PROIECT DE CERCETARE ȘTIINȚIFICĂ Optimizarea fiabilității lucrărilor de sprijinire a terenurilor în pantă Domeniul de doctorat: Inginerie energetică… [305768]

PROIECT DE CERCETARE ȘTIINȚIFICĂ

Optimizarea fiabilității lucrărilor de sprijinire a terenurilor în pantă

Domeniul de doctorat: [anonimizat]: [anonimizat].univ.dr.ing. Gheorghe-Constantin IONESCU ing. [anonimizat]

2018

[anonimizat], având o înclinare β [anonimizat]. Acest perete reprezintă un taluz Figura 1.a. Un taluz natural de lungime mare sau succesiunea unor taluzuri de lungimi mai mici constitue un versant Figura 1.b [33].

Figura 1.a – taluz Figura 1.b – [anonimizat], ca urmare a activității tehnice a omului, sau natural. În practica executării lucrărilor de construcții apare frecvent necesitatea realizării de taluzuri la:

1. Lucrări cu caracter provizoriu:

săpături pentru fundații;

[anonimizat].

2 . Lucrări definitive:

terasamente pentru lucrări hidrotehnice (canale);

terasamente pentru căi ferate;

terasamente pentru drumuri;

diguri, baraje de pământ;

canale navigabile sau pentru irigații.

Activitățile inginerești de realizare a [anonimizat], conduc la modificarea echilibrului și a stării de tensiuni în masivul de pământ. O importanță deosebită se acordă dimensionării taluzului artificial astfel încât să fie asigurată stabilitatea lui în perioada de exploatare.

[anonimizat], cât și taluzurile suferă modificări datorită unor cauze naturale sau a [anonimizat]. [anonimizat] a [anonimizat] a gravitației și a infiltrațiilor de apă. Alunecările de teren reprezintă o restabilire a echilibrului prin deplasarea unei mase de pământ din masiv spre baza taluzului. [anonimizat]-se pe suprafețe de alunecare a [anonimizat] a [anonimizat] [26],[28].

Pierderea stabilității unui taluz sau versant se produce atunci când în anumite zone din masivul de pământ este depășită rezistența la forfecare a pământului. [anonimizat] a taluzurilor reprezintă o nedeterminare datorită multitudinii de factori care intervin [12].

În documentele UNESCO sunt prezentate alunecările de teren în stadii de evoluție în timp (Figura 2.) astfel:

Figura 2. [anonimizat]

a alunecărilor [26]

a) [anonimizat];

b) [anonimizat];

c) [anonimizat] o vechime mai mare de un an;

d) [anonimizat] o perioadă de inactivitate;

e) alunecări stabilizate.

2. Elementele componente a alunecării

Alunecarea de teren poate fi caracterizată cantitativ și calitativ prin următoarele elemente (Figura 3) [23]:

treapta de desprindere principală;

coronamentul;

capul alunecării;

terasa alunecării;

flancul drept sau stîng a alunecării;

piciorul alunecării;

baza alunecării;

suprafața de rupere sau alunecare;

corpul alunecării;

fisurile sau crevasele care pot fi produse de întindere, de forfecare sau de compresiune.

Figura 3. Elementele componente a alunecării [23],[26]

Cuantificarea dimensiunii unei alunecări este determinată de lungime, lățime și adâncime – Figura 4. [23],[26].

Figura 4. Dimensiunile alunecării [23],[26]

3. Clasificarea alunecărilor de teren

În literatura de specialitate se regăsesc clasificări pentru alunecările de teren stabilite în funcție de factorii care au condus la aceste fenomene. Primele clasificări au fost făcute de Heim (1882) urmat de Howe (1909) și Almagia (1910).

Terzaghi (1925) stabilește o clasificare a alunecărilor de teren în funcție de proprietățile fizice a pământului. În 1938 Sharpe propune o clasificare în funcție de categoria pământului alunecat, ritmul și tipul alunecării.

Comitetul de alunecări pentru drumuri din Consiliul de cercetare (Eckel,1958) adoptă o clasificare asemănătoare celei stabilită de Varnes (1958), în alunecări regresive și progresive Figura 5. [26],[28].

Figura 5. Clasificare alunecări în funcție de direcția de evoluție [26]

Alunecările regresive sau delapsive (glisante) încep la baza versantului și evoluează în sens invers alunecării, iar la alunecările progresive sau detrusive (împingătoare) fenomenul începe în partea superioară și se propagă pe direcția alunecării.

Savarenski (1937) clasifică alunecările de teren după forma suprafeței de alunecare și în raport cu direcția de cădere, stabilind trei tipuri de alunecări asecvente, consecvente și insecvente (Figura 6.) [1],[3],[7],[26].

Alunecări asecvente:

Deluviu pe roci de bază Alunecări în roci stratificate

Alunecări consecvente:

Alunecări insecvente:

Alunecări în roci argiloase Alunecări în roci fisurate

Figura 6. Tipuri de alunecări [26]

Considerând ca o caracteristică importantă adâncimea suprafeței de alunecare Savarenski propune următoarea clasificare a alunecărilor tabelul 1 [36]

Tab. 1. Clasificarea alunecărilor în funcție de

adâncimea suprafeței de alunecare [36]

Q. Zabura și V. Mencl Luând în considerare condițiile geologice și grupând terenurile în funcție de caracteristici simple care pot fi stabilite pe amplasament au stabilit următoarea clasificare [28]:

A) Alunecări de depozite superficiale (luturi de pantă, deluviu) datorită agenților de suprafață:

a) curgeri lente de deluviu sau grohotiș;

b) alunecări lamelare;

c) curgeri de pământ;

d) curgeri torențiale, lichefieri de nisipuri.

B) Alunecări de roci pelitice neconsolidate sau parțial consolidate (argile, marne, argilite, șisturi pelitice), care se produc în următoarele condiții:

a) pe suprafețe cilindrice, când rezistența la forfecare este depășită;

b) pe suprafețe preexistente sau vechi planuri de separație;

c) prin refularea straturilor mai de dedesubt (incluzând alunecarea umpluturilor datorită aceluiași proces).

C) Alunecări de roci stâncoase:

a) alunecări pe suprafețe preexistente (de strat, de șistuozitate, planuri de contact sau dislocare);

b) deformații lente de lungă durată ale versanților de munte;

c) prăbușiri de roci.

D) Tipuri speciale de alunecări:

a) soliflucțiune;

b) alunecări în argile sensibile (sensitive);

c) alunecări subacvatice.

Fenomenul de alunecare ca o consecință a modificării stării de tensiuni din masivul de pământ și a rezistenței la forfecare a acestuia, se manifestă în timp cu viteze diferite. În desfășurarea în timp a procesului de alunecare se definesc trei etape distincte propuse de Terzaghi Fgura 7. [37],[23] astfel:

1) prepararea alunecării – perioadă în care coeficientul de siguranță se reduce și începe să se producă o deformare lentă;

2) paroxism – producerea fenomenului de alunecare care se poate produce brusc sau se poate derula pe parcursul a mai multor zile;

3) amortizarea – fenomen care poate dura luni sau ani de zile timp în care acțiunile active și reactive conduc către o echilibrare a masivului alunecat.

Figura 7. Evoluția în timp a fenomenului de alunecare după Terzaghi [26]

4 Aspecte privind analiza stabilității unui versant

Metode de calcul

4.1 Definirea factorului de stabilitate sau a coeficientului de siguranță

Pierderea stabilității unui versant sau taluz se poate produce prin atingerea și depășirea rezistenței la forfecare, prin creșterea încărcării ori a intervenției umane prin lucrări de terasamente. Procesul de alunecare apare și în urma fenomenelor naturale de tipul seismului sau a inundațiilor.

Determinarea stabilității unui versant sau taluz se face pe baza factorului de stabilitate sau a conceptului de coeficient de siguranță la alunecare, analizat în condițiile unui moment dat, și este controlată de rezistența la forfecare a pământului din care este alcătuit.

Depășirea rezistenței la forfecare conform criteriului Mohr-Coulomb a unui punct T din interiorul masivului se produce prin modificarea stării de tensiuni, evidențiate de creșterea razei cercului lui Mohr și reducerea rezistenței la forfecare, dreapta lui Coulomb modificându-și poziția prin micșorarea unghiului frecării interne și a coeziunii c. (Figura 8.) [25].

Figura 8. Evoluția stării de tensiuni [25]

Factorul de stabilitate notat cu Fs poate fi cuantificat prin raportul dintre rezistența la forfecare τf și rezistența mobilizată sau necesară τ a masivului de pământ.

Fs = (4.1)

Se poate spune că atunci când :

Fs > 1 masivul de pământ este stabil

Fs = 1 masivul de pământ este în echilibru limită

Fs < 1 masivul de pământ este instabil

Rezistența disponibilă τf aferentă unei tensiuni normale σ rezultă din caracteristicile de forfecare și c determinate prin încercări, iar rezistența necesară sau mobilizată τ este tensiunea tangențială produsă în pământ de încărcare și ea se calculează.

În normativele în vigoare se precizează valoarea coeficientului de siguranță admisibil Fadm pentru diferite categorii de lucrări (diguri din pământ, terasamente CF, ramblee pentru drumuri).

Coeficientul de siguranță pentru terasamentele de drumuri (Conform STAS 2914-84) are următoarele valori admisibile Fs adm = 1,3 ÷ 1,5.

Coeficientul de siguranță pentru terasamente de căi ferate în funcție de trafic și categoria terasamentului conform STAS 7582-91 este prezentat în tabelul 2.

Tab. 2. Coeficientul de siguranță pentru terasamente de căi ferate

[STAS 7582-91]

Estimarea gradului de stabilitate a unui taluz se face cu ajutorul unei comparații între coeficientul de siguranță admisibil și cel calculat.

Fs < Fs adm (4.2)

unde:

Fs – reprezintă factorul de stabilitate sau coeficientul de siguranță al versantului stabilit prin diferite metode de calcul

Fs adm – reprezintă factorul de stabilitate sau coeficientul de siguranță al versantului admis prin norme pentru diferite tipuri de versanți sau lucrări.

Valoarea factorului de stabilitate sau a coeficientului de siguranță depinde de structura geologică a masivului de pământ, de starea de tensiuni și deformații existente, de caracteristicile masivului, presiunea apei din pori și de prezența discontinuităților a crăpăturilor și golurilor.

În cazul alunecărilor cu suprafețe plane sau de translație de alunecare factorul de stabilitate se definește prin raportul dintre suma forțelor stabilizatoare și suma forțelor destabilizatoare. Pentru suprafețe curbe sau de rotație de alunecare factorul de stabilitate este raportul dintre suma momentelor de stabilitate și suma momentelor de răsturnare calculate față de centrul cercului de rotație [21].

Atunci când este cunoscută suprafața de alunecare, valoarea factorului de stabilitate se poate calcula, doar în cazul în care, ruperea pământului și alunecarea s-au produs. Acest fapt impune determinarea factorului de stabilitate pentru mai multe suprafețe de alunecare posibile, alegând valoarea minimă pentru coeficientul de siguranță din ansamblu de ipoteze.

Indiferent de modul de estimare a factorului de stabilitate, valoarea lui este egală cu unitatea atunci când se declanșează alunecarea și cu o valoare supraunitară cuprinsă între 1,2÷2,0, atunci când versantul supus analizei este stabil.

Analiza stabilității unui versant sau taluz presupune estimarea factorului de stabilitate prin aplicarea unei metode din cele două categorii [21],[26]:

1) Metode care au la bază conceptul de echilibru limită care definesc factorul de stabilitate ca efect a acțiunii unui ansamblu de forțe active și pasive. Aceste metode consideră o suprafață de alunecare cunoscută acceptînd că pe toată suprafața ei factorul de stabilitate este egal cu unitatea.

2) Metode de estimare a deformațiilor, care pentru determinarea stării de tensiuni din masivul de pământ, folosesc legi constitutive a acestuia și compară tensiunile și deformațiile cu rezistența disponibilă determinînd suprafața de alunecare.

Metodele având la bază echilibrul limită se deosebesc între ele prin numărul de ecuații de echilibru satisfăcute și prin condițiile suplimentare necesar a fi îndeplinite.

Parametrii rezistenței la forfecare exprimați în funcție de tensiunile totale sunt notați cu c și iar cei exprimați în funcție de tensiunile efective cu c, și ,.

Folosind în analiză tensiuni totale parametrii rezistenței la forfecare sunt determinați prin încercări nedrenate, neglijând presiunea apei din pori. În cazul utilizării tensiunilor efective, acestea folosesc parametrii rezistenței la forfecare c, și , determinați prin încercări drenate.

Luând în considerare diversitatea de pământuri și situații de analiză, în teren permeabil și teren impermeabil, Duncan (Chowdhury R. 2010) propune o eșalonare a condițiilor drenate sau nedrenate în funcție de coeficientul de permeabilitate astfel [21]:

pentru k > 10-4 cm/sec – se consideră teren drenat;

pentru k < 10-7 cm/sec – se consideră teren nedrenat.

În Tabelul 3 sunt prezentate valorile orientative ale coeficienților de permeabilitate pentru pământuri și roci tari, astfel: pentru roci tari și stâncoase Tabelul 3a, iar pentru roci moi sau pământuri, Tabelul 3b.

Tab. 3 Valorile coeficientului de permeabilitate pentru

pământuri și roci tari [26]

Tab. 3a Roci tari sau stâncoase

Tab. 3b Roci moi sau pământuri

Prin prevederile SR EN 1997-1:2006 (Eurocod 7) se precizează că pentru analiza stabilității generale trebuie luate în considerare toate stările limită posibile, astfel încât să fie satisfăcute cerințele fundamentale de stabilitate, deformații limită, durabilitate și de limitare a deplasărilor în construcțiile sau rețelele învecinate.

Stările limită posibile pot fi [35]:

pierderea stabilității generale a pământului și a construcțiilor amplasate pe acesta;

mișcări foarte mari în teren datorită tasărilor, vibrațiilor ori a deformațiilor de forfecare;

pierderea parțială sau în totalitate a capacității de exploatare la construcțiile învecinate, drumuri, rețele de utilități, datorită mișcării terenului.

Calculul stabilității generale a taluzurilor la starea limită ultimă va include și structurile existente care pot fi afectate sau cele proiectate. Stabilitatea generală se verifică la stările limită ultime GEO și STR, folosindu-se valorile de calcul pentru acțiuni, rezistențe, materiale și coeficienți parțiali definiți conform SR EN 1997-1:2004.

Ed ≤ Rd (4.3)

unde: Ed – valoarea de calcul a efectului tuturor acțiunilor

Rd – valoarea de calcul a rezistenței

SR EN 1997-1/NB/2007 „Anexa națională” precizează că abordările de calcul sunt Abordarea 1 și Abordarea 3, care sunt importante în alegerea și utilizarea valorilor coeficienților parțiali în stabilirea valorilor de calcul pentru acțiuni, rezistențe și parametri de rezistență ai materialelor.

Prin Abordarea 1 de calcul se utilizează două grupări și seturi de coeficienți parțiali pentru verificarea la o stare limită de cedare sau deformație excesivă (GEO și STR).

Gruparea 1 A1 + M1 + R1 (4.4)

Gruparea 2 A2 + M2 + R1 (4.5)

În această abordare coeficienții parțiali se aplică asupra acțiunilor și a parametrilor de rezistență ai terenului.

Prin Abordarea 3 de calcul conform SR EN 1997-1:2004,pentru calculul stabilității taluzurilor sau al stabilității generale, acțiunile aplicate terenului sunt consideră acțiuni geotehnice iar gruparea seturilor de coeficienți parțiali este:

Gruparea A2 + M2 + R3 (4.6)

În această abordare coeficienții parțiali se aplică asupra acțiunilor geotehnice și a parametrilor de rezistență ai terenului.

În analiza stabilității generale a terenului, pentru alegerea metodei de calcul se are în vedere următoarele:

stratificația terenului;

prezența și înclinarea discontinuităților;

distribuția presiunii apei din pori și curgerea apei;

stabilitatea pe termen scurt și pe termen lung;

deformațiile de curgere lentă datorată forfecării;

tipul de cedare;

utilizarea de metode numerice.

Suprafețele de cedare pot avea forme diferite, plane, circulare sau forme mai complicate. Stabilitatea se poate verifica atît prin calcul de echilibru limită cât și prin aplicarea metodei elementelor finite.

În cazul unui versant având pământuri stratificate, în care parametrii rezistenței la forfecare au variații considerabile, o atenție deosebită se acordă acelor straturi cu rezistență la forfecare mai mică. Pentru acestea, în calculul stabilității, se consideră suprafețe de cedare cu forme necirculare.

Calculul stabilității la starea limită de exploatare normală arată dacă deformația terenului nu conduce la o stare limită de exploatare normală în construcțiile aflate pe amplasament sau în zona adiacentă acesteia. Prin calculul la starea limită de exploatare normală se impune respectarea condiției [35]:

Ed ≤ Cd (4.7)

unde: Ed – valoarea de calcul a efectului acțiunilor

Cd – valoarea de calcul limită a efectului acțiunilor

Coeficienții parțiali aplicați pentru obținerea valorii acțiunilor de calcul sunt în general unitari.

Normativele [SREn] în vigoare recomandă abordarea în analiză a următoarelor cauze [30],[35]:

modificarea nivelului apei subterane;

curgerea de lungă durată în condiții drenate;

pierderea de volum în straturile adânci solubile;

lucrări miniere sau de extragere diverse zăcăminte.

Evitarea apariției stărilor limită de exploatare normală sa face adoptînd soluții privind limitarea rezistenței la forfecare mobilizată, monitorizarea mișcărilor cu specificarea acțiunilor, astfel încât acestea să poată fi reduse sau elimina dacă este cazul. Prin proiectare trebuie să se planifice execuția lucrărilor pentru un amplasament, ținînd seama de existența vecinătăților, astfel încât să fie evitată apariția unei stări limită de exploatare normală [32].

Monitorizarea terenului folosind un echipament adecvat este necesară pentru a furniza informații privind:

nivelul apei subterane pentru efectuarea calculelor și verificărilor în termeni de eforturi efective;

mișcările terenului pe verticală și laterale pentru a previziona deformațiile viitoare;

forma și adâncimea suprafeței de alunecare în cazul în care o alunecare este în curs, astfel încât parametrii rezistenței la forfecare să poată fi deduși pentru proiectarea lucrărilor de stabilizare;

determinarea vitezelor de mișcare prin adoptarea unui sistem digital de citire și a unui sistem de alarmă de la distanță pentru avertizarea unui pericol iminent.

4.2 Metoda taluzului infinit

Metoda taluzului infinit este aplicabilă în cazul analizei stabilității versanților cu lungimi mari. Versanții lungi au suprafața aproape plană, iar straturile de pământ din structura lor au o înclinare apropiată cu cea a versantului. Alunecările se produc cu viteze mici, caracteristică a fenomenului de curgere lentă(creep).

Se iau în considerare următoarele ipoteze:

suprafața de alunecare este plană;

oricare dintre fâșii de lățime unitară este reprezentativă pentru întreg versantul;

valoarea coeziunii nu este dependentă de adâncimea fisurilor.

Considerind versantul din Figura 9. alunecarea de translație se produce între stratul de deluviu și stratul subadiacent [22].

Fig. 9. Metoda taluzului infinit-dispunerea forțelor [22]

W0 – greutatea terenului

Ws – suprasarcină

E – încărcare din seism

U – deplasare pe verticală

R – rezultanta forțelor

T – componenta tangențială a lui R

N – componenta normală a lui R

Facorul de stabilitate se determină cu relația 4.1:

Fs =

Unde:

= rezistența la forfecare disponibilă pe suprafața plană de cedare;

= rezistența la forfecare dată de greutatea proprie și acțiunea hidrodinamică pe aceeași suprafață.

4.3 Metoda Fellenius

Cunoscută în literatura de specialitate sub denumirea de metoda Fellenius sau metoda suedeză, ea se aplică din anii 1930 în analiza stabilității taluzului. O contribuție deosebită în elaborarea și perfecționarea acestei metode au avut-o inginerii suedezi K.E.Petterson, S.Hultin și W.Fellenius. Elaborată și aplicată la început pentru un teren alcătuit din roci omogene, acestă metodă se aplică în prezent și pentru terenuri stratificate [14].

Metoda Fellenius sau metoda suedeză a fâșiilor se aplică pentru verificarea la stabilitate a versanților care prezintă alunecări de mică și medie adâncime.Această metodă presupune suprafețe de alunecare circular-cilindrice și neglijează forțele dintre fâșii.

Metoda constă în următoarele:

Se trasează o suprafață circulară de alunecare cu centrul în O și raza r care intersectează baza taluzului. Se împarte tot masivul de pământ cuprinsă între suprafața de alunecare trasată și taluz în fâșii verticale figura 10.a. Încărcarea care acționează pe fâșia i (Fgura 10.b) este greutatea proprie Gi de componente Ti,Ni [25].

b)Î

Figura 10. Delimitarea fâșiilor [25]

a) împărțirea în fâșii verticale; b) fâșia i

Astfel:

Ti = Gisinαi (4.8)

Ri este rezultanta tensiunilor normale σi pe suprafața de cedare.

Ri = Ni = Gi cosi (4.9)

Pentru fiecare fâșie se scrie numai o ecuație de proiecție după normala la baza fâșiei, iar pentru toată masa alunecătoare se scrie o ecuație de moment în raport cu centrul suprafeței de alunecare.

Coeficientul de siguranță se definește ca raport între suma momentelor tuturor forțelor care se opun alunecării (moment de stabilitate) și suma momentelor tuturor forțelor care produc alunecarea (moment de răsturnare), rezultând expresia pentru toată suprafața de alunecare analizată:

F= (4.10)

Analiza unei singure suprafețe de alunecare nu garantează că se obține cea mai mică valoare a coeficientului de siguranță pentru taluz. Se determină coeficientul de siguranță luînd în considerare și alte suprafețe de alunecare.

Pentru a simplifica calculele se determină zona în care pot fi amplasate centrele cercurilor posibile, ca suprafață de alunecare. Centrele cercurilor de alunecare se găsesc pe o dreaptă construită ca în Figura 11. [21].

Figura 11. Dreapta centrelor suprafețelor de alunecare [21]

Dreapta centrelor considerată ca axă de referință, se reprezintă grafic valoarea coeficientului de siguranță aferent suprafețelor de alunecare cu centru cercului respectiv, obținînd o curbă de variație. Valoarea minimă a coeficientului de siguranță se determină stabilind punctul de tangență a curbei de variație cu o dreaptă paralelă cu dreapta centrelor Figura 12.

Figura 12. Determinarea coeficientului de siguranță minim

4.4 Metoda Bishop

W.Bishop [Bishop A.W. „The stabiliti of earth dams”, Thesis University of London, 1952] prezintă la Conferința Internațională de la Stockholm (1954) o metodă de analiză a stabilității unui versant, mai riguroasă și care în literatura de specialitate se regăsește sub denumirea de „Metoda Bishop”.

Ipotezele care stau la baza analizei stabilității unui taluz sunt următoarele [2],[15],[16]:

suprafața de alunecare este cilindrică, unică cu ax orizontal;

cedarea se manifestă brusc neglijînd deformațiile produse înainte de rupere;

rezistența la forfecare pe suprafața de alunecare corespunde aceleiași deformații;

masa alunecătoare se împarte în fâșii luînd în considerare reacțiunile dintre fâșii pentru taluzul din figura 13 a [25].

Suprafață de cedare – forțe care b) poligonul forțelor

acționează pe taluz și fîșie

î

Figura 13. a și b Metoda Bishop – schemă de calcul [25]

Coeficientul de siguranță exprimat ca raport între rezistența la forfecare disponibilă pe suprafața plană de cedare și rezistența la forfecare dată de greutatea proprie și acțiunea hidrodinamică pe aceeași suprafață este dat pentru fâșia i, de următoarea relație:

Fs = (4.11)

Unde:

σi – tensiunea totală uniform distribuită pe fâșia i

ui – presiunea neutrală din mijlocul bazei fâșiei i

τi – rezistența la forfecare necesară de mobilizat pentru echilibru limită

, c,i – parametrii efectivi ai rezistenței la forfecare

– lungimea fâșiei i

Înlocuind în relația (4.5)

Ni = σi (4.12)

Ui = ui (4.13)

Se obține expresia coeficientului de siguranță pentru fâșia i:

Fs = (4.14)

În metoda Bishop echilibru static al fâșiei este satisfăcut dacă poligonul forțelor ce acționează asupra fâșiei este închis, iar momentul dat de forțe în raport cu centrul suprafeței de alunecare este nul. Scriind ecuația de moment a tuturor forțelor ce acționează asupra masivului alunecător, proiecția pe verticală a forțelor și sistematizînd termenii se obține expresia coeficientului de siguranță aplicând metoda Bishop ca fiind:

Fs = (4.15)

Unde:

mαi = (4.16)

În relația (4.9) coeficientul de siguranță apare ca necunoscută în ambii termeni ai ecuației. Pentru rezolvare se propune o valoare aproximativă pentru aceasta în relația (4.10) și se reface calculul cu relația (4.9). Iterațiile se finalizează atunci când între două valori ale coeficientului de siguranță rezultă o diferență nesemnificativă atingând convergența.

4.5 Metoda Janbu generalizată

Metoda Janbu (1954-1956) [13] cunoscută și ca procedeul generalizat al fâșiilor, supune analizei următoarele ipoteze:

suprafața de alunecare are o formă oarecare;

ruperea se produce brusc fără a se lua în considerare deformațiile produse în masiv înainte de cedare;

rezistența la forfecare mobilizată este constantă pe toată suprafața de alunecare;

Pentru determinarea coeficientului de siguranță se stabilesc următoarele:

rezistența la forfecare este definită de legea lui Coulomb și în funcție de tipul de analiză (pe termen scurt sau de lungă durată) se exprimă în tensiuni totale sau efective;

masa alunecătoare se împarte în fâșii verticale considerând că pe fețele laterale acționează eforturile Ei , Ti;

direcția de acțiune a împingerilor Ei este cunoscută fiind poziționată la o distanță de (0,3÷0,4)z măsurată de la baza suprafeței de alunecare;

coeficientul de siguranță se exprimă ca raportul dintre rezistența la forfecare disponibilă și rezistența la forfecare necesară asigurării echilibrului, coeficient care se consideră a fi constant pe întreaga suprafață de cedare;

Pornind de la acceste considerații și pe baza echilibrului static al fiecărei fâșii definit prin trei ecuații (de proiecție pe verticală, orizontală și moment) și a echilibrului global a masei alunecătoare, metoda Janbu permite determinarea următorilor parametri: [26] Figura 14.

coeficient de siguranță;

forțele Ei și Ti ce se manifestă la frontierele dintre fâșii;

tensiunile (σi , τi ) normale și tangențiale dezvoltate pe suprafața de cedare.

Figura 14. Metoda Janbu – Schema de calcul [26]

Scriind ecuațiile de echilibru static al fâșiei i (Figura 15) rezultă:

Proiecția pe verticală:

∑ Yi = 0 (4.17)

∆Gi + Ti – Ti-1 – ∆Ni cosαi – ∆Si sinαi = 0 (4.18)

Proiecția pe orizontală:

∑ Xi = 0 (4.19)

∆Qi – Ei + Ei-1 + ∆Ni sinαi – ∆Si cosαi = 0 (4.20)

Ecuația de moment față de punctul Oi a tuturor forțelor ce acționează fâșia:

∑ Moi = 0 (4.21)

Ti = – Ei-1 tgαti + hti – zi (4.22)

Figura 15. Metoda Janbu – Forțele considerate [26]

Scriind ecuațiile de echilibru static global pentru masa alunecătoare, sub acțiunea greutății proprii, a forțelor exterioare și a forțelor ce acționează pe suprafața de cedare rezultă:

Proiecția pe verticală:

∑ Yi = 0 (4.23)

Ta – Tb – ∑∆Gi + ∑∆Ni cosαi + ∑∆Si sinαi = 0 (4.24)

Proiecția pe orizontală:

∑ Xi = 0 (4.25)

Ea – Eb + ∑∆Ni sinαi – ∑∆Si cosαi + ∑∆Qi = 0 (4.26)

Suma momentelor tuturor forțelor față de un punct oarecare:

∑ Mi = 0 (4.27)

∑∆Mi = Mb – Ma (4.28)

Se definește relația de calcul a coeficientului de siguranță în urma unor combinații, înlocuiri și notații între ecuațiile de proiecție și ecuațiile de moment ca fiind:

Fs = (4.29)

Unde:

Ai = τi Fs ∆xi (1 + tg2αi) (4.30)

Prezența coeficientului de siguranță ca o necunoscută în ambele relații (4.23) și (4.24) impune pentru rezolvare un calcul iterativ. După parcurgerea etapelor grafo-analitice se impune un coeficient de siguranță Fso=1 pentru aceeași suprafață. Se repetă calculul iterativ până când se obține o diferență neglijabilă între două valori succesive pentru Fsi. Se continuă într-o etapă curentă j=1÷n în care se determină prin iterații succesive valori Fsj până când procesul iterativ indică o stabilizare [2],[20].

4.6 Metoda elementului finit

Metoda elementului finit ca metodă de deformare prin care se determină starea de tensiuni și deformații din masiv, folosind legea constitutivă a cestuia are o fundamentare matematică și se bazează pe Teoria elasticității și plasticității [21].

Prin aplicarea acestei metode se poate evidenția mecanismul de cedare real, comportarea taluzului la cedare și stabilirea coeficientului de siguranță. Procesul de cedare al taluzului se poate simula fără a considera diferite ipoteze de evidențiere a suprafețelor de cedare posibile [11],[17].

Metoda elementului finit permite identificarea zonelor de rupere, determinarea tensiunilor și deformațiilor masivului de pământ și cuantificarea coeficientului de siguranță mediu cu relația [2],[19],[27]:

Fs = (4.31)

Unde:

Tfmax = rezistența la forfecare;

Ti = forța tăietoare în elementul pe care îl traversează în lungul suprafeței considerate.

Aplicarea metodei elementului finit presupune parcurgerea următoarelor etape: [26]

1) schematizarea geometrică;

2) determinarea stării inițiale de tensiuni;

3) determinarea condițiilor limită;

4) determinarea legii de comportament a pământului din masiv;

5) modelarea matematică a legii de comportament;

6) intoducerea datelor în programul de calcul;

7) calculul propriu-zis;

8) interpretarea rezultatelor.

Comportarea pământului se prezintă prin scheme tipice de exprimare matematică astfel [3],[22]:

comportare elastic liniară;

comportare elastic liniară prin segmente;

comportare elastic neliniară;

comportare elasto-plastică;

comportare vîsco-elastică.

Programele de calcul prezintă rezultatele prin tensiuni și deformații în nodurile reței în care a fost discretizat masivul analizat. Cunoscând tensiunile și acceptînd valabilitatea legii lui Coulomb se poate stabili rezistența la forfecare și diagrama de variație în lungul suprafeței de cedare. Rezultatele obținute cu metoda elementului finit pot fi interpretate și prin delimitarea zonelor plastice pe baza gradului de mobilizare a rezistenței la forfecare.

Literatura de specialitate prezintă două soluții de calcul pentru coeficientul de siguranță prin metoda elementului finit și anume metoda reducerii rezistenței caracteristice a materialului și metoda tensiunilor.

Programele de calcul având la bază metoda elementului finit oferă o analiză în detaliu cu performanță ridicată din punct de vedere al calculului contribuind astfel la evidențierea avantajelor aplicării metodei elementului finit în analiza stabilității terenurilor cu potențial de alunecare.

5. Soluții constructive de sprijinire a terenurilor în pantă

Ziduri de sprijin

5.1 Definire, clasificare, noțiuni de proiectare

5.1.1 Definire

Zidurile de sprijin au fost cunoscute ca și construcții din cele mai vechi timpuri, când erau executate din zidărie de piatră având un rol de apărare.

Zidurile de sprijin se pot defini ca fiind construcții cu ajutorul cărora se realizează trecerea pe distanțe mici între două cote diferite, atunci când suprafața amplasamentului nu permite realizarea unui taluz [9]. Ele sunt construcții masive având lungimea mult mai mare decât restul dimensiunilor.

Din punct de vedere al rolului pentru care sunt realizate acestea pot fi de sprijinire a unui masiv de pământ cu sau fără potențial de alunecare sau de căptușire.

Zidurile de sprijin sunt construcții definitive. Ele sunt lucrări cu lungimi mari, la care împingerea pământului sprijinit este transmisă pe toată suprafața de contact dintre construcție și teren [33].

Se regăsesc ca și construcții în lucrările de sistematizare pe verticală pe amplasamente cu terenuri în pantă, amenajări hidrotehnice, căi de comunicație ce traversează terenuri în pantă sau ca lucrări de consolidare a terenurilor cu potențial de alunecare.

5.1.2 Clasificare

Zidurile de sprijin pot fi clasificate în funcție de soluția constructivă, rolul de îndeplinit ori amplasamentul față de căi de comunicații pe care se execută astfel [21],[30],[33],[35]:

1) Funcție de soluția constructivă și materialul din care sunt realizate:

zid de sprijin de greutate din beton, beton armat, zidărie de piatră;

zid de sprijin din gabioane;

zid de sprijin în soluții moderne realizat din elemente prefabricate sau pământ armat.

2) Funcție de rolul pe care îl au de îndeplinit:

zid de sprijin de rezistență;

zid de sprijin de căptușire.

3) Funcție de poziția amplasamentului față de căi de comunicații terestre:

zid de sprijin de debleu – realizat în amonte de calea de comunicații;

zid de sprijin de rambleu – realizat în aval de calea de comunicații.

5.1.3 Noțiuni de proiectare

Proiectarea unui zid de sprijin presupune parcurgerea a două etape, o etapă de predimensionare și una de verificare.

Predimensionarea

Se consideră cunoscute amplasamentul, stratificația terenului, nivelul apei subterane și înălțimea necesară de sprijinit. Se stabilește secțiunea transversală a zidului prin alegerea formei, a dimensiunilor și materialului din care va fi realizat Figura 16.

Figura 16. Schemă de calcul [21]

Stabilind stratul bun de fundare se obține înălțimea H. Dimensiunile secțiunii se aleg astfel:

B = (0,5÷0,67)H

b = (0,25÷1,20)m

d = (0,50÷0,90)m

h ≥ 0,5m

≥ 1,05 pentru minim beton C8/10[NP 112-2004]

Df ≥ 1,0m

m = 3;5;10;∞

α ≤ 200

Având dimensiunile stabilite se calculează greutatea zidului, împărțind suprafața acestuia în secțiuni de formă pătrată, triunghi sau dreptunghi, precizînd punctul de aplicare a greutăților. Proiectarea continuă cu calculul împingerii pământului asupra zidului de sprijin.

b) Verificarea

Zidul de sprijin se verifică la starea limită ultimă care conform SR EN 1997-1:2006 poate fi:

cedarea prin lunecare pe talpa zidului;

cedarea prin răsturnare a zidului de sprijin;

pierderea capacității portante a terenului de fundare;

pierderea stabilității generale.

b1) Cedarea prin lunecare pe talpă este o stare limită de tip GEO și verificarea impune respectarea condiției [35]:

Hd ≤ Rd + Rp,d (5.1)

unde:

Hd – valoarea de calcul a lui H;

H – încărcarea orizontală sau componenta orizontală a unei acțiuni totale aplicate paralel cu baza zidului, adică presiunea pământului;

Rd – valoarea de calcul a rezistenței fată de o acțiune, forța de frecare pe baza fundației zidului;

Rp,d – valoarea de calcul a forței datorate presiunii pasive.

Presiunea pasivă pe fața zidului de sprijin se neglijează.

În condiții drenate rezistența de calcul la lunecare se determină prin aplicarea de coeficienți parțiali asupra proprietăților pământului sau asupra rezistenței terenului astfel:

Rd = V'd tanδd (5.2)

sau

Rd = (5.3)

unde:

V'd – valoarea de calcul a acțiunii verticale efective sau componenta normală a rezultantei acțiunilor efective aplicate asupra bazei fundației zidului;

δ – unghiul de frecare la interfața baza zidului – teren de fundare;

δk – valoarea caracteristică a lui δ;

δd – valoarea de calcul a lui δ;

γR;h – coeficient parțial pentru rezistența la lunecare.

În condiții nedrenate rezistența de calcul la lunecare se calculează prin aplicarea de coeficienți parțiali asupra proprietăților pământului sau asupra rezistențelor pământului astfel:

Rd = Ac cu;d (5.4)

sau

Rd = (5.5)

unde:

Ac – suprafața totală a bazei supusă la compresiune;

cu;k – valoarea caracteristică a coeziunii nedrenate;

cu;d – valoarea de calcul a coeziunii nedrenate;

γR;h – coeficient parțial pentru rezistența la lunecare.

b2) Cedarea prin răsturnare a zidului de sprijin este o stare limită de tip EQU pentru un zid de sprijin de greutate fundat pe rocă și o stare limită de tip Geo pentru celelalte cazuri. Se impune verificarea condiției [35]:

Edst;d ≤ Estb;d (5.6)

unde:

Edst;d – valoarea de calcul a efectului acțiunilor destabilizatoare, respectiv momentul forțelor destabilizatoare;

Estb;d – valoarea de calcul a efectului acțiunilor stabilizatoare, respectiv momentul forțelor stabilizatoare.

Coeficienții parțiali ai încărcărilor pot fi aplicați asupra acțiunilor sau asupra efectelor acțiunilor.

b3) Pierderea capacității portante a terenului de fundare este o stare limită de tip Geo. Se verifică condiția [33],[35]:

Vd ≤ Rd (5.7)

unde:

Vd – valoare de calcul a lui V;

V – încărcare verticală sau componentă normală a rezultantei acțiunilor aplicate asupra bazei fundației;

Rd – valoarea de calcul a rezistenței față de o acțiune.

b4) Stabilitatea generală se verifică la stările limită de tip GEO și STR în conformitate cu normativele SR EN 1997-1:2006, NP124:2010 , demonstrînd că deformațiile sunt suficient de mici și nu se produce o pierdere de stabilitate generală.

Se verifică condiția:

Ed ≤ Rd (5.8)

unde:

Ed – valoarea de calcul a efectelor acțiunilor;

Rd – valoare de calcul a rezistenței unei acțiuni.

Dacă una din condiții nu este îndeplinită calculule se refac pornind de la o nouă secțiune cu formă și dimensiuni modificate.

5.2 Ziduri de sprijin de greutate din beton, piatră, beton armat

Zidurile de sprijin de greutate sunt lucrări de susținere masive realizate din piatră sau beton a căror alcătuire constructivă le permite să preia împingerea pământului sprijinit și să-și asigure stabilitatea prin greutatea proprie [14].

Zidurile de sprijin de greutate din beton Figura 17 [33] sunt recomandate pentru înălțimi de până la trei metri.

Figura 17. Secțiuni zid de sprijin de greutate [33]

Din considerente economice, privind consumul de material, se pot adopta secțiuni cu latura înclinată Figura 18 a, sau realizată în trepte Figura 18 b,c [33]

a) b) c)

Figura 18 a, b, c Secțiuni zid de sprijin de greutate [107]

a) cu latura înclinată; b),c) în trepte

Îmbunătățirea stabilității la alunecare a unui zid de sprijin de greutate poate fi realizată adoptînd o secțiune cu talpă înclinată sub un unghi α < 200 Figura 19a sau cu pinten [5], Figura 19b.

a) b)

Figura 19. Sectiune zid de sprijin[33]

a) cu talpă înclinată; b) cu pinten

Pentru înălțimi mici de până la 1,5m și realizat din beton sau zidărie de piatră, zidul de sprijin poate avea o secțiune simplă Figura 20.

Figura 20. Sectiune simplă zid din beton sau piatră [33]

5.3 Ziduri de sprijin tip cornier

Ziduri de sprijin tip cornier realizate din beton armat au secțiunea transversală alcătuită dintr-un perete vertical încastrat într-o placă orizontală de fundație [9],[21] Figura 21.

Figura 21. Secțiune zid de sprijin tip cornier [11]

Ziduri de sprijin tip cornier realizate din beton armat au o structură mai zveltă cu o greutate mai mică față de alte soluții de ziduri de sprijin de greutate. Stabilitatea zidurilor tip cornier se obține din greutatea pământului din umplutura pe placa din spatele zidului.

Pentru înălțimi de peste 6m, zidul de sprijin este prevăzut cu contraforți dispuși transversal la distanțe 3÷4 m, Figura 22. [33]

Figura 22. Secțiune zid de sprijin cu contraforți [33]

Prin intermediul contraforților se reduce consumul de armătură dar se asigură o legătură suplimentară între peretele vertical și placa de fundație conducând la o rigidizare de ansamblu a zidului de sprijin [9].

Când înălțimile de sprijin sunt mari stabilitatea zidului de sprijin și reducerea valorii împingerii active a pământului se poate obține prin prevederea de console de descărcare Figura 23. [33]

Fig. 23. Sectiune zid de sprijin tip cornier cu consolă de descărcare [33]

5.4 Ziduri de sprijin din gabioane

Zidul de sprijin din gabioane se realizează prin suprapunerea unor cutii umplute cu piatră. Gabioanele sunt cutii cu capac detașabil, cu formă dreptunghiulară , realizate dintr-un cadru de oțel beton și fețe din plasă de sîrmă zincată Figura 24. [18],[33].

Figura 24. Secțiune zid de sprin din gabioane [33]

Cutiile au înălțimea de 1m și lățimea de 1,0m;1,5m; 2m cu lungimi de până la 4m. Zidul de sprijin din gabioane se adptă ca soluție de sprijinire pentru înălțimi de până la 5m.

5.5 Ziduri de sprijin din elemente prefabricate

5.5.1 Zid de sprijin din căsoaie din lemn

Primele căsoaie au fost realizate din lemn. Ele sunt alcătuite din elemente liniare de tipul grinzilor, care țesute prin stivuire realizează incinte sub forma unor celule cu secțiune pătrată sau dreptunghiulară Figura 25a,b [33].

a) căsoaie din lemn b) zid de sprijin din căsoaie din lemn

Fig. 25. Zid de sprijin din căsoaie din lemn [33]

Incintele formate se umplu cu piatră spartă sau pământ slab coeziv.

5.5.2 Zid de sprijin din căsoaie din beton

Pentru înălțimi mai mari de sprijinire și situații în care nu sunt prezente alte sarcini exterioare se poate adopta secțiunea din Figura 26.

Figura 26. Căsoaie din beton [33]

Elementele din lemn sunt înlocuite cu elemente prefabricate realizate din beton armat. Primul rînd de căsoaie se montează pe o fundație de beton. Se toarnă un strat de beton cu o pantă de 5% pentru a asigura scurgerea apei din interior. Se continuă stivuirea și umplerea incintelor cu material. Cu această soluție se pot executa ziduri de sprijin cu o înălțime de până la 10m, iar pe terenuri compresibile putînd prelua tasările inegale pe lungimea amplasamentului [14].

5.5.3 Zid de sprijin din casete prefabricate

Casetele prefabricate sunt realizate din beton armat. Ele au forma unui cub cu secțiunea dreptunghiulară având lungimea variabilă, cu dimensiuni cuprinse între 1m și 3m. Figura 27 [20],[21].

Figura 27. Casetă prefabricată din beton armat [21]

Pereții sunt prevăzuți cu goluri pentru fixare cu tije filetate. Zidul se execută prin stivuirea casetelor fără țesere.Ele se așează pe verticală formînd un rost continuu și se fixează cu ajutorul tijelor filetate Figura 28. a,b.

a) cutie cu goluri pentru fixare b) zid de sprijin din casete prefabricate

Figura 28. a,b Zid de sprijin din casete prefabricate [21]

Casetele se pot umple cu pământ sau beton simplu. Adoptarea unei soluții de zid de sprijin din casete prefabricate conduce la reducerea costurilor pentru manoperă și material atunci când umplutura casetelor se realizează cu pământ.

5.6 Măsuri constructive

Zidurile de sprijin sunt lucrări cu lungimi mari. Prin natura terenului neuniformă pe lungimea zidurilor pot apărea tasări neuniforme care conduc la degradări în timp. Pentru a întîmpina aceste degradări zidurile vor fi prevăzute cu rosturi de tasare cu rol și de dilatație la distanțe de 6÷10m pentru zidul de sprijin de greutate din beton nearmat și la o distanță de 20÷40m pentru cele din beton armat [9].

Partea cea mai expusă degradării datorită factorilor externi este coronamentul zidului. Pentru ai oferi o rezistență mai mare, coronamentul poate fi protejat prin placare cu dale din piatră naturală sau beton ori cu o centură din beton armat monolit.

Un factor important în exploatarea la parametrii proiectați a zidului de sprijin îl reprezintă apa, care se poate infiltra prin spatele zidului de sprijin ajungînd astfel la terenul de fundare. Pentru a evita acest fenomen, încă din faza de proiectare se prevăd elemente constructive necesare pentru a asigura colectrea și evacuarea apei Figura 29. [9],[21].

Figura 29. Drenarea apei din spatele zidului de sprijin [21]

Apa provenită din infiltrații în spatele zidului de sprijin se colectează și evacuează prin intermediul uni dren vertical realizat din:

dop de argilă la partea superioară pentru a împiedeca infiltrațiile de apă;

strat drenant din material granular;

radier din beton cu rol de colectare;

barbacane care conduc apa în fața zidului;

rigolă de colectare a apei.

5.7 Ziduri de sprijin din pământ armat

Pământul a fost printre primele materiale de construcție folosite de om. S-au realizat construcții limitate ca performanțe în timp și dimensiuni executate datorită proprietăților fizico-mecanice ale pământului și materialelor înglobate în structură. Încercarea de a îmbunătății calitățile pământului cu paie sau alte resturi vegetale nu a reușit să asigure durabilitate și stabilitate în timp mai îndelungat de exploatare [8].

Proiectul armatei romane pentru construcția unui debarcader în portul Londium din secolul I, descoperit la Londra Figura 30, demonstrează că tehnicile de realizare a unei structuri din pământ armat sunt similare cu cele practicate astăzi [4].

Figura 30. Structură pământ armat debarcader [4]

Dezvoltarea industriei materialelor de construcții, ca necesitate a expansiunii activității de construcții în domeniul terasamentelor căilor de comunicații, a lucrărilor de îndiguire ori a amenajării terenurilor în pantă a condus la apariția geosinteticelor ca materiale de construcție [8].

Înglobarea geosinteticelor în masive de pământ asigură creșterea performanțelor mecanice și hidrice a pământului.Ele pot avea rolul de armătură, element de ancorare sau de membrană de rezistență.

Pământul armat ca material de construcție a rezultat din conlucrarea structurală dintre un pământ granular necoeziv capabil să preia solicitările de compresiune și forfecare și un material cu rol de armătură capabil să preia întinderea [36].

Eforturile de întindere din pământul armat sunt transmise armăturii prin frecare armătură-teren sau încleștare în nodurile geogrilei. Dispunerea armăturii se face după direcțiile în care eforturile de întindere sunt importante.

Zidul de sprijin din pământ armat se realizează prin așternerea succesivă a unor straturi orizontale de pământ între care sunt intercalate armăturile legate la un capăt de parament Figura 31. [6],[9],[21]

Figura 31. Alcătuire pământ armat [21]

Materialele care intră în alcătuirea pământului armat trebuie să corespundă unor cerințe și anume. [14]:

Pământul de umplutură:

să nu prezinte sensibilitate la umezire;

să nu conțină materii organice;

să nu prezinte agresivitate chimică sau biologică față de materialul din care este confecționată armătura.

Armătura:

să nu fie casantă;

să fie suplă și rezistentă la întindere;

să aibă rezistența necesară atît în timpul execuției cât și în exploatare față de factorii distructivi mecanici,chimici sau de mediu;

Elementele de armare pot fi realizate din [29]:

metal- rezistent la coroziune sub formă de bare, benzi sau grile;

beton armat;

geosintetice care pot fi geotextile țesute sau nețesute, realizate din materiale naturale sau fibre sintetice, geogrilele sudate, țesute sau extrudate mono sau biaxiale, realizate din polietilenă sau poliamidice sau geocompozite realizate din combinații de material cu cle puțin un geosintetic formînd geocelule;

structuri ancorate – realizate din armături metalice sau polimerice care la fațadă are formă de ancoră.

Paramentul are rolul de a reține în corpul masivului pământul din fațadă care tinde să lunece dintre armături. El trebuie să corespundă următoarelor cerințe:

să fie rezistent la șocuri mecanice;

să fie elastic și flexibil;

să aibă rezistență locală suficientă pentru a putea reține pământul dintre două rînduri de armătură.

În execuția zidurilor de sprijin din pământ armat se folosesc diferite variante pentru elementele de parament adaptate factorului estetic, de topografia amplasamentului și de condițiile de exploatare în timp. Prinderea armăturii de parament se realizează adoptînd soluții prezentate în Figura 32. [4],[21],[29].

Figura 32. Soluții de prindere armatură parament [4],[21],[29].

Pentru proiectarea unui zid de sprijin din pământ armat se parcurg următoarele etape:

cunoscând înălțimea de sprijinit, amplasamentul cu caracteristicile fizico-mecanice se aleg dimensiunile zidului;

se alege materialul-pământ- folosit ca umplutură;

se stabilește soluția de armare, tipul și prinderea;

se alege paramentul ca soluție atît estetică cât și funcțională;

se verifică stabilitatea externă;

se verifică stabilitatea internă :

Stabilitatea externă a zidului de sprijin din pământ armat este asigurată dacă sunt îndeplinite condițiile ca pentru un zid de sprijin clasic, respectiv să fie verificată stabilitatea la alunecare, răsturnare și de capacitate portantă a terenului, pierderea globală a stabilității. Stările limită ultime de stabilitate externă sunt prezentate în Figura 33. a,b,c [29].

Cedare prin răsturnare și b) Cedare prin alunecare

depășirea capacității portante

c) Pierderea stabilității globale

Figura 33. Stări limită stabilitate externă [29]

Verificarea stabilității externe a unui zid de sprijin din pământ armat se face parcurgînd etapele prezentate în Figura 34 [29]

Figura 34. Verificarea stabilității externe [29]

Stabilitatea internă poate fi afectată în două moduri (Figura 35.).

Figura 35. Stabilitate internă cedarea armăturii [29]

Pierderea stabilității interne se poate produce în condițiile în care toată armătura din masiv cedează și se produce o pierdere a stabilității interne generale, iar atunci când armătura este afectată de smulgere ori rupere numai izolat pe o anumită zonă sau rînd, caz în care se produce o instabilitate internă locală.

Verificarea stabilității interne a unui zid de sprijin din pământ armat se face parcurgînd etapele [29] prezentate în Figura 36.

Figura 36. Verificarea stabilității interne

În literatura de specialitate se recomandă să se adopte ca metodă de proiectare pentru armătura extensibilă „metoda penei ancorate” iar pentru armătură inextensibilă „metoda gravității coerente”.

6 Ancoraje

6.1 Definire, alcătuire

Dezvoltarea soluțiilor de susținere a pereților excavațiilor adânci sau subterane a condus la apariția de tehnologii de sprijinire a elementelor de susținere de masivul de pământ sprijinit. O astfel de tehnologie este cea a ancorajelor. Această tehnologie a avut la început aplicabilitate în minerit și în construcția de tunele.

Dezvoltându-se ca tehnică de asigurare a stabilității masivului de pământ, ancorejele se adoptă cu succes ca soluție pentru asigurarea stabilității lucrărilor de susținere a pereților excavațiilor adânci. Prin rezemarea cu ancore a structurii de susținere a pereților excavațiilor se obține un spațiu liber în interiorul incintei permițînd astfel derularea execuției fără obstacole.

Ancorajul este un dispozitiv cu funcție statică prin intermediul căruia se transmite după o anumită direcție, forțe de întindere a masivului de pământ din zona ancorată [10].

L.Hobst și J.Zajic (1970) pornind de la necesitatea unei uniformizări a definițiilor și terminologiei au stabilit că părțile componente a ancorei sunt capul ancorei, corpul ancorei și rădăcina ancorei.

Capul de ancorare este terminația exterioară prin care se transmite efortul din armătură la structura ancorată. Corpul ancorei(tirantul) este confecționat din bare de oțel, fascicule din sîrmă de oțel împletite(toroane) sau drepte ori cabluri și leagă capul ancorei de bulb. Prin intermediul tirantului se realizează transferul forțelor de întindere de la capul ancorei la rădăcină sau bulb din zona de ancorare. Bulbul asigură transmiterea forței de întindere din ancoraj la masivul de pământ [31].

Prin normativul NP 114-2013 și SR EN 1537-2004 se definesc părțile componente al unui ancoraj, care sunt prezentate în Figura 37.

Figura 37. Ancoraj de teren [31]

1-punct de fixare a armăturii în presa la tensionare; 2- punct de fixare a armăturii în capul de ancorare în exploatare; 3- placă de distribuție;

4- bloc de transfer al forțelor de întindere; 5-element structural;

6-pământ/roca; 7-foraj; 8-manșon de protecție împotriva aderenței;

9-armătura; 10-corp injectat-bulb

În cazul ancorajelor provizorii, pentru componentele metalice se realizează o protecție anicorozivă astfel încât să se prevină sau încetini procesul de coroziune pe durata de exploatare de doi ani. Pentru ancorajele permanente, prin protecția anticorozivă, trebuie să se realizeze un strat continuu de material anticoroziv astfel încât acesta să nu se degradeze pe durata de serviciu a ancorajului [34].

Structurile ancorate pot fi realizate pentru:

lucrări de susținere;

lucrări de stabilizare a taluzelor și rambleelor;

lucrări de stabilizarea cavităților subterane;

pentru structuri sau subsoluri solicitate la subpresiuni datorate apelor subterane;

elemente ce transmit la teren forțe de întindere generate de suprastructură.

6.2 Clasificarea ancorajelor

Ancorajele se pot clasifica astfel [21],[31] :

1) În funcție de durata de viață:

a) ancoraje permanente care au o durată de viață mai mare de doi ani și care pot fi:

ancoraje de clasă A folosite pentru construcții de importanță I și I I;

ancoraje de clasă B folosite pentru construcții de altă importanță decât I și I I stabilite conform CRO.

b) ancoraje provizorii a căror durată de viață este de pînă la doi ani

2) În funcție de modul în care tirantul este pus sub tensiune:

a) ancoraje pasive – sunt nepretensionate la care forța din tirant apare când sub acțiunea împingerii pământului apar deformații în peretele ancorat;

b) ancoraje active – sunt pretensionate la care forța din tirant este transmisă de la dispozitivul de tensionare către teren.

6.3 Soluții constructive

O soluție constructivă în cazul ancorării constă în utilizarea ancorelor pasive din Figura 38. care se regăsesc în cazul unor lucrări de amploare redusă.

Bulbul se realizează dintr-o placă metalică sau bloc de ancoraj, a căror dimensiuni rezultă din echilibrul între împingerea activă și pasivă de pe fețele plăcii de ancoraj și forța care solicită ancorajul . Armătura ancorajului este o bară din oțel și capul este o piuliță care prin strîngere pe un profil metalic asigură fixarea între ancoraj și perete [21].

Figura 38. Ancoraj cu placă de ancorare [21]

Ancorajul pretensionat se realizează prin forarea unei găuri în teren, introducerea armăturii și cimentarea pe lungimea de ancorare a armăturii. În Figura 39. este prezentată soluția de ancoraj pretensionat [21].

Figura 39. Ancoraj pretensionat [21]

1-armătură pretensionată; 2-centror; 3-etanșare; 4- țeavă polietilenă;

5-element ancorat; 6-placă de repartiție; 7-blocaj.

O soluție care se adoptă tot mai mult în practica curentă o reprezintă ancorajul la care armătura este formată dintr-o tijă din oțel filetată, prevăzută cu un gol longitudinal Figura 40. [21]

Figura 40. Ancoră autoforantă [21]

. Această soluție se aplică pentru un ancoraj pasiv pentru lucrări de țintuire sau ca ancoraj activ în situația în care forța de solicitare este redusă.

7 Acțiunea apei de suprafață și subterană în teren

7.1 Aspecte generale

Apa în teren are un rol determinant în stabilitatea și comportarea în timp a acestuia.

Ca parte componentă al sistemului trifazic al pământului Figura 41. [26]

Figura 41. Sistemul trifazic în probă de pământ

Apa se regăsește în pământ datorită interacțiunii electromoleculare dintre particulele solide și apă prezentate în Figura 42. [26] sub diferite forme:

apă sub formă de vapori;

apă sub formă de gheață;

apă legată fizic;

apă legată chimic;

apă liberă care poate fi gravitațională sau capilară.

Figura 42. Interacțiunea electromoleculară între particule solide și apă

sau Complexul de adsorbție [26]

Apa sub formă de vapori

Prin structura moleculară a doi atomi de hidrogen și unul de oxigen prezentat în Figura 43. (dipol) apa are proprietăți deosebite care influențează comportarea materialelor cu care intră în contact.

Figura 43. Dipolul de apă [14]

Temperatura apei reprezintă un factor important care îi influențează structura. La temperaturi ridicate legăturile de hidrogen se desfac apa transformându-se în vapori. O clasificare a formelor de apă regăsite în pământ se poate face în funcție de câmpul de forțe care o influențează și starea de agregare a apei astfel:

la temperaturi reduse structura devine afînată și cristalină formînd gheața prin producerea condensării apei din pori;

atunci când presiunea din atmosferă este mai mică decât presiunea vaporilor din pământ are loc evaporarea apei.

Temperatura apei din pământ la adâncimea H se poate determina aproximativ cu relația (7.1) [26]:

T = (7.1)

unde:

T = temperatura apei la adâncimea H;

H= adâncimea de studiu;

h = adâncimea stratului de temperatură constantă;

g = traptă geotermică la 33m.

La adâncimi mai mari de 25-30m apa are o temperatură și structură constantă.

Apa sub formă de gheață

Apa din porii pământului se comportă diferit la variațiile gradienților de temperatură.

În porii pământului apar cristale izolate sau sub formă de lentile de apă înghețată când temperaturile scad sub anumite limite.

Temperatura la care apa din teren îngheață este diferită. Apa se transformă în gheață la temperaturi cu atît mai joase cu cât diametrul tuburilor capilare este mai mic.

Apa pură îngheață la 00C. În urma încercărilor de laborator s-a stabilit că temperatura de îngheț a apei este de -6,40C pentru un tub capilar având diametrul de 1,6mm și de -18,50C pentru diametrul de 0,06mm [36].

Creșterea volumului cristalelor de gheață se produce prin atragerea moleculelor de apă din apa liberă și capilară. Apariția lentilelor de gheață este determinată de forța de adsorbție care crește proporțional cu scăderea temperaturii.

Fenomenul de termoosmoză conduce la migrarea apei către zona cu temperaturi mai scăzute, redat în Figura 44. [5].

Figura 44. Migrarea apei Fenomenul de teroosmoză [5]

Înghețarea apei produce o creștere a volumului acesteia cu peste 9%, conducând și la modificări ale caracteristicilor fizico-mecanice a pământului.

Prafurile și nisipurile prăfoase prezintă o sensibilitate mai mare de îngheț față de nisipuri sau argile. O clasificare a pământurilor gelive, prezentată în Tabelul 4 este stabilită în funcție de indicele de plasticitate Ip și compoziția granulometrică.

Tabelul 4 Sensibilitate la îngheț – Clasificare [STAS 1243-88]

Sensibilitatea la îngheț este stabilită prin raportarea la valoarea Δh/, de către Laboratorul Central de Poduri și Șosele-Franța conform tabelului 5 [26]

Tabelul 5 Sensibilitate la îngheț a pământurilor conform L.C.P.C.[26]

unde:

Δh(mm) – reprezintă umflarea probei de pământ;

I – reprezintă un coeficient obținut prin menținerea probei de pământ la o temperatură constantă de 0C un anumit număr de zile (10).

Apa legată fizic

Apa legată fizic denumită și apă de adsorbție, formează în jurul particulei solide al scheletului mineral o peliculă de apă legată. Legătura dintre particula scheletului mineral și molecula de apă se realizează prin forțe de natură electromoleculară având la bază fenomene electrochimice și fizice.

Apa de adsorbție se regăsește sub formele:

a) Apă higroscopică sau strâns legată fiind reprezentată de o peliculă moleculară formată prin adsorbția directă a vaporilor de apă din aer. Molecula de apă neutră din punct de vedere electric polarizează către suprafața particulei solide a scheletului mineral reprezentat în Figura 45 [14] formînd o peliculă de apă.

Figura 45. Polarizarea moleculelor de apă [14]

Legarea vaporilor de apă de particula solidă dezvoltă căldură. Această apă nu conferă pământului calități plastice și nu transmite presiuni hidrostatice, ea având o densitate mai mare decât apa obișnuită, deplasarea de la un strat la altul se realizează parcurcând suprafețe umede și uscate prin starea de vapori.

b) Apă peliculară sau slab legată este formată din molecule de apă care sub acțiunea forțelor electromoleculare înconjoară particula solidă într-un al doilea strat. Orientarea neregulată a moleculelor de apă crește o dată cu distanța față de particula solidă.

Moleculele de apă sunt atrase de particulele solide cu presiunea osmotică care descrește concomitent cu creșterea distanței față de particulă Figura 46. [9]

Figura 46. Variația presiunii osmotice [9]

Presiunea osmotică se anulează la limita straturilor de apă legată și apă liberă, molecula de apă nu mai este legată de particula solidă iar apa se numește liberă.

Apa legată chimic

Apa legată chimic se regăsește în compoziția mineralelor. Modul în care elementele chimice din alcătuirea mineralelor sunt legate de apă definesc următoarele:

a) Apă de hidratare care se regăsește sub formă de [18]:

Apă de constituție care este strâns legată de scheletul mineral, regăsită în compoziția chimică a hidroxizilor și care poate fi eliminată în cantități determinate și temperaturi având valori pînă la 10000C.

Apă de cristalizare mai slab legată de scheletul mineral, care poate fi eliminată prin încălzire treptată pînă la 1000C.

b) Apa zeolitică mai strâns legată decât apa de cristalizare de scheletul mineral, se regăsește sub formă de molecule în rețeaua cristalină a mineralului.

Apa liberă

Apa liberă se regăsește în pământ sub formă de apă gravitațională și de apă caplară.

Apa gravitațională umple în structura pământului porii și golurile; ea se deplasează liber sub acțiunea presiunilor hidrostatice și a forțelor de gravitație. Din punct de vedere chimic apa gravitațională nu este pură, ea conține diverse săruri dizolvate și substanțe în stare coloidală, iar funcție de pH pe care îl conține poate avea o reacție bazică sau acidă.

Apa capilară comparativ cu apa legată fizic care este sub influența forței elrctromoleculare, se află sub efectul forțelor de tensiune superficială și a gravitației.

Tendința lichidului de a avea o suprafață de contact cât mai mică cu aerul în zonele de separație lichid-aer și sold-lichid, manifestată prin forțe de tensiune superficială, conduc la apariția ascensiunii capilare.

Porii din structura pământului se constitue într-o rețea de tuburi cu diametre variabile în care apa se ridică prin capilaritate. Angrenajul capilar prezent în masivul de pământ este reprezentat în Figura 47. [26].

Figura 47. Canale capilare [26]

Având în vedere fenomenul de capilaritate, porii pot fi clasificați în funcție de marimea lor astfel [9]:

pori supracapilari cu diametre > 0,508mm. Prin acești pori apa circulă sub efectul forței gravitaționale;

pori capilari cu diametrul de 0,508÷0,0002mm, la care se manifestă fenomenul de capilaritate;

pori subcapilari având diametru < 0,0002mm unde apa este împiedecată să circule, ea fiind reținută prin forțe de adsorbție.

Forțele de tensiune superficială conduc la ridicarea apei în tubul capilar pînă în momentul realizării unui echilibru între forțele de antrenare capilară și greutatea coloanei de lichid.

Stabilirea înălțimii hc la care se ridica apa în tubul capilar din Figura 48. prin fenomenul de capilaritate se poate determina cu următoarea relație [9]:

hc = [cm] (7.2)

unde:

Ts = tensiuni superficiale

α = unghiul dintre peretele tubului și tangenta la menisc

ρw = densitatea apei

g = accelerația gravitațională

r = raza tubului capilar

Figura 48. Înălțimea capilară și acțiunea forțelor capilare [9]

Pentru diferite tipuri de pământ înălțimile capilarelor sunt prezentate în tabelul 6.

Tabel 6 Înălțimi capilare [26]

Înălțimea la care se ridica apa în teren este în funcție de natura lui, de distribuția și mărimea porilor. Deasupra nivelului hidrostatic, în masivele de pământ apa capilară este distribuită pe trei paliere, prezentate în Figura 49 astfel:

Figura 49. Distribuția apei capilare pe verticală în masivul de pământ [26]

Palierul – 1 – cuprinde o zonă de saturație capilară;

Palierul – 2 – reprezintă o zonă de saturație capilară parțială;

Palierul – 3 – este zona apei capilare de contact.

Prin acțiunea tensiunii superficiale pe conturul meniscului se produce în pereții tubului capilar o presiune denumită presiune capilară. Valoarea efortului de compresiune din scheletul mineral depinde de înălțimea tubului capilar și de unghiul de umectare.

Fenomenul de capilaritate se manifestă și în plan orizontal,între două plăci paralele dispuse la distanțe mici care fac un unghi între ele ca în Figura 50.

Figura 50. Capilaritate în plan orizontal [36]

Valoarea înălțimii hc la care se ridică apa între cele două plăci va fi invers proproțională cu distanța d dintre între plăci .

În jurul zonei de contact dintre particule, în cazul în care porii nu sunt complet umpluți cu apă se formează apa capilară de contact. Prin tensiunile superficiale de pe conturul meniscurilor se produc presiuni capilare care vor presa particulele între ele conducând astfel la apariția unei legături între acestea similare forței de atracție.

Coeziunea aparentă definește acest fenomen care se manifestă atît timp cât în pământ există apă capilară și dispare prin evaporarea apei sau prin inundarea pământului, respectiv prin dispariția meniscurilor și a tensiunilor superficiale.

7.2 Soluții de limitare a acțiunii apei

asupra stabilității masivului de pământ

Apa prezentă în pământ reprezintă un element esențial în destabilizarea versanților sau a excavațiilor adânci. Adoptarea unor soluții de renare a suprafeței de pământ conduce la limitarea și chiar diminuarea efectului destabilizator a apei prin reducerea presiunilor interstițiale.

Caracteristicile hidrogeologice și hidrologice aduc o contribuție defavorabilă privind stabilitatea masivului de pământ excavat sau sprijinit. Prezența apei conduce la manifestarea suplimentară a unor forțe interstițiale, forțe de subpresiune ori forțe de antrenare hidrodinamică cu efect major în stabilitatea suprafaței pe care se manifestă.

Limitarea acțiunii apei asupra stabilității unei suprafețe de pământ, versant sau o săpătură deschisă se realizează prin aplicarea unor măsuri de drenare a apei. Acestea au ca scop reducerea efectelor prin modificarea traseului de curgere și limitarea infiltrațiilor prin colectarea și dirijarea apelor de suprafață.

Soluțiile de drenare a apei trebuie să aibă în vedere următoarele elemente determinante:

controlul strict asupra ridicării nivelului apei subterane;

eliminarea totală sau parțială a forțelor și efectelor asupra zonei cu potențial de alunecare datorate prezenței apei subterane;

reducerea la maxim posibil a infiltrațiilor apei de suprafață și dirijarea acesteia în afara zonelor cu crăpături, cauzate de mișcarea suprafeței de pământ alunecător.

Adoptarea unei soluții privind realizarea sistemului de drenare a apei trebuie să aibă la bază un studiu amănunțit privind datele tehnico-geologice, hdro-geologice și nu în ultimul rînd un studiu geotehnic asupra suprafeței de pământ ce urmează a se drena.

Realizarea lucrărilor de drenare a apei, rezolvă parțial sau uneori în totalitate, problema stabilizării unui versant ori taluz, sau consolidarea unei zone cu potențial de alunecare.

Drenurile reprezintă construcții cu ajutorul cărora se poate realiza colectarea și evacuarea dirijată a apei, coborîrea nivelului pînzei freatice, asigurarea stabilității taluzurilor și versanților, a zidurilor de sprijin ori stabilitatea infrastructurii podurilor.

Drenarea de suprafață

Prin lucrările de drenare a apei de suprafață se reduc modificările în timp a caracteristicilor fizice și mecanice a terenului precum și acțiunea hidrodinamică a apei.

Apele de suprafață provenite din precipitații abundente sau dintr-o perioadă mai îndelungată de timp, au tendința de a stagna în zone de contrapantă, sau pantă mai mică, ori de a se infiltra în fisuri.Aceste fenomene conduc la înmuierea rocii și la creșterea greutății straturilor de pământ.

În cazul pământurilor argiloase creșterea umidității conduce la o scădere a coeziunii și a unghiului frecării interioare, implicit la reducerea rezistenței la forfecare.

Drenarea apelor de suprafață nu rezolvă în totalitate stabilitatea unui masiv alunecător, dar are o contribuție semnificativă în diminuarea sau stoparea deplasării acestuia.

Lucrările de drenare a apei de suprafață se realizează sub formă de rigole și canale de colectare, prezentate în Figura 51. Acestea au rolul de captare, colectare și evacuare a apei, provenită din infiltrații sau pentru coborîrea nivelului apei freatice.

a1 a2 a3

Figura 51. Dren de suprafață [9]

Rigolele de colectare Figura 51 a1 și a2 sunt șanțuri deschise. Ele pot avea o secțiune trapezoidală Figura 51 a1 sau sub formă de jgeab Figura 51 a2.

Se execută prin săpătură mecanizată și manuală, cu o adâncime de maxim 0,75m, pe o direcție oblică față de linia de cea mai mare pantă, asigurînd astfel o suprafață mai mare de captare.

În funcție de natura terenului în care se execută, de adâncimea și panta rigolei, de caracterul temporar sau permanent, radierul și pereele rigolelor pot fi realizate dintr-un strat de umplutură, executat din piatră brută, sau un strat filtrant din material granular și geosintetic.

Canalele de colectare Figura 51 a3, sunt executate sub forma unor șanțuri deschise, având o adâncime de 1m . Prezintă o sectiune trapezoidală, cu radier și pereu din beton, elemente prefabricate sau zidărie de piatră [9],[31],[34].

Drenarea subterană

Lucrările de drenare a apei subterane reprezintă o soluție eficientă de consolidare și stabilizare a terenurilor cu potențial de alunecare, a construcțiilor de sprijin sau pentru corectarea pantei versanților.

Drenurile subterane se regăsesc sub formă de:

Drenuri orizontale închise reprezintă o soluție avantajoasă pentru lucrări executate la o adâncime de pînă la 4 ÷ 5m prezentate în profilul longitudinal în Figura 52 [9].

Figura 52. Profil longitudinal dren orizontal închis [9]

Acestea se executată sub forma unor șanțuri, având secțiunea dreptunghiulară sau trapezoidală. Pentru a mări stabilitatea și îndeplinirea parțială a rolului de lucrare de sprijin, radierul este încastrat în stratul impermeabil.

Colectarea și evacuarea apei se realizează prin intermediul unei rigole cu secțiune circulară executată pe un radier din beton, protejată de tuburi filtrante prefabricate. Secțiunea drenului se umple cu piatră brută și material drenant de granulațiediferită.

Închiderea drenului se realizează printr-un dop de argilă bătută, având o grosime de minim 50cm, prezentat în Figura 53 [9].

Figura 53. Dren subteran închis cu dop de argilă [9]

O altă soluție de închidere la partea superioară a drenului, constă în turnarea unui strat de beton peste care se realizează un pereu din zidărie de piatră, prezentată în Figura 54.

Figura 54. Dren subteran inchis cu beton

Drenuri forate care se aplica cu succes datorită avantajelor

tehnico-economice.

Această soluție se aplică pentru drenarea de adâncime mare și medie. Sistemul de drenuri forate prezentate în Figura 55. sunt realizate din tuburi de policlorură de vinil perforate pe ¾ din circumferință, cu lungimi de 1,5 ÷ 6m și asamblate prin înșurubare [34].

Figura 55. Drenuri forate [34]

Tuburile se învelesc în geotextil realizînd astfel un filtru invers. Forajele se execută cu utilaje care pot avea acces în zonă și realizarea de diametre de foraj de cel puțin 110mm pentru tuburi filetate sau 125mm pentru tuburi îmbinate prin mufare.

Sistemul de dren forat are în alcătuirea lui puțuri colectoare tip cheson deschis în care descarcă apa preluată prin tuburile forate prezentat în profil în lung în Figura 56. și vedere în plan în Figura 57. [9].

Figura 56. Profil longitudinal [9]

Figura 57. Vedere în plan [9]

1 – ranfort cap de dren; 2 – conducte de evacuare; 3 – drenuri forate;

4 – puțuri colectoare; 5 – suprafață de alunecare.

Eficiența ridicată și durata de execuție mult redusă comparativ cu alte soluții a condus la adoptarea drenurilor forate în tot mai multe lucrări.

În lucrările de construcții regăsim pământul în cele trei ipostaze și anume, de material de construcție, de încărcare pe construcții și de teren de fundare. Pământul prin compoziția sa trifazică solid-lichid-gazos, în raport cu apa are un comportament diferit față de alte materiale, conferindu-i proprietăți precum consistență și plasticitate, sensibilitate la fenomenul de îngheț, variații de volum funcție de umiditate.

8. BIBLIOGRAFIE

Băncilă I. – Geologie inginerească,vol II, Editura Tehnică București,1981.

Beleș A., Mihăilescu, Clemansa St. – Calculul construcțiilor amplasate pe terenuri deformabile, Editura Academiei, București, 1977.

Boboc V., Zarojanu Gh. – Terasamente rutiere, Editura Societății Academice ,,Matei Teiu Botez” Iași, 2005.

Dron A. – Cambaterea instabilității pămînturilor în practica lucrărilor de îmbunătățiri funciare, Editura Ceres, București 1982.

Filliat G. Eds. – La pratique des sols et fondations du Moniteur, Paris 1981.

Florea M.N. – Mecanica rocilor, Editura Tehnică București, 1983.

German Society For Geotechnics – Recommendations on Excavations, Ed. Ernst&Sohn 2003.

Gruia A., Haida V. – Geotehnică și Fundații, I.P. Traian Vuia Timișoara 1990.

ICCECON- Asigurarea calității și eficienței lucrărilor de infrastructură în construcții. Caracteristici specifice și cerințe privind procedee tehnologice și echipamente performante, M.D.R.A.P. 2012.

Iliescu M – Geosintetice, Editura Dacia Cluj-Napoca 1994.

Haida V., Marin M., Mirea M – Mecanica pământurilor, Editura Orizonturi Universitare Timișoara 2007.

Găzdaru A, Manea S, Feodorov V, Batali L. – Geosinteticele în construcții, Editura Academiei Române, 2008.

Lungu I., Stanciu A., Boți N. – Probleme speciale de geotehnică și fundații, Editura Junimea Iași 2002.

Marinescu C. – Asigurarea stabilității terasamentelor și versanților, Vol I și II, Editura Tehnică București 1998.

Lehr H. – Fundații vol. I, Editura de stat pentru Arhitectură și Construcții (ESPAC) 1954.

Manoliu Iacint – Fundații și procedee de fundare, E.D.P. București 1983.

Păunescu M., Pop V., Silion T. – Geotehnică și fundații, E.D.P. București 1982.

Popa A., Ilieș N. M. – Fundații, Editura Casa Cărții de Știință Cluj-Napoca 2013.

Rowe P.W. – Ancored sheet pile walls, Proc ICE vol.I pp. 27-70

Silion T., Răileanu P., Mușat V. – Fundații în condiții speciale, Institutul Politehnic Iași 1988.

Silion T., Răileanu P., Stanciu A. – Fundații-Pămînt armat, Institutul Politehnic Iași 1980.

Zaruba Q., Mencl V. – Alunecările de teren și stabilitatea lor. Editura Tehnică București 1974.

GP 129-2014 – Ghid privind proiectarea geotehnică, Partea 1 – Investigarea și încercarea terenului, Partea 2 – Proiectarea geotehnică.

NP 074-2014 – Normativ privind documentațiile geotehnice pentru construcții.

NP 113-04 – Normativ privind proiectarea, execuția, monitorizarea și recepția pereților îngropați.

NP 114-2013 – Normativ privind proiectarea geotehnică a ancorajelor în teren.

NP 124:2010 – Normativ privind proiectarea lucrărilor de susținere.

P100-2013 – Prevederi de proiectare pentru clădiri– Cod de proiectare seismică Partea I.

SR 13440-1 Lucrări de căi ferate. Drenarea apelor în zona căii. Partea 1 – Drenuri gravitaționale. Prescripții de proiectare și de execuție.

SR 13440-2 Lucrări de căi ferate. Drenarea apelor în zona căii. Partea 2 – Drenuri forate. Prescripții de proiectare și de execuție.

SR EN 1538:2002 – Execuția lucrărilor geotehnice speciale. Pereți mulați.

SR EN 1997-1:2006 – Proiectarea geotehnică: Partea 1- Reguli generale.

***www.CFAinimagini.ro

*** www.manual.midasusser.com – Manual de utilizare midas gts nx

***http://bavaria.utcluj.ro/-ccosmin, 2009

Marin M., Mirea M. – Sisteme de fundare a construcțiilor, Editura Orizonturi Universitare, Timișoara 2011.

Nicolescu L. – Tehnologia stabilizării pămîntului, Editura Ceres București 1975.