8/20/2019 RRGF 2013-2 (c)

1/72

R EVISTAR OMÂNĂ DE

GEOTEHNICĂ

ŞI UNDAŢIIF

ISSN 1584-5958ISSN 1584-5958

Nr. 22013

Revistă bianuală editată de:

SOCIETATEA ROMÂNĂ DE GEOTEHNICĂ ŞI FUNDAROMANIAN SOCIETY FOR SOIL MECHANICS AND GEOTECHNICAL ENGINEERING

R EVISTAR OMÂNĂ DE

GEOTEHNICĂŞI UNDAŢII

F

8/20/2019 RRGF 2013-2 (c)

2/72

8/20/2019 RRGF 2013-2 (c)

3/72

EDITORIAL

Iat ce afl m la cel de-al 2-lea numr din anul 2013 al Revistei Române de Geotehnic i Fundaii

(RRGF).Acest numr este pregtit i editat de Filiala Bucureti a Societ ii Române de Geotehnic i Fundaii

(SRGF), dovedind astfel c sistemul inaugurat de Filiala Cluj este viabili asigur continuitatea apariiiloracestei reviste cu caracter tehnico-tiin ific profesional.

În perioada scurs între aceste apariii SRGF i-a desf urat activitatea conform planului propus pentruanul 2013, atât pe plan internaional, cât i na ional.

La începutul lunii septembrie, la Paris au avut loc evenimente importante ale Comunitii GeotehniceInternaionale, la care membrii ai SRGF au participat, astfel:

• Întâlnirea Consiliului ISSMGE unde, alturi de delegai din 80 de ri, reprezentanii SRGF(Pre edinte SRGF - Sanda Maneai Secretar SRGF - Ernest Olinic) au fost prezeni pentru exprimareavotului la principalele subiecte propuse. Astfel a fost alesi cu sprijinul SRGF, noul Preedinte al ISSMGE,Prof. Roger Frank din Frana i, totodat , s-a stabilit ca cea de a XIX-a Conferin Internaional s sedesf oare la Seoul, Corea de Sud, în anul 2017

• A V-a Conferin Internaional a Tinerilor Ingineri Geotehnicieni (iYGEC), la care din România au participat 6 persoane.

• A XVIII-a Conferin Internaional de Mecanica Pmânturilor i Inginerie Geotehnic, undeRomânia a avut o delegaie format din 23 de persoane.

La sfâr itul lunii octombrie 2013, în organizarea Filialei Bucureti împreun cu Facultatea deHidrotehnic din UTCB i Asociaia Român de Tuneluri, s-a desf urat Simpozionul cu participareinternaional ” Aspecte geotehnice în execu ia tunelurilor i lucr rilor subterane”.

Detalii asupra modului de desf urare a acestor evenimente recente sunt prezentate în acest numr al

revistei.Reamintim ca in anul 2014 se împlinesc 50 de ani de la Prima Conferin Dun rean de Geotehnic i

Fundaii. Viena, oraul gazd i al primei conferine, va organiza în perioada 9-11 septembrie 2014 a XV-aConferin Dun rean - European de Geotehnic pe tema "Geotehnica drumurilor i c ilor ferate"(informaii suplimentare pe pagina conferinei: www.decge2014.at).

In anul 2015, la Edinburgh, Scoia se va organiza a XVI-a Conferin European de Geotehnic iFundaii pe tema " Ingineria geotehnic pentru infrastructur i dezvoltare". (informaii suplimentare pe pagina de internet a conferinei: http://xvi-ecsmge-2015.org.uk ).

Sper m într-o participare numeroas a geotehnicienilor din România la aceste evenimente.Pe plan naional, în contextul unei perioade economice dificile, se constat o sc dere a preocuprilor

tinerilor din ara noastr pentru domeniul ingineriei în construcii în general, cu impacti asupra InginerieiGeotehnice. Numrul absolvenilor de liceu care s-au îndreptat spre profesia de inginer constructor în acestan a sc zut substanial, iar efectul va fi resimit în urmtorii 4 – 5 ani.

Poate este cazul ca toi cei ce activm, adesea cu pasiune, în domeniul Ingineriei Geotehnice s neîntreb m ce facem pentru creterea i recunoaterea acestei profesii complexe, cum încercm s facemcunoscute dificultile, dar i rezultatele activitii noastre, cui vom predatafeta, cine va duce mai departetradiiile Ingineriei Geotehnice dinara noastr , care prezint particularit i i specificit i ??

Oare o profesie care presupune o formare continu, care necesit i îmbin cuno tin ele specifice, daridin domenii complementare nu cere o continuitate, care poate fi chiari familial? Exist chiar în cadrulsociet ii noastre geotehnicieni care duc mai departe tradiia unor înaintai.

Cred c numai printr-un efort conjugat al universitilor, facult ilor de profil, unitilor de proiectareiexecuie, societ ilor profesionale putem menine Ingineria Geotehnic din România la un nivel tehnicitiin ific, atr gând tineri pentru a se forma ca specialiti.

8/20/2019 RRGF 2013-2 (c)

4/72

Astfel, lansm un apel ca fiecare din membrii SRGF s încerce s activeze pentru ridicarea calitiiactivit ii proprii i popularizarea domeniului de Inginerie Geotehnic prin realizrile obinute, care nu sunt puine la numr.

Inaugur m aceast preocupare prin inserarea în acest numr al revistei a ofertei de pregtire a inginerilorgeotehnicieni prin masteratul specific organizat de ctre UTCB în cadrul Facultii de Hidrotehnic, ca i prin forma de doctorat.

Deoarece ne aflm în apropierea trecerii în Noul An 2014, Conducerea SRGF ureaz tuturor membrilorsociet ii noastre La muli ani, un An mai bun cu activiti rodnice, sn tate i bucurii alturi de familiileDumneavoastr !

Prof. Univ. Dr Ing. Sanda MANEAPre edintele Societ ii Române de Geotehnic i Fundaii

O IMPORTANT RECUNOA TERE INTERNA IONAL A SRGFProf. Nicoleta Rdulescu numit în Boardul ISSMGE 2013-2017

Iat e-mailul pe care profesorul Roger Frank, noul preedinte al ISSMGE, l-a adresat la 19 octombrie2013 d-nei prof. Sanda Manea, preedinte al SRGF, prof. Iacint Manoliu, preedinte de onoare al SRGFituturor colegilor din Societatea Român de Geotehnic i Fundaii:

„ Am deosebita satisfac ie de a v anun a c am decis s numesc drept membru din partea Europei al Board-ului ISSMGE pe profesoara Nicoleta R dulescu. În afar de competen a i experien a Nicoletei pescena interna ional , alegerea f cut se înscrie în preocuparea mea de a face s creasc reprezentarea femeilor în organismele ISSMGE. Sunt, totodat , foarte bucuros s v d astfel sporind i mai mult rolulimportant al Societ ii Române în Societatea Interna ional .”

Pentru a aprecia mai bine semnificaia acestei nominalizri, este bine de reamintit c Boardul ISSMGEse compune din 12 persoane: Preedinte, fostul Preedinte, 6 Vice-preedini pe zone geografice, 3 membrinumii de Preedinte i Secretarul general.

La baza desemnrii doamnei Nicoleta R dulescu în conducerea Societii Internaionale au stat, desigur,meritele profesionale recunoscute, precumi activitatea plin de abnegaie, pe parcursul a 14 ani, ca Secretaral SRGF. În acelai timp, aceast desemnare constituie o important recunoatere internaional a S.R.G.F.,care deine între societ ile membre ale ISSMGE un record greu de egalat, acela de a fi organizat într-uninterval de numai 13 ani, 4 mari conferine internaionale (Mamaia 1995, Sinaia 2000, Mamaia 2003,Constana 2008).

S o felicit m pe doamna Nicoleta R dulescu i s -i ur m mult succes în îndeplinirea onorantuluimandat pe care l-a primit, pentru urmtorii 4 ani, din partea Societii Internaionale.

Prof. Iacint MANOLIUPre edinte de onoare al Societii Române de Geotehnic i Fundaii

8/20/2019 RRGF 2013-2 (c)

5/72

5

Revista Român de

Geotehnic i

Funda ii

Nr. 2/2013

Publica ie semestrial tehnico- tiin ific editat de Societatea Român deGeotehnic i Funda ii

ISSN – 1584 – 5958

Redac ia:B-dul Lacul Tei 124Sector 2, BucuretiCod po tal: 020396

Telefon: 021-242.93.50Fax: 021-242.08.66

Pag.EditorialS. Manea 3

ArticoleDan Dimitriu, Narendra Verma 7Study of frost jack-up of short piles in Southwestern Ontario

Eugeniu Marchidanu 15 H r ile de hazard la alunecri de teren în România.Con inutul i limitele de performan , gradul de încredere i posibilit ile de cre tere a eficien ei

Alexandra Ene, Drago Marcu, Horaiu Popa 23 Monitorizarea unei excava ii adânci din Bucure ti sus inut prin pere i îngropa i ancora i

Hora iu Popa 31Perete de sus inere din pilo i fora i secan i – Calcule i m sur tori

Laureniu Floroiu, H. Scheweiger 35 Influence of soil improvement techniques on soil behaviourand consequences for earthquake design

Ovidiu Constantinescu, Cornel R dulescu 43Forajul cu suspensie de polimeri, o alternativ viabil lasuspensiile bentonitice

C t lin Pascu 49 Materialele geosintetice la înl ime! Amenajarea lacului artificial„Mioarele” de pe domeniul schiabil Voineasa a câ tigat în Statele Unite premiul IAGI 2013 la categorie Proiecte Extreme!

File din istoria Geotehnicii Româneti 53Teodor Abramescu, Romeo Stoica, Anatolie Marcu Din lucr rile geotehnice remarcabile realizate în Romània în deceniul '60-'70

Teze de doctorat 57Conferin e 61Evenimente 66C r i 67Comemor ri 69

Revista Român de Geotehnica i Funda ii este editat de Societatea Romàn de Geotehnic i Fundaii, subîngrijirea Colegiului de Redacie format din: preedinte SRGF, vice-preedini, secretar, secretari filialei un membrudin fiecare filial.Acest numr este editat de Filiala Bucureti a SRGF sub îngrijirea Colegiului de Redacie: Prof. univ. dr. ing. SandaManea (Preedinte), Prof. univ. dr. ing. Loretta Batali (Preedinte Filiala Bucureti), ef lucr. dr. ing. Ernest Olinic(secretar), Asist. dr. ing. Daniel Manoli (Secretar Filiala Bucureti).

In aten ia autorilorRevista Român de Geotehnic i Fundaii, publicaie semestrial tehnico – tiin ific , a teapt articole în domeniilemecanicii pmânturilor, ingineriei geotehnice, fundaiilor i procedeelor de fundare, geologiei inginereti aplicat laconstrucii, precum i contribuii pentru rubricile cu caracter permanent. Articolul va avea 4, 6i eventual 8 pagini(num r par) i va conine un rezumat de maxim 150 cuvinte în limba român i unul în limba englez. Articolele suntexaminate de un comitet de lectur desemnat de Colegiul de Redacie.Revista conine i publicitate prin articole tehnice semnalate cu simbolul „”.Articolele publicate în revist nu angajeaz decât r spunderea autorilor.

8/20/2019 RRGF 2013-2 (c)

6/72

8/20/2019 RRGF 2013-2 (c)

7/72

STUDY OF FROST JACK-UP OF SHORT PILES IN SOUTHWESTERN ONTARIO

Dan V.S. DIMITRIU Associate Engineer, AMEC Environment & Infrastructure, Windsor, Ontario

Narendra S. VERMAPrincipal Engineer, AMEC Environment & Infrastructure, Mississauga, Ontario

Abstract

The design of piles in regions affected by seasonal ground freeze-thaw cycles includes prevention of the pile jack-up due to frost ground heave using code provisions and simple guidelines for selection of the frost depth penetration at the site. This code based approach may be highly uneconomic in some applications includinglarge numbers of shallow piles supporting light structures such as traffic signs, fences, light decks, solar panels, etc. In cases where some levels of frost induced pile jack-up can be tolerated, the design can besignificantly refined and made less conservative by designing the piles for the acceptable jack-up based onsite specific weather and subsurface conditions along with detailed evaluation of the frost penetration,ground heave and ensuing pile jack-up. This paper describes the suitability of the conventional methods forthe design of shallow piles from adfreeze uplift standpoint and uses an actual case study to illustrate the proposed approach based on tolerable uplift.

1. INTRODUCTION In southwestern Ontario the guidelines for thedesign depths of frost penetration in ground varieswith the location between 900 mm to 2.0 m (Figure

1). These guidelines were developed by theMinistry of Transportation Ontario primarily forareas exposed to elements and free of snow coverdue to regular cleanup. The Canadian FoundationEngineering Manual – CFEM (CGS, 2006)recommends that uplift forces due to frost action be incorporated in the design of foundations incontact with frozen ground to protect againstfooting frost jack-up (Photo 1).

Photo 1. Fence post jacked up from ground near Sarniaarea (SW Ontario)

A case study consisting of over 10,000

shallow piles (1.6 m embedment) supporting low-lying light weight solar panels is presented toillustrate an approach to accommodate the pilefrost resistant design in conjunction with atolerance for maximum frost jack-up. The project

site is located near London, Ontario, in a zonealong the 1.2 m frost depth contour line (Figure 1).In the absence of project specific data, an

adfreeze bond stress of 100 kPa is indicated for theinterface between steel piles and frozen fine-grained soils. In the case of lightly loaded steeldriven piles used in large numbers of applications(e.g., traffic sings, fences, electrical and solar panels, etc), a design to fully counteract the risk offrost jack-up of the piles may lead to undulyexpensive foundations.

Figure 1. Design Contours of Frost penetration(Southern Ontario)

8/20/2019 RRGF 2013-2 (c)

8/72

Therefore, where some levels of seasonal jack-up can be tolerated, and the potentialcumulative year-over-year pile jack-up ismanageable, piles shorter than the minimum depthto fully resist the adfreeze forces may be

considered. The proposed approach to optimize theadfreeze design is based on assessing the site-specific conditions as follows:

• Determine the applicable “worst-case” designwinter based on climatic historical records at theclosest weather station

• Determine the corresponding maximum depth offrost penetration using the ground thermalanalyses instead of prescriptive guidelines

• Estimate the maximum ground heave during thedesign winter, and the ensuing potential pile jack-up.

The factor of safety can be then defined as theratio between the allowable jack-up and theestimated jack-up, or the ratio between the actual pile embedment and the minimum embedmentassociated with the allowable jack-up.

While not discussed in this paper, the risksassociated with the proposed approach may beevaluated by compounding the probabilities ofexceeding the design winter with the uncertaintiesin the determination of the soil properties.

2. GROUND FREEZING MECHANISMCFEM and other guidelines (e.g. USA Departmentof Defence, 2004) recommend use of the followingBerggren equation, a linear heat flow model, as a practical method to estimate depth of frost penetration (f) below ground surface:

s

ix L

Fnk 2f (1)

where is a correction factor correlated with thefusion parameter [μ = C·n·Fi/(L·tf )] and thermalratio [ = MAAT·tf /(n·Fi)]; Fi is the air freezing

index; k x is the thermal conductivity of the frozensoil; n is a factor to convert the air freezing indexto the ground surface freezing index; and Ls isvolumetric latent heat of the soil.

The air freezing index (Fi), the mean annualair temperatures (MAAT) and the duration of thefreezing periods (tf ) are climatic data that need to be determined on the basis of historical records.The remaining parameters (k x, Ls as well as C -volumetric heat capacity of the frozen soils, L -latent heat of fusion of water to ice) relate to the physical properties of the soils, water and groundsurface conditions and should be evaluated by thegeotechnical consultant.

While Equation (1) is founded on the conceptof heat flow, it is essentially empirical in nature asit uses Fi for the main input parameter. Moreover,in regions with relatively moderate winters thedaily average temperatures fluctuate in alternating

freezing and thawing periods at the beginning andat the end of the winter seasons. This patternmakes it difficult to define the significant freezingindex that drives the frost into the ground. Figure 2is a sample of the described pattern for the winter1983-1984 in Windsor, Ontario with the dailyaverage temperatures within what is considered thefreezing season.

25

20

15

10

5

0

5

10

15

1 0

/ 1 1

/ 1 9 8 3

1 7

/ 1 1

/ 1 9 8 3

2 4

/ 1 1

/ 1 9 8 3

0 1

/ 1 2 / 1 9 8 3

0 8

/ 1 2

/ 1 9 8 3

1 5

/ 1 2

/ 1 9 8 3

2 2

/ 1 2

/ 1 9 8 3

2 9

/ 1 2

/ 1 9 8 3

0 5

/ 0 1

/ 1 9 8 4

1 2

/ 0 1

/ 1 9 8 4

1 9

/ 0 1

/ 1 9 8 4

2 6

/ 0 1

/ 1 9 8 4

0 2

/ 0 2 / 1 9 8 4

0 9

/ 0 2

/ 1 9 8 4

1 6

/ 0 2

/ 1 9 8 4

2 3

/ 0 2

/ 1 9 8 4

0 1

/ 0 3 / 1 9 8 4

0 8

/ 0 3

/ 1 9 8 4

1 5

/ 0 3

/ 1 9 8 4

2 2

/ 0 3

/ 1 9 8 4

T e m p e r a t u r e ( ° C )

Date

1983/1984 Windsor Temperatures

Figure 2 Sample of daily average air temperatures for

Winter 1983-84 in Windsor, Ontario

Fi is defined as the algebraic summation of alldegree days over the entire freezing season. Suchsummation may result in an unconservative (toolow) Fi in areas with border-line “unsettled”winters. An alternate approach would be toaccumulate the days with negative temperaturesonly (referred to as “negative” Fi) between the firstand last day of the annual freezing season. But thiswould generate a too conservative (too high) Fi.Corte et al. (1995) and Dysli at al. (1997) proposedthe concept of “significant freezing index”according to which some sub-periods of freezingdays followed by sub-periods of warming days areeliminated from the counting for the yearly Fi.However, the mechanical application of the proposed numerical criteria does not necessarily

work very well in the regions with unsettled“marginal winter” climate.An alternative to the semi-empirical

Berggren method would be the “rigorous”modeling of the thermal flux using numericalanalyses for the heat propagation in ground.However, such models require extensive input datafor the description of the daily weather, includingthe diurnal variations of the temperatures. Tocapture the representative design winter, i.e. thewinter leading to the maximum depth of frost penetration that is likely to occur at a particular siteover the lifetime of the project, could be tedious.

8/20/2019 RRGF 2013-2 (c)

9/72

3. FREEZING INDEX ESTIMATES IN SWONTARIO

The Canadian practice to select the design winter isto choose some return periods (recurrence

intervals) and select the most severe winter in thatinterval. This is done using either the most severewinter within the last 10 years, or the average ofthe three most severe winters in the previous 30years (CGS 2006).

Based on the available daily averagetemperature records from the nearby weatherstations, the freezing indices for the project sitewere calculated first for the last 30 years using thesummation of the days with negative temperatureonly (Figure 3). This chart was then used toidentify the coldest (highest Fi) between the peakwithin the previous 10 years and the average of thecoldest three winters over the previsions 30 years.From these selected winders the significant Fi to beused in design calculations was then determined.Figure 4 shows plots of the empirical cumulativedistribution and the normal and Gumbeldistributions of the previous 30 year records for thenegative Fi for the project site. The plots attest thatthe normal distribution was a good approximation.

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1 9 8 2

1 9 8 3

1 9 8 4

1 9 8 5

1 9 8 6

1 9 8 7

1 9 8 8

1 9 8 9

1 9 9 0

1 9 9 1

1 9 9 2

1 9 9 3

1 9 9 4

1 9 9 5

1 9 9 6

1 9 9 7

1 9 9 8

1 9 9 9

2 0 0 0

2 0 0 1

2 0 0 2

2 0 0 3

2 0 0 4

2 0 0 5

2 0 0 6

2 0 0 7

2 0 0 8

2 0 0 9

2 0 1 0

2 0 1 1

2 0 1 2

d e g

C

d a y

London Freezing Index (1982 2012)

Figure 3 Negative Fi in London, Ontario

0%10%20%30%40%50%60%70%80%90%

100%

100 200 300 400 500 600 700 800 900Fi (degC day)

Empirical Normal Mass Dist Gumbel

Figure 4 Empirical, Normal and Gumbel distributions(30 year winter record - negative Fi)

Table 1 summarizes the representative wintersfor the project site, and shows that for the studysite the two approaches for selection of the designsevere winter led to almost identical values for the

design Fi. Also, as expected, the significant Fi isalways less than the negative Fi.

It is noteworthy that each of the three mostsevere winters in the past 30 years is higher thanthe peak in the last 10 years. Assuming the normal

distribution for the negative Fi based on records,the expectation of the return period of the peak ofthe last 10 years would be about R = 17.5 yearswhile the return period for the average of the 3 peak winters in the last 30 years would be aboutR=28 years.

4. FREE-FIELD GROUND HEAVE

Ground heave due to frost is caused by volumetricexpansion of the pore water on freezing and by icesegregation resulting in formation of ice lenses justabove the freezing fringe. The ice segregation withensuing lens formation depends on the hydraulicconductivity of the partially frozen fringe zone andthe supply of “free” groundwater. Free-fieldground heave (hg), can be determined by the semi-empirical expression developed by Konrad andMorgenstern (1980):

f Tg tGSP09.1f 09.0h (2)The terms SP and GT are defined in Figures 5

and 6 with tf being the duration of the freezing period within the subgrade soils. The thermalgradient is quite variable during the entire freezingseason. For practical purposes the average thermalgradient is considered as follows:

f MAATGT (3)

5. PILE JACK-UP ESTIMATION

Frost jack-up calculations of short piles was basedon the concept of the “neutral” frost depth (fn), i.e.,the maximum frost depth for which the uplift forcedue to adfreeze bond strength is equal to the pullout resistance mobilised along the lower portion of the pile shaft remaining below the depth

of frost penetration.The expression for f n and the definitions ofthe involved parameters (a, Su, d) are provided inFigure 5. Downward loads on the pile areconservatively omitted. A compression load on pile would increase the value of f n while an actinguplift force in the pile will diminish the value of f n.When f < f n, there will be no pile jack-up (h p=0)while the free-field ground away from the pile willheave (hg >0) within the depth of frost penetrationfrom zero at the front of freezing to a maximumvalue at the ground surface.

8/20/2019 RRGF 2013-2 (c)

10/72

Table 1. Representative design (“most severe”) wintersPeriod Peak winters Negative Fi

oC-daysCumulative

Normaldistribution

Significant airFi

oC-days

Design air Fi oC-days

Previous 10 years 2002-3 756.2 0.943 718 718

1983-84 762.5 0.949 6941993-94 812.9 0.975 769Previous 30 years1996-96 792.5 0.964 686

717

Figure 5. Neutral frost depth definition

Figure 6. Calculation model for the pile jack-up

Figure 6 shows the model where f > f n alongwith the definition of the relevant soil parameters.Assuming the free-field ground heave varieslinearly with depth (assumed applicable forhomogeneous low permeability soil), then hp can be interpolated using the formula presented inFigure 6.

In the case of low permeability and relativelyuniform soils, that are partially saturated and have

limited access to free groundwater, ice crystals andsmall “pebble” like lenses can be observed to occur – generally spread across the frozen zone. Undersuch conditions, the assumption of lineardistribution of the free-field ground seems to bereasonable.

6. CASE STUDY

The case study presented below is for a site in theclimatic region described earlier by the freezingindex records at the London station, Ontario. Thesite was a farmland, generally flat with nominalundulation across hundreds of hectares. Based oneight 5 to 7 m deep boreholes and three 1.8 m deeptest pits excavated in February 2013, the sitecomprises the following soil layers:

Surficial fill (0 to 150 mm thick) and Topsoil (0to 450 mm thick). The topsoil was clayey siltwith some sand and organics; moisture content

(w) about 19+3% and average degree ofsaturation (S) about 0.85.Sand and Silt lenses and pockets . These featuresare isolated and relatively thin (300 to 600 mm)and were located mostly under the topsoil.Clayey Silt to Silty Clay Till with trace sand andgravel present below the topsoil or fill andextending below the depth of investigation. Theupper part of the till was weathered with frequentfissures and a mottled brown-grey and then brown colour. The moisture content in theweathered zone was 15 to 28% and S about 0.8to 0.95. Below a depth of 2.3 to 3.8 m the signsof weathering vanished, the colour changed touniform grey, the structure becomes massivewith no visible fissures.

Groundwater table was not encountered in boreholes and test pits, although some infiltrationwas noted at 2.1 to 4.4 m depth. Nevertheless, based on soil colour and high S, the long-termgroundwater table was considered to be located at2 to 4 m depth. Temporary perched groundwaterin the fissures and pores of the upper weatheredsoils could occur during prolonged wet periods.In-situ and laboratory test results on clayey silt to

silty clay indicated:• Bulk density: 1.885 to 2.191 g/cm3

8/20/2019 RRGF 2013-2 (c)

11/72

• Liquid Limit: 29 to 40• Plastic Limit: 19 to 21• Plasticity Index: 8 to 20• Grain size distribution:

o 0.1% to 3.6% gravel-size

o 5.8% to 21.8% sand-sizeo 41.3% to 58.1% silt-sizeo 26.7% to 48.6% clay-size

Shear strengths of the in-situ soil ranged from170 kPa to greater than 260 kPa (based on Geonorhand vane tests in the test pit walls and base).

The frost depth was 300 to 410 mm onFebruary 19, 2013 based on visual examinationand soil temperatures in the test pit walls.Occasional pea size ice crystals were noted (Photo2). Frost depth in the last week of February 2013was up to 470 mm based on measurements withGandahl device using methylene.

Two sets of 3 short steel driven piles per setwere tested to measure the pullout resistance infrozen and thawed ground conditions. The pileembedment was about 1.6 m and the pile sectionwas I-beam type (W6x4x7 in imperial notation).

Photo 2. Test Pit and Soil Sample with Ice Crystals

Assuming that the pile-soil adhesion belowthe frost depth remains unchanged for both test

conditions, the inferred adfreeze bond strength (a)and the soil-pile resistance (adhesion, Su)

calculated from the pile pull out test results varied between 30 to 160 kPa, and 70 to 87 kPa,respectively. As these results were erratic withlarge scatter, for design purposes therecommendations in CFEM were considered as

follows: a = 100 kPa and Su = 45 kPa.Based on 45 measurements (15 per test pit) ofmoisture content and 9 measurements (3 per test pit) of unit weights, the average basic soil properties were:• Porosity: 0.39• Degree of Saturation: 0.84• Volumetric latent heat: 109.6 MJ/m3

The thermal conductivity variation with depthof the soils (Figure 7) was measured in the test pitwalls using a portable KD2-Pro device equippedwith a TR-1 needle probe. For calculation purposesan average k x=1.262 W/moK was considered.

The segregation potential was estimated onthe basis of empirical correlations with basic soilindex properties (Konrad, 1999) as SP = 100-5mm2/s/oC.

An air-to-ground freezing index conversionfactor n=0.8 was used as a conservativeapproximation, considering its “volatility” andvariability with the ground surface type of cover(CGS 2006).

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

1.4

1.6

1.8

2

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5

D e p

t h ( m )

Thermal Conductivity (W/m*K)

T P- B2 T P- B3 T P- B4

Figure 7. In-situ measurements of Thermal Conductivity

Based on the above findings and assumptions,the results presented in Table 2 were obtained forthe W6x4x7 piles driven to 1.6 m below grade bytwo approaches: using the code guidelines andusing more elaborated site specific analyses basedon weather records and more detailed soil testing.

8/20/2019 RRGF 2013-2 (c)

12/72

Table 2. Comparative results by guidelines and detailed site specific analysisDesign Winters based on Weather RecordsItem

Mean Most severe Guidelines(Fig. 1)

2012-2013

F i (oC-day) 400(1) 717 N/R 295

MAAT (o

C)(5)

7.5 7.5 NR 7.5Freezing period (days) 99 109 NR 93Thermal Gradient (0C/m) 4.3 5.6 NR 4.03Estimated Free-Field Frost Depth (m) 0.83(2) 1.04 1.20 0.63

[0.47](3) Estimated ground Heave (mm)

Without segregation 24 31 35 19With segregations 68 83 90(4) 54

Estimated Pile Jackup (mm)Without segregation 10 15 21 3With segregations 27 41 53 9

Factor of Safety (Acceptable

jackup/Calculated jackup)(6)

2.77 1.83 1.41 8.33

Minimum Pile Embedment for Zero Jackup(m)

2.67 3.54 3.87 1.93

1) Contour Map in National Building Code of Canada (NBC 2005) showing mean air F i based on records 1931to 1970

2) Frost penetration based on Empirical Correlation with mean air F i (MTO 1990)3) Maximum Frost Depth calculated [ measured] in the study area4) Segregation Heave component for MTO based frost depth estimated by extrapolation of results based on heat

flow model5) In this application MAAT considered was the multi-annual mean temperature which is considered to be

relatively stable year-to-year.6) Acceptable maximum jack-up of 75 mm established by the facility designer

NR = Parameter Not Required by the calculation method

7. CLOSING REMARKS

The paper proposes an approach to estimation ofthe potential frost jack-up of short piles. Short pilesare used extensively for lightly loaded facilities,such as electrical / solar panels, traffic signs, etc.,where there is an obvious tolerance to some levelof movement. Imposing a design based on “zero” jack-up tolerance to frost would be highlyuneconomical. For the particular case presented,the piles were driven to 1.6 m below grade, i.e. 400mm deeper than the design guidelines frost depth(1.2 m), and almost 600 mm below the site specific“most severe” winter frost depth. The “zero”movement design pile embedment would be 3.87m for the guideline frost penetration, which is notreasonable when 1.6 m embedment is adequate tocontrol uplift to within permissible limit.

The calculated pile jack-up of 3 to 9 mm(Table 2) for the particular 2012-2013 winter(during the field study) was not confirmed by fieldobservations and random pile surveys, which isadequately on the safe side.

The model discussed does not provide

though for the potential of cumulative year-over-year jack-up. During summer seasons there is

significant ground shrinkage that may pull back the previous years’ jack-ups partially or fully.Therefore, once the concept of allowable uplift isconsidered in the project design, there are a fewimportant considerations to ensure the risksassociated with the highly complex phenomenon offrosts jacking are adequately addressed:

The depth of embedment should never be lessthan the anticipated maximum depth of frost penetration to make sure that no ice lensesdevelop below the tip of the piles. This is likelyto result in progressive and enhanced jack-up.Evaluate the reserves of safety that may beavailable in the design (like ignoring the weightof structures in the case of light structures, theinsulating effects of snow cover where permanent snow removal is not part of thefacility operations, etc.) and select reasonabledesign properties for the adfreeze bonds and soilshear strength.Incorporate design provisions to promotesubdrainage and prevent supply of free water.Incorporate provisions for periodic maintenance,including monitoring and readjustments of the

affected piles and structures, as necessary.

8/20/2019 RRGF 2013-2 (c)

13/72

8. ACKNOWLEDGMENTS

The subject presented in this paper is based on alarger study carried out by an AMEC team underthe project management by Chris Barris from

AMEC office based in Windsor, Ontario.REFERENCES

CGS [2006] “Canadian Foundation EngineeringManual”, 4th Edition, Canadian GeotechnicalSociety, c/o BiTech Publisher Lts, Richmond, BCCorte, J.-F., Odeon, H., Boutonnet, M [1995]‘Verification au gel des structures de chaussée”,Bulletin de liaison des Pont et Chausses, no. 198

Dysli, M, Lunardini, V., Stenberg, L., [1997]“Related effects on Frost Action: Freezing andSolar Indices”, Ground Freezing 97, A.A. BalkemaKonrad, J-M., Morgenstern, N.R., [1980] “Amechanistic theory of ice lens formation in fine-

grained soils”, Canadian geotechnical Journal, Vol.17.

Konrad, J-M., [1999] “Frost Susceptibility relatedto sol index properties”, Canadian geotechnical

Journal, Vol 36MTO [1991] “Pavement Design and RehabilitationManual”, Highway Engineering Division, Ministryof Transportation Ontario

NBC [2005] “User’s Guide – NBC 2005 StructuralCommentaries (Part 4 of Division B)”, Nationalresearch Council of Canada

USA Department of Defence (2004) “UnifiedFacilities Criteria (UFC) Calculation methods forDetermination of Depth of Freeze and Thaw inSoil: Artic and Subartic Construction”, electronicmediahttp://dod.wbdg.org

STUDIUL RIDICRII PILO ILOR SCUR I DATORIT ÎNGHE ULUI IN ZONA DE SUD-VEST ONTARIO

Rezumat

Proiectarea uzual a piloilor în regiunile supuse îngheului sezonier include prevenirea efectului de smulgerecauzat de umflarea terenului îngheat folosind norme simple de proiectare privind adâncimea de înghe stabilit pentru diferite regiuni. Acest procedeu bazat pe coduri poate conduce la rezultate extrem deneeconomice la lucr ri cuprinzând un numr mare de piloi scur i utilizai la fundarea unor structuri uoare(semne de circulaie, garduri, panouri electrice sau solare, platforme uoare etc). In cazurile unde structurile pot suporta ridicri (deformaii) minore din cauza umflrii terenului, proiectarea poate fi optimizat în modsemnificativ prin considerarea în detaliu a condiiilor climatice specifice zonei proiectului, a condiiilor deteren i prin evaluarea mai atent a valorilor umflrii terenului i ridic rii piloilor. Articolul de fa discut utilizarea metodelor convenionale de proiectare a piloilor scur i cu privire la aciunea îngheului i prezint un studiu de caz pentru ilustrarea metodei propuse pentru optimizarea proiectrii bazat pe utilizareadeformaiei admisibile a piloilor.

8/20/2019 RRGF 2013-2 (c)

14/72

Dou decenii de experien în domeniul construc iilor speciale

GEOSOND SAwww.geosond.com Splaiul Independen ei 294060031, BUCURE TI

+40 0744 55 00 14+40 (21) 319 48 44

office@geosond.comuta@geosond.com

Lucr ri de geotehnic aplicat în construc ii

consolidarea terenurilor de fundare , a versan ilor i a taluzurilor prin tiran i activi i pasivi; s a implementat tehnologia autoforant Ischebeck TITAN – Germania ;

funda ii speciale (micropilo i, pilo i, coloane realizate prin forare i umplute cu beton, amestec de pamânt cu var i ciment, nisip sau pietri );

coloane din material granular compactat tehnologia GEOPIER;

consolidarea versan ilor i a taluzurilor, prin folosirea combinat a tehnologiilor de injectaredrenare ancorare;

tratarea, îmbun t irea, consolidarea, etan area i drenajul terenurilor de fundare prin aplicarea de diverse tehnologii;

execu ia de foraje pentru montarea de aparatur de masur i control pentru urm rirea în timp a comport rii construc iilor.

Cercetare geologico tehnic i hidrogeologic lucr ri de prospec iuni prin foraje, pu uri i sondaje pentru toate tipurile de construc ii;

lucr ri experimentale în situ (incerc ri de prob pe pilo i, micropilo i, coloane, ancoraje, probe de permeabilitate i injectie);

lucr ri de prospectare pentru exploatarea materialelor de construc ii i z c minte de ap ;

rapoarte geotehnice i hidrogeologice pentru toate fazele de proiectare, expertize geotehnice i hidrogeologice .

Explorarea i exploatarea resurselor minerale subterane , în special cele acvifereexploatarea z c mintelor subterane de ap potabil , industrial i ape minerale (foraje

de medie adâncime 50 m i de mare adâncime pân la 300 m; lucr ri de repara ii i între inere a forajelor de alimentare cu ap (denisip ri, mont ri i

înlocuiri de pompe submersibile); ciment ri i conserv ri foraje de alimentare cu ap propuse la casare; coborârea nivelului apelor subterane prin pompaj continuu din foraje de epuizment .

GEOSOND ® SA www.geosond.com

8/20/2019 RRGF 2013-2 (c)

15/72

H R ILE DE HAZARD LA ALUNECRI DE TEREN ÎN ROMÂNIA.CON INUTUL I LIMITELE DE PERFORMAN, GRADUL DE ÎNCREDEREIPOSIBILIT ILE DE CRE TERE A EFICIENEI

Eugeniu MARCHIDANUUniversitatea Tehnic de Construc ii Bucure ti, Departamentul de Geotehnic i Funda ii

Rezumat

Articolul prezint o scurt analiz retrospectiv asupra Normelor metodologice privind modul de elaborarei coninutul h r ilor de risc natural la alunecri de teren, pentru teritoriul României, pe o perioad de cca. 10

ani. Sunt semnalate unele erori privind limitele de utilizarei gradul de încredere al hr ilor de hazard naturali h r ilor de hazard antropic. Totodat se prezint detalii suplimentare asupra structurii, modului de utilizarei interpretrii rezultatelor pe care le ofer formula de evaluare a factorului de instabilitate care st la baza

metodologiei de elaborare a hr ilor de hazard.

1. GENERALIT I

În România, cutremurele, alunecrile de teren aiinundaiile se situeaz în topul fenomenelornaturale, generatoare de dezastre.

Ca în toate rile de pe glob în care condiiilenaturale sunt favorabile producerii alunecrilor deteren, i în România exist preocupri susinute pentru prevenirea i stoparea acestui fenomendistructiv.

Interesul pentru elaborarea unor metodologiieficiente de cuantificare a potenialului de producere a alunecrilor a crescut odat cudezvoltarea construciilor, îndeosebi în perioada dedup anul 1900.

Timp de aproape un secol rezultatelecercet rilor în acest domeniu s-au materializat subforma h r ilor cu alunecrile de teren existente.Prediciile cu privire la evoluia stabilit ii laalunecare a versanilor au fost fundamentate, în principal, pe cunoaterea cauzelor i mecanismuluide producere a alunecrilor existente, identificate,delimitate i monitorizate, de regul, prinobservaii directe.

În ultimele decenii ale secolului XX,i înmod deosebit dup anul 1990, interesul pentru prognozarea producerii alunecrilor a crescutfoarte mult.

Valorificând experiena dobândit pe planmondial i în mod deosebit pe cea acumulat pe plan naional, în România s-au f cut progreseimportante în ceea ce privete crearea uneimetodologii de elaborare a hr ilor de hazardnatural la alunecri de teren.

O astfel de metodologie, original, a fost

publicat la cea de a 10-a Conferin Dun rean -European de Mecanica Pmânturilor i Inginerie

Geotehnic, Vol. 3, Mamaia 1995, într-un articolintitulatConsiderations regarding the methodology for elaboration of the map with division into zonesof Romania territory from the point of view oflandslides potential (Marchidanu, 1995).

În articolul menionat a fost prezentat unmodel de metodologie pentru elaborarea hr ilor dehazard natural la alunecare, însoit de un exemplu,sub forma unei schie de hart de hazard pentruRomânia (Sc. 1:1.000.000).

Normele metodologice privind modul deelaborare i coninutul h r ilor de risc natural laalunec ri de teren, care au f cut obiectul HG nr.447/2003, ANEXA 1, aferente Legii nr. 575/2001,au avut ca model metodologia prezentat înarticolul menionat, completat cu unele detaliicuprinse în documentaiile:- Ghid privind identificareai monitorizarea

alunec rilor de teren i stabilirea soluiilorcadru de intervenie GT 00697 (BuletinulConstruciilor nr. 10-1998).

- Ghid de redactare a hr ilor de risc la alunecarea versanilor pentru asigurarea stabilitiiconstruciilor GT 019-98 (BuletinulConstruciilor nr. 6-2000).

Sub aceast ultim form , Normelemetodologice de elaborare a hr ilor de risc naturalla alunecare sunt în vigoarei se aplic de peste 10ani.

2. HAZARDUL LA ALUNECARE,COMPONENT DE BAZ A RISCULUI

2.1. Riscul natural

Riscul natural se definete astfel: Estimareamatematic a probabilit ii producerii unor pierderi

8/20/2019 RRGF 2013-2 (c)

16/72

materiale i umane pe o perioad de referin viitoare i într-o zon dat , pentru un anumit tip dedezastru (Legea 575/2001), în cazul de fa pentrualunec rile de teren.

Componentele risculuii semnificaia fizic a

acestora sunt redate în Tabelul 1. 2.2. Hazardul la alunecare

În funcie de natura factorilor care îl genereaz,hazardul la alunecare exist în dou forme:

a. Hazardul natural, ca rezultat al interaciuniifactorilor de influen naturali (Ka ... Kh) definiiîn Normele metodologice de elaborare a hr ilor dehazard (HG 447/2003). În acest grup de 8 factorieste inclus i factorul antropic Kh, care a acionat pân la data elabor rii h r ii. Acest factor, dei estede origine antropic, i se atribuie calitatea de factornaturalizat. Exemple: amenajri hidrotehnice, cirutiere i feroviare, reele de conducte i instalaiielectrice, construcii civile, industriale i agricole

etc., care existau la data întocmirii hr ii de hazardnatural.

Harta de risc natural la alunecare necesit elaborarea prealabil a unor hr i speciale, ianume:

- Harta de hazard natural- Harta de vulnerabiliti a elementelor expusehazardului în ipotezele cele mai probabile demanifestare a alunecrii

- Harta de estimare a pagubelor materiale- Harta de estimare a pierderilor de vieiomene ti

b. Hazardul antropic, generat de activitile umanece se vor desf ura dup realizarea hr ii de hazardnatural. În foarte multe cazuri hazardul antropic poate modifica semnificativ hazardul natural.Acest detaliu trebuie cunoscuti în eles foarte binede c tre arhitecii i proiectanii implicai înactivit i de elaborare a planurilor de urbanismi a proiectelor pentru construcii, în mod deosebit pentru construciile de importana excepional ideosebit (NP 100-2006).

Tabelul 1. Extras din Normele metodologice de elaborare a hr ilor de risc natural la alunecri cu unele modificri [8]

Componentele risculuiDenumire Simbol Definiie

1. Hazard natural laalunecare K m

Posibilitatea de apariie într-o zon i peo perioad determinat a unui fenomence poate genera distrugeri. Msura

hazardului este probabilitatea de depirea m rimii caracteristice a respectivuluifenomen natural într-un areali într-uninterval de timp dat (0 K m 1).

2. Vulnerabilitateaelementelor expusehazardului la alunecare

VGradul de afectare a elementelor expusehazardului natural la alunecare (0 K m 1).

3. Valoarea pierderilormateriale PM

Pierderi materiale maximale cauzate dedistrugerea total a tuturor elementelorexpuse hazardului natural la alunecareexprimate valoric, în uniti monetare(lei/an).

Riscul laalunecare, evaluat prin relaiile:

m m R K VPM u m R K PU

Semnificaiatermenilor: Rm - rata anual a pierderilormateriale Ru - rata anual a pierderilor de vieiomene ti

4. Pierderi de viei omeneti PUPierderi de viei omeneti exprimatenumeric (nr. de mor i/an).

3. H R ILE DE HAZARD LA ALUNECARE

3.1. H r ile de hazard natural

O hart de hazard natural a unei zone este oconstrucie cartografic pe care se reprezint prinizolinii sau culori, la o scar 1:10.000, o mrimefizic K m, denumit factor de instabilitate laalunecare. Acest factor reprezint inversulfactorului de stabilitateF s, este adimensional i poate avea valori cuprinse între 0i 1.

Factorul de instabilitateK m semnific starea de

eforturi din masivul de roc. Cedarea prinalunecare se produce când mrimea eforturilor dinmasiv dep e te rezistena la rupere a rocilor,moment care coincide cu atingerea valorii maximea factorului de instabilitate (K m = 1).

Harta de hazard reprezint imaginea vizual am rimii i distribuiei st rii de eforturi din versant.

Ca regul general starea de eforturi dintr-unversant nu poate fi msurat decât punctual, printr-un program special de monitorizare, cu aparatur performant, într-o anumit perioad de timp.Ideea de fond care a stat la baza Normelor

8/20/2019 RRGF 2013-2 (c)

17/72

metodologice de elaborare a hr ilor de hazardnatural a fost aceea de a gsi o posibilitate deevaluare a strii de eforturi din versant.Dificult ile realiz rii unei asemenea evaluriconstau în aceea c pân la producerea alunecrii

versantul nu ofer semnale concludente care s serveasc acestui scop. Normele metodologice pentru elaborarea

h r ilor de hazard la alunecare asigur condiii din punct de vedere al preciziei numai pentru hazardulnatural i sc ri de reprezentare mai mici de1:10.000.

H r ile de hazard natural sunt foarte utileiimportate pentru:

Întocmirea documentaiilor de urbanism iamenajarea teritoriuluiFundamentarea planurilor de aciune aComisiilor de aprare împotriva dezastrelor produse de alunecrile de terenAlegerea amplasamentelor pentru construcii,în general, i pentru construcii mari, în special(baraje i lacuri de acumulare, autostr zi,drumuri naionale, trasee de CF.a.).

3.2. Metod de estimare a factorului deinstabilitate la alunecare a unui versant.

Eficien a i vulnerabilitatea metodei

Metoda de estimare a factorului de instabilitate prezentat în articolul publicat la cea de a 10-aConferin Dun rean - European de MecanicaP mânturilor i Inginerie Geotehnic - Mamaia1995 [1] are la baz o formul empiric a c reistructur este de forma:

6

ha b x xm i

i c

K K K y K (1)în care K m este factorul de instabilitate, a cruisemnificaie fizic reprezint inversul factorului destabilitateF s i variaz între 0 i 1 iar y este om rime care exprim interaciunea dintre 8 factoride influen , notai cu simbolurileK a ... K h, ale

c ror valori variaz între 0 i 1 [8] iar x 1,reprezint indicele radicalului.În funcie de modul în care factorii de

influen K a...K h, interacioneaz cu versantulevoluia st rii de eforturi din versant, exprimat prin fluctuaiile factorului de instabilitateK m =1/F s, poate avea forme diferite (Figura 1). Astfel degrafice, care au valoare calitativ, ofer informaiiutile privind sensul evoluiei stabilit ii versantului.

Din grafic se poate observa c pân ladeclanarea alunecrii în versant se produc

fluctuaii ale st rii generale de eforturi. Numai înmomentul în care eforturile din versant ating limitade rupere a rocilor (K m = 1), condiiile dealunecare sunt îndeplinite. Acest moment sesitueaz la limita superioar a codului rou aferent

fenomenului de instabilitate,K m = 1.În urma producerii alunecrii, energia dinversant se descarc, moment dup care versantulî i poate recapt stabilitatea i ciclul stabilitate -instabilitate se poate sau nu repeta, în funcie deevoluia factorilor de influen, naturali iantropici.

În ceea ce privete gradul de încredere a potenialului de alunecare a versantului, înrezultatele pe care le ofer formula de calculestimativ se fac urmtoarele precizri:

Valorile factorilor de influen K a ... K h aucaracter subiectiv, practic acestea depinzând denivelul de informare, gradul de pregtire iexperiena evaluatorului în domeniile aferentecelor 8 factori de influen precum i decapacitatea acestuia de a formula predicii pe bazainteraciunii factorilor respectivi. Criteriile deevaluare a factorilor de influen cuprinse în Normele metodologice (HG 447/2003) suntorientative dar suficiente pentru a ajuta evaluatoruls aprofundeze mult mai în detaliu o serie deelemente care pot conduce la rezultate cât maiapropiate de cele reale.

Exist situaii în care, cu toate eforturile

evaluatorului, acesta nu este pe deplin încreztor învalabilitatea rezultatelor obinute i simte nevoiaadopt rii în deciziile pe care le ia, a unorcoeficieni de siguran suplimentari. Formula deevaluare (1), permite utilizarea indicelui x alradicalului, pe care îl putem denumiindice de pruden , pentru adoptarea unor valoriacoperitoare în ceea ce privete factorul deinstabilitateK m.

Concret. S lu m în considerare dou situaiisuficient de diferite.

Situaia 1. Evaluatorul factorilor de influen K a....K h are suficiente informaii credibile pentru afi convins c valorile factorilor de influen suntcorecte. În acest caz, el îi poate asuma riscul de autiliza formula cu unindice de pruden , x = 1,adic f r radical.Exemplu, pentru y = 0,7 i x = 1, din graficeleredate în figura 2, rezult un factor de instabilitateK m = 0,7 (cod portocaliu).

8/20/2019 RRGF 2013-2 (c)

18/72

Figura. 1. Exemplu de evoluie în timp a stabilit ii unui versant în funcie de solicitrile datorate factorilor par iali K a ...K h

Codul de culoare Instabilitatea versantului Forme de informare autilizatorilor Violet

IndigoPractic zero

Albastru Redus Nu sunt necesare

Verde Medie Galben Medie - mare

Atenionare

Portocaliu Mare Avertizare

Ro u Foarte mare Alert maxim . Pericol dedezastru

Cenu iu Producerea alunecrii urmat de tendin de restabilizare Monitorizare

Figura 2. Evaluarea factorului de instabilitate K m în funcie de valorile factorilor par iali de influen K a .. K h i deindicele de pruden x

8/20/2019 RRGF 2013-2 (c)

19/72

Situaia 2. Zona analizat apar ine uneiformaiuni de fli, cu o mare variabilitate în ceea ce privete litologia, elementele structuraleimicrotectonice, hidrogeologia foarte complicat,volum de informaii incomplet etc.

În aceast situaie evaluatorul este contientc o serie de detalii de analiz lipsesc.Pentru siguran se simte nevoia de a pstra o

anumit pruden în ceea ce privete comunicareavalorilor estimate. Dac va lua în considerare unindice de pruden x = 2, pentru aceeai valoare am rimii de sub radical y = 0,7, ca i în situaia 1,factorul de instabilitateK m cre te de la 0,7 (codgalben) la 0,836 (cod rou) ceea ce înseamn ocre tere a hazardului la alunecare cu cca. 20%i cao consecin posibil , justificarea de cretere acosturilor lucr rilor de prevenire a produceriialunec rii dac s-ar impune aceast necesitate.

Graficele redate în figura 2 arat c valoareafactorului de instabilitateK m înregistreaz ocre tere continu, dar din ce în ce mai mic, pem sur ce indicele de pruden x cre te cu o rat constant . Aceasta este aa numita cre terenegativ saucre tere încetinit a factoruluiK m.

Practic, influena indicelui de pruden esteresimit pân la valoarea x = 2, maxim x = 3.

Este foarte important de ati când i cât demult se poate apela la utilizareaindicelui de pruden .

În cazul în care sunt incertitudini bine

justificate cu privire la valorile evaluate alefactorilor de influen K a ... K h, se poate lua înconsiderare un indice de pruden x = 2, cel mult x = 3.

Indicele de pruden are semnificaia fizic aunui factor de siguran suplimentar care poate s influeneze sensibil costurile lucr rilor de prevenire a producerii dezastrelor generate dealunec ri, precum deciziile de promovare sauabandonare a unor amplasamente de construciiimportante.

Utilizarea indicelui de pruden nu trebuie privit ca o oportunitate care s justifice cretereaexagerat a factorului de siguran, ceea ce ar putea s conduc la costuri suplimentare alelucr rilor.

H r ile de hazard natural la alunecare,elaborate în conformitate cu Normelemetodologice aferente Legii nr. 575/2001,completate obligatoriu cu alunecrile de terenexistente, sunt foarte utile, necesarei suficient de precise pentru evaluri ale riscului de alunecare lascar zonal i regional în vederea elabor rii planurilor de urbanism, alegerea amplasamentelorde construcii importante, planuri de prevenire a

situaiilor de risc etc.

3.3. H r ile de hazard antropic

Aceste h r i reprezint esena Studiilor geologice,geomorfologice, geotehnice, geofizice ihidrogeologice care se execut pentru Proiectul de

realizare a construciilor i pot diferi semnificativde h r ile de hazard natural.H r ile de hazard antropic au un obiectiv

precis, limitat la amplasamentele construciilor ise elaboreaz pe baza rezultatelor unor volumeimportante de lucr ri de investigaii (cart rigeologice detaliate, foraje, lucr ri miniere, teste in-situ, analize de laborator, calcule geotehnice,geomecanice i hidrogeologice, modelrimatematice etc.).

H r ile de hazard antropic se întocmesc lasc ri mai mari de 1:10.000, în funcie de necesit i putând ajunge la 1:200 ÷ 1:100i, punctual, chiarmai mari

3.4. Deosebiri între factorii de influen Ka ... Kh pe baza c rora se evalueaz factorul deinstabilitate Km folosit la întocmirea h r ilor

de hazard natural i cel folosit pentru h r ile de hazard antropic

Principalele deosebiri dintre factorii de influen Ka...Kh utilizai la elaborarea hr ilor de hazardsunt:

Pentru elaborarea hr ilor de hazardnatural factorii de influen utilizai reprezint rezultatul fenomenelor naturale, f r interveniafactorului uman. În cazul hr ilor de hazardantropic, cel puin o parte dintre factorii deinfluen sunt rezultatul activitii umane i potdiferi semnificativ de cei naturali.

Modul de abordare a analizei de evaluare astabilit ii la alunecare a versanilor, pentruhazardul natural, respectiv antropic, trebuie s fiediferit. Modelele geologice construite pe diversescenarii, i metodologiile de verificare a stabilitiiversanilor i taluzurilor difer din punct de vedere

al extinderii spaiale i al veridicit ii informaiilor,având în vedere c pentru hr ile de hazard naturalnu sunt obligatorii lucr ri de investigaii de teren ilaborator în timp ce hr ile de hazard antropic beneficiaz de avantajul informaiilor furnizate destudiile geologice - tehnice impuse.

H r ile de hazard natural au caracterinformativ, sunt întocmite la scri mai mici de1:10.000 i servesc pentru elaborarea schemelor deamenajare la scar zonal i regional (scheme deamenajare a bazinelor hidrografice, reele dedrumuri i C.F., combaterea eroziunii solurilor,amenaj ri agrotehnice, silvice etc.).

8/20/2019 RRGF 2013-2 (c)

20/72

H r ile de hazard antropic reprezint chintesena investigaiilor geologice - tehnice, serefer la amplasamente de construcii cu ariilimitate i se redacteaz la sc ri mai mari de1:10.000.

Majoritatea factorilor de influen carestau la baza întocmirii hr ilor de hazard antropic,rezult din activit ile umane specifice executriilucr rilor (taluzuri create prin excavaii sauconstruite prin rambleere, drenarea acviferelor dinversani c tre gropile de excavare, infiltraii de ap c tre interiorul versanilor, în cazul ridicriinivelului apei în lacurile de acumulare,i exfiltraiidin versani la golirea lacurilor, cu apariia for elorde filtraie .a.).

Pentru acelai areal, cel puin o parte dintrefactorii antropici au alte valori, de regul mai mari,decât cei naturali, utilizai la întocmirea hr ilor dehazard natural i în consecin nu se poate punesemnul egalit ii între cele dou tipuri de hr i.

H r ile de hazard natural nu trebuiefolosite ca documente tehnice care s justificesoluiile de proiectare i s exonereze investitoriide obligaia de a aloca fonduri pentru efectuareastudiilor geologice - tehnice.

4. EVALUAREA INFLUENEICOLATERALE A ALUNECRILOR DETEREN ASUPRA ZONELOR ADIACENTE

O lacun a Normelor metodologice privindelaborarea hr ilor de hazard natural la alunecareconst în faptul c acestea nu prevd modalit ilede evaluare a benzii de acoperire a terenului stabil,situat la baza alunecrilor, de c tre masele de pmânt care alunec de pe versani.

Schema unei alunecri, în reprezentare 2D plan- vertical, orientat pe linia de cea mai mare pant a unui versant, cu evidenierea benzii de acoperireca rezultat al influenei colaterale a alunecrii, esteredat în figurile 3 i 4.

Pân în prezent nu s-a propus o formul analitic , grafic sau empiric cu ajutorul creia s se estimeze l imea acestei benzi de acoperire. Caurmare aceast necesitate r mâne o problem ce î ia teapt rezolvarea în viitor.

5. CONCLUZII

Calitatea unei hr i de hazard natural laalunecare depinde de profesionalismuliexperiena evaluatorilor factorilor de influen precum i de abilitatea acestora de a emite predicii cu privire la probabilitatea deîndeplinire a condiiilor de declanare a

alunec rilor de teren.Exist o foarte bun similitudine de

interpretare a mecanismului de pregtire acondiiilor de producere a unui cutremuri acelor de producere a unei alunecri de teren. Înambele cazuri, dar la scri diferite, datorit solicit rilor de orice fel, starea de eforturi din

masivul de roc cre te treptat, f r ca acestfenomen s fie vizibil. În momentul în carerezistena rocilor din masiv este depit , areloc ruperea, uneori instantaneu, energiaacumulat este eliberat brusc i se producecutremurul.În cazul alunecrilor eliberarea energiei seface mai lent iar deformaiile plastice irupturale se dezvolt pe perioade de timp care pot varia de la orei zile, la luni, ani i chiarzeci de ani.Pentru hazardul la alunecare singurelefenomene care pot fi monitorizate suntalunec rile în desf urare. Variaiile st rii deeforturi i deformaiilor, în faza de prealunecare, în cele mai multe cazuri nu suntsesizabile, i, în consecin , sunt greu sauimposibil de msurat direct. Acestea seevalueaz indirect, pe baza analizeiinteraciunii dintre factorii K a ...K h carecontribuie la dezvoltarea fenomenului dealunecare.H r ile de hazard natural sunt elaborate pe baza evalurii factorilor de influen i î i p streaz valabilitatea atâta timp acetia nusufer modificri.Punerea în oper a unui proiect pentru oconstrucie înseamn executarea unor lucr ride excavaii, rambleuri, drenaje, defriri,ac iuni dinamice din trafic, explozii etc. ceeace modific, uneori radical, factorii deinfluen naturali din amplasamentul acesteiai prin extindere pe o anumit distan c tre

zonele adiacente amplasamentului. Pentruacela i amplasament harta de hazard antropicla alunecare poate s difere foarte mult deharta de hazard natural, deoarece aproape în

toate cazurile, prin executarea construciilor, o parte din factorii de influen naturali sufer modific ri semnificative.Avariile datorate alunecrilor de terenînregistrate la construcii în timpul executriisau pe parcursul exploatrii acestora, suntrezultatul unor investigaii de teren i laboratorincomplete, interpretrii incorecte a datelor,reducerii nejustificate a costurilor aferentestudiilor sau, pur i simplu, a subestimriiconsecinelor pe care le poate produce acestfenomen distructiv, dac nu se adopt m surieficiente de prevenire i stopare.

8/20/2019 RRGF 2013-2 (c)

21/72

Figura 3. Baza unei alunecri de teren la limitainferioar a benzii de acoperire (vezi punctul 5 din

figura 4)

1,2,3,5 - profilul ini ial al terenului; 1,7,6,5 - profilulterenului dup alunecare;1,7,4,3,5 - suprafa a de alunecare; 3 - piciorulalunec rii; 5 - baza alunecrii (vezi fig. 3)

Figura 4. Schema de formare a benzii de acoperire prininfluena colateral a unei alunecri:

BIBLIOGRAFIE

Marchidanu, E. [1995] „Considerations regardingmethodology for elaboration of the map withdivision into zones of Romania territory from the point of view of landslides potential”, 10th Danube- European Conference on Soil Mechanics andFoundation Engineering, Mamaia, Romania.

Marchidanu, E., Stnescu, R. [2003] „Studiu pilot privind aplicarea metodologiei de elaborare ah r ilor de hazard la alunecri de teren i evaluareariscului asociat”, Contract nr. 261/2002 -Universitatea Tehnic de Construcii Bucureti.Beneficiar: MTTc..

Marchidanu, E. [2005] „Geologie pentru ingineriiconstructori cu elemente de protecie a mediuluigeologic i geologie turistic”, Ed. Tehnic,Bucureti

Marchidanu, E. [2008] „Hr ile de hazard laalunec ri de teren. Destinaie, nivel de exigen, principii de elaborare”, A XI-a Conferin

Naional de Geotehnic i Fundaii, Timi oara.

„Ghid pentru identificarea i monitorizareaalunec rilor de teren i stabilirea soluiilor cadru deintervenie, în vederea prevenirii i reducereaefectelor acestora, pentru sigurana în exploatare aconstruciilor, refacerea i protecia mediului”,GT006-97. Buletinul Construciilor nr.10/1998.

„Ghid de redactare a hr ilor de risc la alunecare aversanilor pentru asigurarea stabilitiiconstruciilor”, GT019-98. Buletinul Construciilornr.6/2000.

Legea 575/2001 privind „aprobarea Planului deamenajare a teritoriului naional - Seciunea a V-a -zone de risc natural”, Monitorul Oficial alRomâniei, Anul XIII - nr. 728/2001.

„Norme metodologice privind modul de elaborarei coninutul h r ilor de risc natural la alunecri de

teren i inundaii” HG nr. 447/2003. MonitorulOficial al României, nr. 305/2003.

MAP OF LANDSLIDES HAZARD ÎN ROMANIA. THE CONTENT AND PERFORMANCELIMIT, DEGREE OF CONFIDENCE AND POSSIBILITIES OF EFFICIENCY

Abstract

The paper presents a brief retrospective analysis on the methodology regarding the elaboration and content ofnatural risk maps for landslides in Romania, for a period of about 10 years.Some errors are indicated in the Paper related to the extent of use and reliability of natural hazard maps andanthropogenic hazard maps. Meantime the paper reveals details of the structure, the use and interpretation ofthe results provided by the formula that evaluates the instability factor underlying the methodology for the

hazard maps.

8/20/2019 RRGF 2013-2 (c)

22/72

8/20/2019 RRGF 2013-2 (c)

23/72

MONITORIZAREA UNEI EXCAVATII ADÂNCI DIN BUCURETI SUS INUT PRINPERE I ÎNGROPA I ANCORA I

Alexandra ENESC Popp & Asocia ii Inginerie Geotehnic SRL Bucure ti

Drago MARCUSC Popp & Asocia ii Inginerie Geotehnic SRL Bucure ti

Hora iu POPAUniversitatea Tehnic de Construc ii Bucure ti, Departamentul de Geotehnic i Funda ii

Rezumat

Lucrarea prezint programul de monitorizarei m sur torile de teren ale unei excavaii adânci din Bucureti,sus inut prin perei îngropai ancorai. Sunt redate comparaiile între valorile msurate i cele estimate princalcul ale deformaiilor peretelui îngropati ale terenului de fundare. Valorile experimentale au rezultat dinm sur torile efectuate în coloane inclinometrice montate în peretele mulat, în tasometre instalate în terenulde fundare, precum i din m surarea topografic a deplas rilor verticale ale peretelui mulati aleconstruciilor aflate în vecintate. Etapele de monitorizare auinut cont de stadiile de execuie a excavaiei.Pentru interpretarea corespunztoare a influenei excavaiei asupra construciilor din vecintate, programulde monitorizare a mai cuprins cartareai m surarea evoluiei fisurilor acestora, precumi m sur tori alenivelului apei subterane în exteriorul incintei de perei îngropai.

1. INTRODUCERE

1.1. Descrierea cl dirii proiectate

Pe un amplasament din nord-estul Bucuretiului seafl în curs de execuie un ansamblu de cldiri de birouri, având ca regim de înl ime 3 Subsoluri,Parter i 11(12) etaje, cu o suprafa total desf urat de cca. 90.000 m2, dintre care cca.60.000 m2 în partea suprateran a cl dirilor (Figura1). Subsolul se întinde pe aproape toat suprafaa propriet ii în timp ce cele trei corpuri suprateranede cl dire ocup aproximativ 60% (conformindicatorilor urbanistici autorizai) din suprafaa

terenului.Structura de rezisten este realizat din betonarmat, având un sistem constructiv alctuit din perei structurali din beton armat, individuali,cuplai sau sub form de nuclee de perei de betonarmat, dispuse în jurul caselor de scri i de lifturi,stâlpi din beton armati plan ee dal .

Structura de subsol, mai extins în plan decât partea de suprastructur , este alc tuit similar, princontinuarea elementelor verticale dinsuprastructur , la care se adaug stâlpi i perei de beton armat suplimentari, inclusiv peretelesuplimentar perimetral. Sistemul de fundare estede tip radier general, având grosimea de 1,80 m înzonele de nuclee, unde apar concentr ri de eforturi

datorate prelurii i transmiterii sarcinii seismice,respectiv 1,00 m în rest.

Figura 1. Vedere de ansamblu a obiectivului

A a cum se întâmpl în mod curent ladezvolt rile imobiliare de mari dimensiuni, s-aoptat pentru o abordare în faze a execuiei,realizându-se mai întâi o incint de perei mulaicorespunztoare primelor dou corpurisupraterane, urmând ca ulterior s fie continuat incinta, pentru realizarea subsolului celui de altreilea corp. La momentul întocmirii prezentuluiarticol, execuia primului corp se gsea la etajul 3,la al doilea corp se definitiva structura subsolului,

8/20/2019 RRGF 2013-2 (c)

24/72

în timp ce execuia celui de al treilea corp urma s înceap ulterior.

1.2. Descrierea lucr rilor aferente excava iei adânci

Cota terenului natural este cca. +89,00 m rMN, iarcota final a excavaiei este +77,10 m rMN,respectiv + 77,90 m rMN, adic cu cca. 11-12 msub cota terenului natural. Nivelul hidrostaticindicat în studiul geotehnic era aproximativ+77,00 ... +79,00 m rMN, îns în realitate el s-aîntâlnit chiar mai jos în interiorul incinteiexecutate. Pentru realizarea excavaiei de pe o platform de lucru realizat la cota +86,00 m rMN prin s p tur în taluz înclinat (protejat cu torcret învederea meninerii condiiilor de umiditatenaturale) sau local prin sprijinire berlinez, s-arealizat un perete îngropat de 60 cm grosimei18 m adâncime, realizat prin tehnologia pereilormulai cu excavare sub protecia noroiului bentonitic.

Dup realizarea unui studiu de fezabilitate s-aoptat pentru cel mai economic mod de sprijiniretemporar a peretelui de incint, sprijinirea prinancoraje pretensionate, dispuse pe un singurorizont, la cota +82,20 m rMN. Asta înseamn c ,dup realizarea pereilor de incint i a grinzii decoronament de pe capul lor, s-a realizat o s p tur pân la cota aproximativ +81,70 m rMN, de pe

care s-a realizat forarea, instalareai tensionareaancorajelor, având lungimi de 20 m, forate sub ununghi de 20°. Ancorajele au fost tensionate pân lafor e de 500 kN în cea mai mare parte a incintei,for stabilit prin calcul i verificat prinîncerc rile preliminare pe ancorajele de prob. Pe ozon unde s-a dorit stabilizarea sporit a taluzuluii a construciei vecine, datorit traficului greu care

se manifesta în zona respectiv, ancorajele au fosttensionate pân la 560 kN. Pe zona respectiv,litologia a permis ptrunderea par ial a bulbuluiîntr-un strat necoeziv cu capacitate portant sporit , lucru confirmat i prin încercrile preliminare pe ancorajele de prob.

Platforma de pe care s-au realizat ancorajele afost constituit de fapt de o contrabanchet având

berm de 8-10 m l ime i cu taluz cu pant de 3:2.Astfel, se lucra pe de o parte la stabilizarea

peretelui mulati, în acelai timp, la atacarealucr rilor de radier i de structur a subsolului

pentru zona central ( Figura 2). În acest interval peretele îngropat a lucratdup o schem static de tip consol. Dup tensionarea ancorajelor, s-a efectuat s p tura pecontur pân la cota final a excavaiei, acesta

reprezentând i stadiul de maxim solicitare pentru peretele mulat. Ulterior s-a trecut la completarea

radierului prin execuia zonei sale marginale iapoi la execuia elementelor de subsol.

Ancorajele au fost detensionate, parte din elechiar extrase din teren (conform cerinelor proprietarilor carei-au dat acordul pentru execuia

ancorajelor în terenurile lor), dup înt rirea betonului din placa peste subsolul 3.Pentru unele zone de col de incint

(8-12 m) s-a optat pentru înlocuirea sistemului desprijinire prin ancoraje de teren cu un sistem de praiuri metalice orizontale montate la un unghi

cât mai apropiat de 45°.

Figura 2. Imagine din timpul execuiei excavaiei

Din punctul de vedere al condiiilor litologices consemnm c în amplasament s-a întâlnitsuccesiunea de straturi tipic pentru Bucureti, cu ozon de umplutur i apoi de argile pr foase înzona superioar (pe aproape toat adâncimeaexcavaiei), urmate apoi de nisipurilei pietri urilede Colentina (foarte variabile ca nivel de apariie igrosime, aici), de pachetul argilelor intermediareiapoi de zona de nisipuri de Mostitea.Variabilitatea amintit mai sus a condus laimposibilitatea adaptrii ancorajelor cu lungimiiorient ri diferite, astfel încât bulbul s fie încastrat pe cât posibil într-un strat necoeziv cu capacitate portant sporit .

Conform studiului geotehnic se prevedea

necesitatea coborârii nivelului apei subterane cucirca 3 m, în acest scop fiind executate 13 puuri deepuizment. În realitate, datorit variaieiimportante a stratului acvifer de Colentina peamplasament, apa subteran s-a g sit cu 2 m mai jos (doar în interiorul incintei), epuizmentuldovedindu-se nesemnificativ.

De i nu constituie o lucrare de maredificultate, realizarea unei excavaii adânci într-ozon urban intr sub prevederile normativului NP 120-06, ceea ce reclam o atenie particular pentru construciile învecinate, în sensul limitriiinfluenei pe care o are construirea noului imobilasupra acestora.

8/20/2019 RRGF 2013-2 (c)

25/72

2. PROGRAMUL DE MONITORIZARE

Practica curent modern ca i prescripiile de proiectare i execuie cer o monitorizare atent ieficient a construciilor aflate în execuie, dar i

monitorizarea pe termen lung, pe perioada de via a construciei. Sunt unele cazuri deosebite, cusituaii la limit în care criteriul cel mai drasticiuneori chiar singurul este limitarea deformaiilor peretelui de incint sau limitarea tasrilorconstruciilor învecinate. În acest sens, înainte detoate, este necesar un studiu geotehnic deosebit deconsistent, cu multe investigaii de teren i cuîncerc ri de laborator corespunztoare. Cu toateacestea, calibrarea parametrilor geotehnici reclam o experien vast i de multe ori un r spunsdefinitiv în acest sens este dat tocmai de o foarteatent i strict monitorizare în teren.

Valorile m surate sunt prelucrate fie pentru aconfirma valorile estimate prin proiectare, fie pentru o recalibrare a parametrilor sau a modeluluide calcul atunci când exist diferene între valorileestimate i cele m surate. Acest lucru se face demulte ori chiar pe msura înaintrii lucr rilor deexecuie, iar într-un sens mai larg putem vorbi deînscrierea procesului respectiv în metodaobservaional de dimensionare.

2.1. Dispozitive inclinometrice

Pentru determinarea valorilor deformaiilor din peretele îngropat s-au instalat 7 coloaneinclinometrice, fiecare cu lungimea aproximativ de 30 m, dep ind deci lungimea panourilor de perete mulat pentru a surprinde efectul dedeplasare a bazei acestuia. Dispozitiveleinclinometrice au fost amplasate, conform poziion rii din proiect (Figura 3), în special înmijlocul laturilor incintei unde deplasrile pereteluisunt cele mai mari.

2.2. Dispozitive tasometrice

S-au montat 3 coloane tasometrice pân laadâncimi de 50 m, în poziiile indicate în proiect(Figura 3): S1 i S3 sub nucleele de beton armatunde se vor concentra eforturile din structurai S2într-o zon de înc rcare minim, între cele dou corpuri de suprastructur .

Tasometrele au fost echipate cu reperi inelari,dispu i din 2 în 2 m pe primii 10 m adâncime(zon care s-a excavat dup citirea iniial ) i întreadâncimea de 30-50 m (unde se resimte mai puinefectul deformaiilor p mântului). Între adâncimilede 10 i 30 m reperii inelari s-au dispus la interax

de 1 m.

2.3. Pu uri piezometrice

Pentru monitorizarea nivelului apei subterane înexteriorul incintei, s-au realizat 3 puuri piezometrice în zonele din interiorul limitei de

proprietate unde a mai fost posibil accesul dup execuia platformei de lucru de la cota+86,00 m rMN. Fiecare pu piezometric a fostexecutat cu adâncimea de 14 m, având baza pozat la +72,00 m rMN, în stratul de argil intermediar .

În plus, puurile de epuizment din interiorulincintei s-au transformat în puuri de observaredup realizarea epuizmentului.

2.4. M sur tori topografice

Conform studiilor efectuate pe un numrconsiderabil de cazuri de structuri de sprijin, seconsider c zona din masivul de pmânt pe carese resimte schimbarea strii de eforturi i dedeformaii ca urmarea a influenei execuiei noiiconstrucii se poate extinde pân la de 3 oriadâncimea excavaiei. În acest sens, s-au inclus în programul de monitorizare construciile care seîntâlnesc pe o distan de pân la maxim 40m în jurul incintei nou proiectat în vederea determinriideplas rilor verticale i, eventual, a fisurilor dinaceste construcii produse ca urmare a excavaieidin vecintate i a construirii noului imobil: un post trafo i o cl dire parter aflate la circa 4 m de

incint , un grup colar cu regim de înl imeD+P+3E aflat la o distan de circa 30 m de incint i un opron deschis din elemente prefabricate de

beton armat aflat la o distan de 4,7 ... 5,5 m fa de excavaie.

Figura 3. Amplasarea elementelor de monitorizarei aconstruciilor învecinate pe planul de incint

8/20/2019 RRGF 2013-2 (c)

26/72

2.5. Frecven a m sur torilor

Prin programul de monitorizare s-a prevzut cam sur torile mai sus menionate s se efectueze pentru fiecare etap de execuie a excavaiei dup

cum urmeaz:citirea de zero dup execuia pereilor mulai;dup excavarea la cota +81,70 m rMN, înaintede tensionarea ancorajelor;dup tensionarea ancorajelor;dup excavarea la cota final;dup detensionarea ancorajelor;dup execuia fiec rui nivel de subsol.Programul de monitorizare elaborat de

proiectant a indicat criteriile si procedeele deinvestigare. Respectarea programului esteesenial , chiar dac pe parcursul lucr rilor serecurge la ajustri sau suplimentri ale punctelorde m surare.

Pentru perioada de exploatare sunt vizateialte elemente de monitorizare cum ar fi instalareade accelerometre pentru monitorizarea seismic.

3. DEFORMA IILE ESTIMATE ÎNFAZA DE PROIECTARE

Pentru calculul strilor de eforturi i deformaii s-a

utilizat modelul 2D cu stare plan de deformaii prin metoda elementului finit, considerând pentru pmânt legea de comportare elasto-plastic curigidizare în domeniul deformaiilor mici. Întabelul de mai jos, sunt redate stratificaiaschematizat i valorile caracteristice ale principalilor parametri geotehnici, bazate pe dateledin studiul geotehnic.

Valorile modulilor de deformaie indicate înTabelul1 sunt asociate nivelului de eforturi de

200 kPa.Simbolurile utilizate pentru parametrii

geotehnici au urmtoarele semnificaii: - greutatea volumic în stare natural a

pmântului;’ - unghi de frecare interioar în stare drenat;

c’ - coeziune în stare drenat;

Tabelul 1. Stratificaia i parametrii geotehniciValori caracteristice

Descriere strat Cote[RMN] [kN/m3]'

[°]c'

[kPa]E50

[MPa]Eur

[MPa] 0,7

G0 [MPa]

Umplutur +89,00 ... +88,00 18 20 0 10 30 3e-5 40Lut +88,00 ... +79,00 20 22 35 15 45 5e-5 150

Nisip cu pietri +79,00 ... +74,00 20 30 0 35 100 3e-4 250Argil +74,00 ... +68,00 20 20 40 18 55 2e-4 200

Nisip fin +68,00 ... +64,00 20 30 0 35 100 4e-4 250Argil < +64,00 20 20 40 20 60 4e-4 300

Eur - modulul de descrcare-reîncrcare;

0,7 - deformaia pentru 0,7G0;G0 - modulul de forfecare pentru eforturi mici.

Elementele de interfa au fost consideraterigide (factor unitar de reducere a rezistenei fa de cea a pmântului) i s-au modelat prinintermediul relaiei Mohr-Coulomb, considerândvalorile = ’, c = c’, E = Eur , = ur .

Pentru peretele mulat, ancorajei praiuri s-aconsiderat modelul de comportare linear elastic.

Conform studiului geotehnic, nivelul apeisubterane varia de la 78,70 m rMN în zona de N-Va amplasamentului (zona piezometrului P 3), la76,70 m rMN÷77,75 m rMN în S-E (zona piezometrelor P 1i P 2).

Deoarece s-a încastrat peretele mulat în stratulde argila cvasi-impermeabil, s-a considerat c

epuizmentul din interiorul incintei pentrurealizarea excavaiei în uscat nu are influeneasupra terenului din exteriorul incintei. Drepturmare, la calculul excavaiei nivelul apei

subterane în exteriorul incintei s-a consideratconstant, la cota maxim indicat de studiulgeotehnic +79,00 m rMN.

Calculul deplasrilor prezentat în continuares-a f cut cu valorile caracteristice ale parametrilorgeotehnici i excluzând suprasarcina considerat ini ial în proiectare, pentru a simula cât mai realsituaia din teren din timpul execuiei.

3.1. Deforma iile peretelui îngropat

Din calculele efectuate, s-au extras deplasrileorizontale ale peretelui mulat de incint i amasivului de pmânt de dedesubt, pentru fiecare

8/20/2019 RRGF 2013-2 (c)

27/72

etap de realizare a excavaiei. Pe diagramele dedeplas ri orizontale prezentate înFigura 4, s-auindicat i deplas rile verticale pe capul pereilormulai, dup cum rezult din calcule, pentrucomparaia cu m sur torile prin metode

topografice. Valorile pozitive dup cum reies pentru deplasrile orizontale indic mi c ri ale peretelui spre interiorul excavaiei, iar valorilenegative pentru deplasrile verticale indic tas ri.

Figura 4. Diagramele de deplasare a peretelui mulat,rezultate din calcul

3.2. Deforma iile terenului de fundare

În Figura 5 sunt redate deformaiile verticale aleterenului de fundare rezultate din calcul, ca urmarea schimbrii st rii de eforturi din timpul execuieiexcavaiei: desc rcare pentru etapa de excavaie ireînc rcare pentru etapa de realizare a radierului de beton armat.

Sunt reprezentate valorile rezultate la 20 mdistan de peretele mulat, distan la care suntinstalate tasometrele pe amplasament.

3.3. Deforma iile construc iilor vecine

Din calculele efectuate, deformaiile induse derealizarea incintei în fundaiile postului trafo i acl dirii parter se situeaz sub 10 mm, ceea ceconduce la încovoieri relative între dou elementeverticale de rezisten succesive ale aceleiaiconstrucii de 1/500....1/1000. Aceste valori se afl sub limitele admise de norme (STAS 3300/2-90i NP 112-04) pentru orice tip de cldiri, chiar pentru

cele neadaptate în mod special la concepteseismice.

Tasarea difereniat indus între fundaiilecelor dou iruri de stâlpi ai opronului este demax. 12 mm, adic o încovoiere relativ de 1/500.

Figura 5. Diagramele de deplasare vertical a terenuluide fundare

4. M SUR TORILE EFECTUATE ÎNTIMPUL EXECU IEI

Trebuie menionat c , datorit dimensiunilor mariale proiectului, execuia acestuia s-a atacat pe maimulte fronturi în paralel. Astfel c, dac într-o zon a antierului se excava pentru execuia ancorajelor,în alte zone se excavase deja la cota final sau setensionau ancorajele. Pentru interpretarea cât maicorect a rezultatelor s-au ales doar msur torileconsiderate neafectate de aceast etapizare irealizate în momentele care coincid cu etapele deexecuie prev zute în programul de monitorizare.Restul msur torilor sunt utile doar pentru aasigura c amplitudinile deformailor nu dep escvalorile avute în vedere la proiectare.

4.1. M sur torile inclinometrice

În Figura 6 sunt redate diagramele deplasrilororizontale ale peretelui mulati ale masivului de pmânt de dedesubt msurate în coloaneleinclinometrice, pentru fiecare etap de excavaie.Valorile pozitive indic mi c ri ale peretelui spreinteriorul excavaiei, iar cele negative indic mi c ri ale peretelui mulat spre exteriorulexcavaiei. S-au indicat de asemeneai deplas rileverticale pe capul pereilor mulai, dup cum

rezult din m sur torile topografice efectuate lainterval redus de timp fa de m sur torile

8/20/2019 RRGF 2013-2 (c)

28/72

inclinometrice. Valorile pozitive pentru deplasrileverticale indic ridic ri.

Valorile maxime ale deplasrii orizontaleexperimentale se situeaz în jurul valorilor de10 … 15 mm, mult mai reduse decât cele evaluate

prin calcul de circa 30 … 35 mm (Figura 4). Pe dealt parte, se poate observa c deplasarea de la baza peretelui este mai mare decât cea estimat prin calcul. Acest lucru arat o tendin a pereteluide rotire de ansamblu mult mai mic decât ceaestimat prin calcul. Aceste diferene pot fiexplicate, pe de o parte, de rigiditile relative teren – perete - sprijiniri utilizate, iar, pe de alt parte, demodul de aplicare prin modelul numeric al for elorcare simuleaz excavarea.

Faptul ca msur torile topografice de pecapetele pereilor arat practic în toate momenteleo ridicare a acestora nu confirm din nou tendinageneral de mi care estimat prin calcul i care poate fi pus pe seama „umflrii” bazei excavaieifoarte diferit între calcule i m sur tori, dup cumse va putea vedea mai jos.

Figura 6. Diagramele de deplasare a peretelui mulat,rezultate din msur tori

Inclinometrul I2 este instalat pe o latur sprijinit prin rampe de cot variabil . Drepturmare, efectul reazemelor este mai estompat îndiagrama de deformaie a peretelui mulat.Detensionarea ancorelor s-a f cut în acest caz,dup realizarea rampei de deasupra cotei deinstalare a ancorajelor.

Deplas rile laterale msurate în timpulexecuiei dup etapa de tensionare a ancorajelor

evideniaz o trecere a diagramei de deplasri spreexteriorul incintei. Aceast tendin de deplasare

poate fi confirmat, sub anumite rezerve, dem sur torile topografice efectuate pe reperiimontai pe capul pereilor mulai. În realitate, s-aobservat o ridicare a reperilor de pe capul pereteluimulat i chiar a reperilor montai pe construciile

învecinate.Datorit execut rii inclinometrelor cu lungimemai mare decât a pereilor mulai, s-a pututsurprinde tendina de deplasare a bazei pereteluiînspre interiorul incintei (cu circa 1-3 mm). Încazul în care se execut m sur torile fa de baza peretelui considerat fix , ordinul de mrime aldeplas rilor poate avea alt ordin de mrime.

4.2. M sur tori tasometrice

Tasometrul S1 este poziionat la circa 20 m delatura de perete mulat în care s-a instalatinclinometrul I2.

Figura 7. Diagramele citirilor tasometrice

La data efecturii primei citiri de dup excavaia la cota final, la circa 7 m de tasometruse afla berma de pe care se executau ancorajele pentru peretele mulat. La data efecturii celei de-adoua citiri de dup excavaia la cota final, seexcavaser complet atât berma, cât i ba a de2,20 m adâncime aflat la 8 m de tasometru.

Primele citiri de dup turnarea radierului, s-auefectuat, de fapt, dup ce se executase inclusiv placa peste subsolul 2, iar al doilea set dem sur tori de dup turnarea radierului s-a realizatdup ce se executase inclusiv placa peste etajul 1.

Pe baza comparaiei între valorile maxime privind umflarea bazei excavaiei ale msur torilor

8/20/2019 RRGF 2013-2 (c)

29/72

(circa 30…40 mm) i estim rile calculate(aproximativ 15 mm) se poate concluziona c rigiditatea terenului la decompresiune esteexagerat ca valoare. Acest aspect îns nu pare s confirme deplasrile laterale ale peretelui, dup

cum s-a putut vedea anterior. 4.3. M sur torile piezometrice

S-a urmrit variaia nivelului apei subterane atât încele trei puuri piezometrice executate în exteriorulincintei, precum i în puurile de epuizment dininterior, dup coborârea nivelului apei în incint.

Figura 8. Variaia nivelului hidrostatic

Se poate observa c variaia niveluluihidrostatic în puurile piezometrice executate în

exteriorul incintei sunt se înscriu în variaiilenormale sezoniere i, prin urmare, incinta proiectat a îndeplinit rolul de incint „perfect”etan .

4.4. M sur torile topografice

Tas rile m surate la postul trafo suntnesemnificative, de la 0 la 2 mm. Se remarc c dup o „umflare” a terenului cauzat detensionarea ancorajelor, tasrile s-au normalizat,imediat dup procesul de detensionare.

Valorile m surate ale tasrilor se încadreaz între 2 i 5 mm pentru cldirea Grupului colar iîntre 2 i 8 mm pentru cldirea parter.

Tas rile m surate pe cldirile vecine conducla tas ri difereniate nesemnificative, care nu punsub semnul întrebrii integritatea cldirilor.

În cazul oproanelor s-au înregistrat cele maimari valori ale tasrilor. Cea mai însemnat parte aacestor tasri se datoreaz nu lucr rilor deexcavaie ci probabil traficului greu care semanifest în aceast zon , lucru justificat pe de o parte prin relativa uniformitate a evoluiei tas rilor,dar mai ales prin faptul c cele mai mari tasri se

înregistreaz într-o zon care nu se învecineaz cuexcava ia. Pentru protejarea acestuia, se

preconizeaz ca pentru urmtoarea faz deexcavaie (pentru execuia celui de-al treilea corp), peretele de incint se va sprijini prin dou orizonturi de ancoraje pentru a limita deformaiilece pot cauza avarieri la construcia învecinat.

Nu s-au constat evoluii nefavorabile aletas rilor sau ale fisurilor din construciilemonitorizate ceea ce confirm comportarea corect a sistemului de sprijinire a excavaiei.

5. CONCLUZII

Chiar i prin utilizarea unor modele de calculcomplexe este destul de dificil de evaluat cu precizie comportamentul structurilor proiectate saua celor existente în vecintate ca urmare a execuieiexcavaiei adânci i a construciei noi.Incertitudinile provin înc din estimarea parametrilor geotehnici necesari calcului avansatidin limit rile modelului de calcul i pân înmomentul execuiei când apa