (sistem CD deschis şi respectiv sistem CD închis) s-auobinut rezultatele din Figura 47.

Pentru Argila Intermediară de Bucureştise prezintă rezultatele încercărilor decompresiune triaxială efectuate pe probeprelevate din 3 amplasamente de laadâncimile 10.0÷30.0m [O2], [O3].

Încercările au fost de tip CK0D, pedrumuri de efort de încărcare / descărcare

al căror scop a fost să pună în evidenă dependena modulului de deformaievolumică de Drumul de Efort aplicat.

Rezultatele sunt prezentate grafic înFigura 48 şi Figura 49 şi reprezintă:determinarea coeficientului K0,reprezentarea Drumurilor de Efort însistem (s,t), reprezentarea variaieideformaiilor probei (axială şi volumică) în funcie de efortul deviator şi efortulsferic.

Figura 47: Obinerea pe cale grafică a coeficienilor lui Jambupentru modulul de deformaie (după [C1])

E n

a

a E p

pk E )( 3

0

σ

⋅⋅=

a p

3σ

a

i

p

E

Tabelul 5: Date de identificare probe de Argilă Intermediară de Bucureşti solicitate în aparatul triaxial – încercări de tip CK0DTest Adâncime (m) Nisip Praf Argilă wL wp Ip DDE K0 B φCD cCD

1 10.0-10.20 5 27 68 60 20 40 45º>90º45º<

0.65 0.680.790.75

20 48

2 14.0 20 42 38 49 21 28 90º45º<

0.63 0.620.66

26 18

3 18.0 15 43 42 53 20 33 90º45º<

0.66 0.630.65

18 77

4 12.0-12.2 10 35 55 45 18 27 45º>90º45º<

0.75 0.700.850.82

23 58

5 25.0-25.20 6 31 63 48 17 31 45º>90º45º<

0.78 0.920.900.92

18 66

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




Pagina 37 din 46

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





Pagina 38 din 46


12.0-12.2m

K 0=0.75Linia K f

Etapa de

forfecare

E t a p a d e

c o n s o l i d

a r e

Linia K 0

Pe baza prelucrării rezultatelor încercărilor rezultă următoarele aspecte:- influena Drumului de Efort, adică a istoriei de încărcare asupra relaiei efort – deformaie;- variaia valorilor modulilor de deformaie în funcie de tipul drumului de efort; astfel pentru Drum de Efortde Descărcare rezultă o reducere de ~3 ori a valorii modului faă de cel obinut pe Drum de Efort deÎncărcare;- valorile parametrilor rezistenei la forfecare obinute din încercările triaxiale realizate în condiii drenatesunt aproximativ egale cu cele obinute pe acelaşi tip de material (structură, stare) în încercările nedrenate

cu măsurarea presiunii apei în pori (valori efective);- importana modelării corespunzătoare a modificării stării de efort iniiale din terenul de fundare indusă delucrările inginereşti (metrou, excavaii adânci, construcii, etc.).

5.2. De la deformaii mici la cedare

În cazul pământurilor cu macrostructură specifică, declanşarea procesului de deformaii conform aspecteloranalizate în paragrafele anterioare are loc încă din domeniul deformaiilor mici, când se manifestă deformaii volumice de umflare sub aciunea efortului deviator aflat într-un anume raport cu efortul sferic.

Aceste deformaii mici se dezvoltă până la atingerea stării critice premergătoare declanşării produceriideformaiilor mari, odată cu dispariia rezistenei la forfecare aparente câştigate prin dilatană. După cum s-amenionat anterior, dacă în procesul de manifestare a dilatanei intervine sursa de umezire, argileleglomerulare expansive se caracterizează prin multiplicarea deformaiilor şi grăbirea apariiei cedării plastice

odată cu destructurarea. Pentru a pune în evidenă acest proces complex o echipă de cercetători [B13] aanalizat un model de fragmente solide hexagonale care modelează practic agregatele de ordinul 2 intuite deTerzaghi [T1]. Pe baza unor încercări triaxiale de tip CD pe argilă structurată în Figura 51 [B14] se prezintă explicit mecanismul de trecere de la comportarea elastică, la cedare prin depăşirea limitei de deformaiivolumice pseudo – elastice care corespund limitei de proporionalitate dintre variaia indicelui porilor ∆e cudeviatorul eforturilor q. În cadranele inferioare ale figurii menionate se observă care este efectul stării deeforturi iniiale asupra manifestării acestui mecanism, prin corelaia p – e - εa pentru diferite rapoarte desupraconsolidare în domeniul 2-8. Rezultă că pentru valori ale raportului de supraconsolidare mai mari decât4, în cazul acestor argile apare o rezistena la forfecare aparentă datorată numai structurii în domeniuleforturilor sferice specifice presiunii de preconsolidare.




Pagina 39 din 46

Dacă ne referim la o analiză energetică este vorba de o energie potenială suplimentară, datorată variaiilorde volum sub aciunea eforturilor unitare deviatorice într-un anume domeniu de eforturi unitare sferice.

Figura 51: Rezultatele încercărilor CD pe probe coezive supraconsolidate – mecanismul de cedare

q(MPa)q(MPa)

RSC=8

SC100

E3

E2

E1

0

0

0.2

0.4

0.02 0.04 0.06 0.08

∆e

RSC=2SC400

RSC=2SC400

RSC=4

SC200

RSC=2SC400

RSC=8

SC100

RSC=4SC200

-∆e

0.4

0.2

0 0.2 0.4 0.6

E3

E2

E1

Linie de dilatanta

0.8

0 0.2 0.4 0.6 0.8

LIMITA ELASTICA

LIMITA VOLUMICA

PSEUDO-ELASTICA

Rezistenta maxima

Argila

p’ic

WL=70

1.2

1.0

0.9

0 10 20

1.2

1.0

0.9

E3

E2E1

ε1 %

Drum izotropicValoare critica a indicelui porilor Perfect plastic

CSL

p(MPa)

p(MPa)

« Drum elastic »

Pentru creşterea eforturilor sferice peste valoarea corespunzătoare presiunii de preconsolidare, când efectulstructurii dispare ca urmare a consumării energiei de deformaie pentru formarea planului de cedare interagregate se observă cum, urmărind linia de dilatană, se concretizează destructurarea completă corespunzătoare liniei de consolidare normală. Sub linia de dilatană, deformaiile volumice depind exclusivde efortul sferic şi nu mai depind de efortul deviatoric, care are un rol important în procesul dedestructurare.

Analiza teoretică pe pământul modelat prin fragmente hexagonale prezentată mai sus pune de fapt înevidenă efectul structurii asupra parametrilor rezistenei la forfecare în cazul argilelor glomerularesupraconsolidate RSC>4 când pentru un volum de pământ se înregistrează un unghi de frecare internă aparent datorat manifestării dilatanei, φd, respectiv o coeziune aparentă, cd, care se apropie de zero pentrudomeniul eforturilor efective mici corespunzătoare neînceperii procesului de apariie a deformaiilorvolumice datorate dilatanei, pentru deformaii specifice εa<0.5% [B14] - Figura 52.

Figura alăturată subliniază necesitateastudierii experimentale a comportăriipământurilor argiloase structurate îndomeniul de presiuni mai mici decâtpresiunea de preconsolidare, respectiv îndomeniul deformaiilor foarte mici (εa<1%)şi mici, până la grania domeniului decomportare cvasi elastică a pământului(σ=~0.5pc).

Figura 52: Manifestarea efectului de dilatană asupraparametrilor rezistenei la forfecare

În contextul existenei unor structuri metastabile ale pământurilor trebuie menionat modul în care argilelerăspund prin relaie efort – deformaie în cazul unor încercări ciclice lente în regim nedrenatcorespunzătoare efectului undelor seismice din terenul de fundare. Pentru a ilustra această observaie, în




Pagina 40 din 46

Figura 53 se prezintă variaiaparametrului CSR funcie de numărulde cicluri de încărcare uniforme cufrecvena de 1Hz [I1]. Parametrul CSRreprezintă raportul între rezistenaciclică nedrenată şi rezistena laforfecare nedrenată a aceluiaşi pământ

(valori determinate în aparatul triaxialsau în cel de forfecare directă). Esteimportant de notat faptul că valoareaacestui parametru este dependentă deraportul de supraconsolidare.Se prezintă variaia rezistenei laforfecare în condiii nedrenate prinraport cu numărul de cicluri de încărcare uniformă generate de mişcăriseismice. Rezultă că efortul unitartangenial ciclic atinge rezistena laforfecare nedrenată la ~10 cicluri de încărcare iar la 100 de cicluri de

încărcare acesta se reduce cu 40%.

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

În funcie de compoziia chimico – mineralogică direct legată de variaii de volum rezultă că rezistena laforfecare a pământului scade drastic şi după încetarea aciunii dinamice deoarece prin destructurare seamorsează fenomenele de umflare mecanică şi scăderea rezistenelor mecanice.

Capitolul 6 - Cedarea pământurilor coezive - rezistena la forfecare în domeniul deformaiilor mari

În ultimii 40 de ani s-au efectuat cercetări complexe asupra rezistenei la forfecare a pământurilor argiloase în domeniul deformaiilor mari, mai ales pentru explicarea cauzelor producerii alunecărilor de teren.Conform celor prezentate în capitolele anterioare, mobilizarea rezistenei la forfecare pentru argilelestructurate se caracterizează prin trei etape generale din punct de vedere al deformailor:1. pentru deplasări relativ mici se mobilizează rezistena la forfecare iniială, care odată cu manifestareaprocesului de dilatană creşte până la valoarea de vârf; această rezistenă la forfecare aparentă este însoită

de creşterea matricii de suciune (care poate provoca, în funcie de existena unei surse de apă liberă, apariiaunui front de umezire cu consecine defavorabile asupra parametrilor rezistentei la forfecare);2. (stadiul 1) după manifestarea completă a dilatanei tot pentru domeniul deplasărilor mici se atinge „stareacritică” odată cu înregistrarea unor variaii de volum maxime corespunzătoare structurii argilei şi stării deeforturi din teren;3. (stadiul 2) pentru domeniul deformaiilor mari de ordinul zecilor de mm odată cu creşterea umidităii(datorată produceri dilatanei) rezistena la forfecare se degradează valoric ca urmare a reorientăriifragmentelor structurale pe direcie paralelă cu planul de forfecare şi formarea aşa numitei „benzi deforfecare”.A.W. Skempton [S8] face următoarele comentarii asupra stadiului 2:- dacă fraciunea de argilă (<2µm) este ~25%, argila se comportă mai mult ca un nisip, respectiv un praf cuunghiuri de frecare reziduale având valori de ~200;- când procentul de argilă (<2µm) este de ordinul a 50%, rezistena la forfecare reziduală este datorată înprincipal frecării interne mineral pe mineral (c’), iar influena fraciunii argiloase devine mică;- unghiul de frecare internă reziduală pentru cele 3 categorii de minerale argiloase cunoscute au valorileaproximative următoare: 15 grade pentru caolinit, 10 grade pentru illit şi 5 grade pentru montmorillonit.Cele două stadii de mobilizare a rezistenei la forfecare a pământurilor până la atingerea rezistenei laforfecare reziduale se prezintă schematic şi în Figura 54 unde se realizează corespondena dintre relaiileefort - deformaie şi înf ăşurătorile valorilor rezistenei la forfecare prin raport cu eforturile efective normale.Se observă că rezistena la forfecare reziduală poate fi mobilizată în cazul unor deplasări de forfecarereduse, când încă structura nu s-a manifestat prin dilatană şi respectiv prin deplasări de forfecare mari după dispariia efectului structurii. Rezultă că, practic, rezistena reziduală la forfecare este un rezultat aldestructurării argilei.




Pagina 41 din 46

Figura 54: Etape de mobilizare a rezistenei la forfecare

Influena creşterii umidităii asupra relaiei efort – deformaie în argilele supraconsolidate cu procent defraciune argiloase (<2µm) variabil de la valori de 20% la 40% este pusă în evidenă prin diagramele devariaie a rezistenei la forfecare normalizată (prin efort unitar normal) cu variaia deplasării în planul deforfecare (Figura 55).Din Figura 55 se remarcă descreştereaaccentuată a rezistenei la forfecare după mobilizarea rezistenei la forfecare devârf, datorată numai reorientării

fragmentelor solide. Rezultă evident că rezistena la forfecare reziduală pentruargilele structurate se reduce cu ~ 50%faă de rezistena la forfecare de vârf pentru deplasări de ordinul decimetrilor înplanul de alunecare.

Cercetătorii Calabresi şi Manfredini [C5]au pus în evidenă prin încercări deforfecare directă reversibilă pe probe deargilă structurată intacte respectiv pesuprafaa rosturilor preexistente în masivvariaia parametrilor rezistenei laforfecare cu deplasarea în planul deforfecare.

Figura 55: Influena umidităii asupra rezistenei la forfecare aargilelor

Variaia unghiului de frecare internă cu deplasarea în planul de forfecare odată cu destructurareamaterialului a fost pusă în evidenă prin încercări de forfecare directă rotaională [L13]. Se observă că după deplasări de ordinul a 2mm unghiul de frecare internă scade puternic în apropierea valorii reziduale care seatinge ulterior pentru deplasări de cca. 15 de ori mai mari.

Figura 56: Rezultatele încercării de forfecare rotaională pentru Argila de Santa Barbara




Pagina 42 din 46

Din analiza modului de mobilizare a rezistenei la forfecare reziduale prin prisma riscului de producere alalunecărilor de teren rezultă că aceasta caracterizează pământurile argiloase structurate în condiii drenate.Este evident că pentru deplasări de ordinul decimetrilor în planul de forfecare, chiar prin variaia umidităii,parametrii rezistenei la forfecare reziduale depind de factori independeni de structură, cum ar fi coninutul în fraciune argiloasă (cu sau f ără puncte de cimentare) şi respectiv indicele de plasticitate. Pe această liniese prezintă domeniile de variaie a unghiului de frecare internă reziduală pentru diferite valori ale efortuluiunitar normal σ’n în Figura 57 şi Figura 58 [L14].

Figura 57: Relaia între unghiul de frecare internă rezidual şi indicele de plasticitate (Skempton, Borowicka,Binnie, Blondeau)

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

În figurile anterioare s-au introdus şi rezultatele obinute pentru unghiul de frecare internă rezidual obinut înaparatul de forfecare directă, pe probe cu structura intactă, şi respectiv în aparatul de forfecare rotaională,pe probe destructurate, în condiii inundate.




Pagina 43 din 46

Capitolul 7 - Contribuii şi Concluzii

7.1. Contribuii teoretice

Sistematizarea cunoştinelor acumulate în domeniul adaptării şi evoluiei aparaturii utilizate pentruinvestigaiile de laborator prin prisma utilizării rezultatelor în cadrul modelărilor numerice.

Prezentarea procedurilor de laborator de aplicat în scopul obinerii de date din încercările de compresiune

triaxială în condiiile instrumentării celulelor triaxiale cu traductori şi utilizării de drumuri de efort pentrudeterminarea parametrilor rezistenei la forfecare.

Sublinierea importanei analizei şi interpretării integrate a rezultatelor încercărilor de laborator privindcaracteristicile fizico – mecanice ale pământurilor argiloase.

Sistematizarea factorilor care contribuie la manifestarea rezistenei la solicitări de forfecare cu compresiunepentru pământurile coezive structurate.

Prezentarea modului în care structura influenează parametrii rezistenei la forfecare.

Importana parametrilor K0, RSC şi pc asupra valorilor şi implicit a modului de determinare în laborator aparametrilor rezistenei la forfecare.

Importana Drumului de Efort de realizat în încercarea de laborator cu referire la valorile obinute pentruparametrii de deformabilitate şi rezistenă la forfecare.

Prezentarea procedurilor de laborator aferente încercărilor de compresiune triaxială utilizate în scopuldeterminării parametrilor rezistenei la forfecare pe drumuri de efort specifice lucrărilor de analizat.

7.2. Contribuii practice

Contribuiile directe sunt susinute de studii de caz care se constituie într-o bază de date de referină în ceeace priveşte valorile parametrilor de deformabilitate şi rezistenă la forfecare prin raport cu indici de stare şistructură.

Cele prezentate în paragraful anterior sunt susinute de realizarea de determinări de laborator specifice

punerii în evidenă a influenei pe care factorii interni şi externi o au asupra valorilor parametrilor rezisteneila forfecare.

Încercările pe baza cărora au fost emise ipoteze şi concluzii relevante pentru domeniul mecaniciipământurilor cu structură metastabilă au fost încercările de compresiune triaxială (CU, CD, efort şideformaie impusă) pe drumuri de efort specifice problemelor de inginerie geotehnică dar şi încercări deforfecare directă (simplă şi reversibilă) şi rotaională.

7.3. Concluzii

Lucrarea subliniază importana valorilor corecte ale parametrilor mecanici de comportare ai pământurilorpentru o proiectare raională (corectitudine, optimizare şi sigurană) a tuturor tipurilor de lucrări geotehniceinginereşti.

Încercările de laborator necesită o tratare extrem de atentă începând cu prelevarea, transportul şi păstrareaprobelor şi continuând cu metodologii care să reflecte atât readucerea probelor în starea iniială cât şisolicitarea acestora în condiii similare cu cele din terenul de fundare.

În condiiile aplicării prevederilor Eurocodului 7 corespunzător calculului terenului de fundare, valorileparametrilor de comportare mecanică vor fi abordate inând seama de valorile coeficienilor pariali, ca şi deinfluena factorilor de risc.

Deformaiile cu care ne întâlnim în problemele uzuale din Mecanica Pământurilor sunt, în general, în zonamicilor deformaii. Este recunoscut faptul că marea majoritate a cazurilor studiate au indicat o mai mare




Pagina 44 din 46

rigiditate decât cea înregistrată prin tehnicile curente de laborator geotehnic şi, ca urmare, sunt înregistratediferene între deformaiile calculate şi cele măsurate.

Rezultatele determinărilor de laborator au indicat faptul că rigiditatea unui pământ în zona deformaiilormici este direct dependentă de starea pământului condiionată de starea de eforturi, de raportul desupraconsolidare şi de indicele porilor. Anizotropia care se datorează modului de formare a pământurilor areun efect important asupra rigidităii.

Evoluia tehnicilor de încercare nu poate substitui judecata inginerească în evaluarea proprietăilor mecaniceale pământurilor.

În cazul pământurilor coezive cu structură metastabilă este importantă corelarea contribuiilor tuturorfactorilor care influenează comportarea sub solicitări mecanice (litologia, structura, istoria de încărcare,factorii externi).

Pentru obinerea de rezultate utile proiectării este deosebit de importantă decizia cu privire la încercările delaborator de realizat şi procedurile aferente acestora. Este demonstrat faptul că pentru acelaşi tip de materialdefinit prin structură, stare şi istorie de încărcare, tipul de drum de efort parcurs până la rupere şi condiiilede drenaj aferente se reflectă asupra parametrilor de deformabilitate şi rezistenă la forfecare. Este necesară reconsiderarea analizei comportării pământurilor argiloase prin prisma domeniului deformaiilor probabile şi

a eforturilor unitare din teoriile clasice şi pe baza experienei acumulate.

Bibliografie

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

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

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

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

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

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

[A4] – Andrei, S. Antonescu, I.: Geotehnică şi Funda ii, Volumul I, II, I.C. Bucure şti, (1980)

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

London, Edward Arnold, (1962)

[B2] – Bishop, A.W.: The use of pore – pressure coefficients in practice, Geotechnique 4, pages 148-152,(1954)

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

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

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

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

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

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

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

(1954)

[B7] - Bo i N.: Studiul presiunii de umflare a pă mânturilor contractile din zona ora şului Ia şi. A III-a

Conferin ă Na ională de Geotehnică şi Funda ii, Timi şoara, (1975)

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

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

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

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

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

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

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

Geotechnical Engineering, Singapore, (2003)

[B12] - Bo i N. Contribu ii la studiul pă mânturilor contractile ale stratului de fundare din zona Ora şului

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

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




Pagina 45 din 46

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

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

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

[C1] – Chirică A.: Contribu ii referitoare la influen a macrostructurii pă mânturilor coezive asupra tasă rii

şi ced ă rii terenului de fundare. Teză de Doctorat, Bucure şti, (1991)

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

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

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

(1936)

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

[G1] – Goldschmidt, V.M.: Undersokelser over lersesedimenter. Nordisk jordbrugsforskning, N0. 4-7,Pages 434-445, (1926)

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

Deformation and Fracture, Lulea, Suedia, (1978)

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

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

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

London, (1950)

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

Vlad Perlea. Editura Politehnică , (2010)

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

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

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

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

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

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

[L2] – Lambe, T.W.: Sterss path method, Journal of the Soil Mechanics and Foundation Division, AScE,Volume 93, No. SM6, paes 309-331, (1967)

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

preliminary results, (1989)

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

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

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

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

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

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




Pagina 46 din 46

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

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

pages 819-836, (1960)

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

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

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

(1953)

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


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


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

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

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

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

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

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

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

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

Geotechnique, Volume 7, (1957)

[O1] – Olteanu, “Analysis of dilatometer tests performed in calibration chamber of Ticino and Toyourasand”, (1996)

[O2] - Olteanu, A.C., Chirică , A., Ş erbulea, M.S.: Studiul rela iei efort deforma ie pentru lutul de Bucure ştiutilizând drumuri de efort complexe în aparatul de forfecare triaxială . Buletinul Ş tiin ific nr. 3/2006 al

Universit ă ii Tehnice de Construc ii Bucure şti, (2006)

[O3] - Olteanu, A.C., Chirică , A., Ş erbulea, M.S.: Tehnici moderne pentru modelarea comport ă rii

pă mânturilor în cazul realiză rii tunelurilor – studiu de caz. A 5-a Conferin ă Na ională de Construc iiSubterane, Sinaia, România, 12÷14 Octombrie 2006, (2006)

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

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

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

Deformation and Fracture, Lulea, Suedia, (1978)

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

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

195-200, (1972)

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

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

609, (1968)

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

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

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

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

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

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

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

(1964)[S3] – Schofield, A.N., Wroth, C.P.: Critical state soil mechanics, McGraw – Hill, London, (1968)

[S4] – Silion T., Bo i I., Elisabeta Ivăşcanu: Contribu ii la studiul chimico mineralogic al stratului de

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

Fascicula 3-4, (1972)

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

(1971)

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

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

Group, (2005)




Pagina 47 din 46

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

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

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

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

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

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

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

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

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

pages 7-67, (1987)

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

246, (1937)

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

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

(1975)

[Z1] – Zamfirescu, Fl., Com şa, R., Matei, L.: Rocile argiloase în practica inginerească . Editura Tehnică , Bucure şti, (1985)

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

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

Date post:	14-Jul-2015
Category:	Documents
Upload:	andreea-halciuc
View:	141 times
Download:	1 times

Cap 3 Olteanu Andrei-Constantin - Rezumat

Documents