UTCB - Buletin Stiintific - 2009 - Nr. 1

8/19/2019 UTCB - Buletin Stiintific - 2009 - Nr. 1

1/107

BULETINUL ŞTIINŢIFIC

AL

UNIVERSITĂŢII TEHNICEDE CONSTRUCŢII

BUCUREŞTI

NR.1/2009


2/107

Disclaimer

With respect to documents available from this bulletin, neither UTCB nor any of its employees, makes any warranty, express orimplied, or assumes any legal liability or responsibility for the accuracy, completeness, or usefulness of any information,apparatus, product, or process disclosed. Reference herein to any specific commercial products, process, or service by trade name, trademark, manufacturer, or otherwise,does not necessarily constitute or imply its endorsement, recommendation, or favoring by the UTCB.

The views and opinions of authors expressed herein do not necessarily state or reflect those of UTCB, and shall not be used foradvertising or product endorsement purposes.

…………………………………………. …………………………………………. ………………………………………….

Cu privire la documentele prezente în acest buletin, nici UTCB şi niciunul din angaja ţ ii săi nu garantează , explicit sau implicit, şi nici nu î şi asumă vreo obliga ţ ie legal ă sau responsabilitate pentru corectitudinea, caracterul complet sau utilitatea oricărorinforma ţ ii, aparate, produse sau procese prezentate.Orice referin ţă care se face în documentul de fa ţă la produse comerciale, procese sau servicii, folosindu-se numele de marcă ,numele producătorului sau altele de acela şi tip nu constituie în mod necesar o sus ţ inere, recomandare sau favorizare a acestorade către UTCB. P ărerile şi opiniile autorilor, exprimate în documentul de fa ţă , nu reflect ă în mod necesar părerile şi opiniile UTCB şi ele nu vor fi folosite pentru a face reclamă sau pentru a sus ţ ine vreun produs.


3/107

CUPRINS

STUDII

Analize privind siguranţa în exploatare a cheurilor portuare de greutate Alexandru Balcu--------------------------------------------------------------------------------------------- 5

Solicitarea dinamică a echipamentelor cilindrice cu pereţi subţiri în timpulefectuării transportului în industriile de proces sau de materiale pentruconstrucţii (I) – Sârbu Laurenţiu --------------------------------------------------------------------------------- 31 O aplicaţie a modelării 3D pentru un monument istoric – Geogeta Pop (Manea),Mirela Daniela Dornescu-----------------------------------------------------------------------------------44

Modificarile reologice ale mixturilor bituminoase in procesul de reciclare – Luiza Dobre --52

Criterii economice pentru evaluarea riscului de incendiu – Ionel-Puiu Golgojan,Ştefan Vintilă ------------------------------------------------------------------------------------------------65

Determinarea submersiei minime necesare evitării vortexului la pompe.Aplicaţie prin testare fizică pe model la scară redusă la pompele NMV1000 şi

NMV 2000 utilizate în energetică - Stănescu Petrişor------------------------------------------------75

Zonarea teritoriului şi co-relaţii între diverşi para-metri geotehnici pentru loessuriledin Dobrogea – Gabriela Brânduşa Cazacu-------------------------------------------------------------94

Studiul oscilaţiilor unei nave şi ale unei sarcini din cârligul macaralei de bord – MirelaCotrumbă, Cosmin Bucur ------------------------------------------------------------------------------- 102


4/107


5/107

Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2009 5

Analize privind siguranţa înexploatare a cheurilor portuare degreutate

Analyses Regarding the OperationSafety of Port Gravity Quays

Alexandru Balcu,şef de proiect, inginer SC TRAPEC SA, Bucure

şti, Divizia Infrastructur

ă (Infrastructure

Division), Departamentul Hidrotechnic (Hydro Technical Department), e-mail: [email protected]

1. Introducere

În cadrul amenajărilor portuare, comportareaîn exploatare a infrastructurii de acostare –cheurile portuare, reprezintă un factorhotărâtor în siguranţa de ansamblu aamenajării precum şi în ceea ce priveştemenţinerea capacităţii de operare a portului

respectiv.În ultimile decenii dar cu precădere în ultimii7-8 ani [1], problema siguranţei structurale s-a

pus într-o legătur ă tot mai strânsă cuactivitatea specific portuar ă, respectiv cuoperarea navelor la cheu şi pe platformele

portuare, cu echipamentul portuar precum şicu infrastructura secundar ă: platforme

portuare, construcţii de depozitare, fundaţiile pentru căile de rulare ale macaralelor, sistemulferoviar, etc.O atenţie deosebită s-a acordat comportăriistructurilor portuare la acţiuni excepţionale.Dintre acestea, acţiunea seismică a fostconsiderată cea mai importantă, fiind doveditfaptul [1] că aceasta poate avea efectele celemai distrugătoare asupra acestor tipuri destructuri. Deşi acţiunea seismică a fost luată încalcul încă din cele mai vechi timpuri, fiindintrodusă în numeroase coduri şi norme, înultima perioadă s-a produs o revoluţie în ceea

ce priveşte tratarea acestei probleme: analizacomportării (strict) a construcţiei de acostare –cheul propriu-zis, a fost înlocuită de analizaduală structur ă – capacitate de operare, analizastructurală extinzându-se şi asuprainfrastructurii portuare adiacente.Lucrarea de faţă se înscrie în contextulanalizelor seismice şi post – seismice alecomportării construcţiilor portuare, utilizânddiverse metode de analiză. În cadrul acesteilucr ări, este prezentată analiza dinamică

utilizând metoda elementului finit a unui cheude greutate de tip cheson din portul Kobe,

1. Introduction

In the port development domain, theoperation behavior of the mooringinfrastructure – port quays represents avital factor on the overall safety of the portand on the maintenance of the portoperation capacity as well.

In the last decades but mainly in the last 7-8 years [1], the structural safety issue has

been closely connected with the portspecific activity, i.e. with the operation onships and on the port platform, with the

port equipment and with the secondaryinfrastructure: port platforms, storehouses,crane rail foundations, railway system, etc.Special attention has been granted to the

port structure behaviour under exceptionalloads. Among these, the seismic load has

been considered the most important, duethe fact that this load could lead to themost devastating effects on thesestructures [1]. Even the seismic load has

been taken into account in the engineeringcalculations since the oldest times, beingincluded in many norms and standards.Lately, a real revolution has started on thisissue: the analysis of (just) the mooringstructure behaviour – the quay proper, has

been replaced by the structure – operationcapacity bi-analysis. The analysisextended itself also on the neighbouring

port infrastructure.

The present paper is part of the differentkind of seismic and post – seismicanalyzes of the port structure behaviour.In this paper, it is presented the dynamicanalysis is presented using the finiteelements method of a caisson gravity quay

from the port of Kobe, Japan, which wasserious damaged during the 17th January


6/107

6 Buletinul Ştiinţific al UTCB nr.1 – 2009

Japonia, care în timpul cutremurului din 17Ianuarie 1995 a suferit avarii grave. Acest tipde analiză se înscrie în tendinţa generală destudiu prezentată mai sus, având ca scopuri

principale găsirea şi evidenţierea fenomenelorcare au dus la accidentul seismic precum şi

identificarea parametrilor de material care auavut o contribuţie esenţială în comportareaseismică a structurii.

2. Studiu de caz. Comportarea lacutremurul din 17 Ianuarie 1995 acheurilor portuare din portul Kobe,Japonia.

2.1 Introducere

Cutremurul din 17 Ianuarie 1995 a afectatzona Kansai din jurul oraşului Kobe, oraş – port reprezentativ din Japonia Centrală.Cutremurul, numit şi “Marele Dezastru”,s-a soldat cu moartea a 5502 de oameni şicu pagube materiale estimate la zeci demiliarde de yeni.Având 7,2 grade pe scara japoneză MJMA,corespunzător unei intensităţi seismice deX...XII pe scara Mercalli (distrugereaproape totală), cutremurul a fost

considerat ca fiind cel mai puternic după Fukui 1948.

În fig. 2.1 se prezintă situaţia geologică a plăcilor tectonice din zona portului Kobe.

1995 earthquake. This kind of analysis is part of the study tendency presentedabove and has as its main aims thediscovery and presentation of the

phenomena leading to the seismic accidentand the identification of the parameters of

the material with an essential contributionon the structure seismic behaviour.

2. Case Study. Behaviour of the KobePort Quays, Japan, under the 17th January 1995 Earthquake. FiniteElement Analysis

2.1 Introduction

The earthquake from 17th

January 1995affected Kansai area outside the Kobe city,which is a representative city-port fromCentral Japan.

The earthquake, named also “The GreatHanshin”, caused the death of 5,502 peopleand material loss of 10 milliards yen.

Registering 7.2 degree on MJMA Japanesescale, which corresponds to X…XII seismicintensity on the Mercalli scale (almost totaldestruction), the earthquake was consideredthe strongest after Fukui 1948.

In figure 2.1 the geological situation of thetectonic plates from Kobe port region is

presented.

Fig. 2.1 Situaţia tectonică a oraşului Kobe.Kobe City. Tectonic situation.

Au fost afectate practic toate tipurile de All types of civil structures were affected.


7/107


structuri inginereşti. Situat la aproximativ17 km de epicentru, portul Kobe a fost

printre cele mai afectate zone (fig. 2.2).Deşi nu s-a înregistrat colapsul nici uneistructuri portuare, acestea au suferit avariifoarte grave. Portul avea la acea vreme

186 de cheuri, din care cca. 90% de tipcheson. Majoritatea au suferit deplasăriorizontale către acvatoriu de max. 5 m şi2,80 m în medie. Înclinarea generală a fostde 4o. Tasările în umplutura din spatelecheului au avut cam acelaşi ordin demărime. Aceste deplasări sunt consideratecele mai mari din istoria porturilor dinJaponia.

Located at approximately 17 km from theepicentre, the Kobe port was one of themost damaged areas (fig. 2.2). The portstructures suffered very severe damages,although none collapsed. The port had atthat time 186 quays, of which 90% of the

caisson type.Most of them registered horizontaldisplacements of 5m maximum and 2.80m in average. The general inclination wasof 40.The settlements of the backfilling werealmost the same. These displacements areconsidered the biggest in the Japan porthistory.

Fig. 2.2 Plan de situaţie al portului KobeGeneral lay-out of Kobe port

2.2 Tipuri constructive de cheu în portul

Kobe (fig. 2.3, 2.4)

La proiectare s-a avut în vedere în primulrând menţinerea stabilităţii lor în special

prin frecarea pe talpa de fundaţie; la

proiectarea antiseismică s-a utilizat metoda pseudo-statică, cu coeficienţi seismici de0,10 – 0,25.

Doar trei cheuri au rezistat la cutremur,suferind doar avarii minore. Acestea aufost proiectate la coeficienţi seismici de0,25. Rezistenţa acestor cheuri s-a datoratsupradimensionării şi a unor măsuriconstructive eficiente.

2.2 Construction Type Quays at Kobe

Port (fig. 2.3, 2.4)

The initial design focussed mainly on themaintenance of the quay stability,especially with the help of friction on the

foundation; for the anti-seismic design the pseudo – static method was used, withseismic coefficients of 0.10 – 0.25.

Only three quays withstood theearthquake, registering only minordamages. These quays were designed forseismic coefficients of 0.25. The strengthof these quays was given by over-sizingand by some efficient constructionmeasures.


8/107


Fig. 2.3 Cheu în Port IslandPort Island quay

Fig. 2.4 Cheu în Rokko IslandRokko Island quay

2.3 Mi şcarea seismică

Acceleraţiile de vârf au avut valoriînsemnate: 525 cm/s2 (N-V), 230 cm/s2 (N

– E) si 446 cm/s2 (vertical) (fig. 2.5, 2.6)Componentele acceleraţiilor paralele cufrontul cheurilor au influenţat comportareaacestora, dar în mod indirect, prinschimbarea stării pământurilor de sub/înspatele cheurilor – cresterea presiunii apeiîn pori, în primul rand [2].

2.3 Seismic Movement

The peak accelerations were very high:525 cm/s2 (N-W), 230 cm/s2 (N – O) and446 cm/s2 (vertical) (fig. 2.5, 2.6).The compounds of the accelerations

parallel with the quay line influencedindirectly the behaviour of the quaysthrough the change of the state of the soilsunder/behind the quays – mainlyincreasing the pore water pressure [2].

Fig. 2.52.4 Caracterizarea geotehnică

La proiectare s-a hotărât îmbunătăţireaterenului de sub talpa de fundaţie prinînlocuirea argilei aluviale cu nisipuriobţinute din granite descompuse – nisipuri“Masado”. Curba granulometrică a acestornisipuri (fig. 2.6) arată că acestea conţin înmare parte particule fine şi grosiere şi auun potenţial de lichefiere ridicat [2].

2.4 Geotechnical Characterization

On the initial design the improvement of thesoil from under the foundation was decided

by replacing the alluvial clay with sandsresulted from the un-compound granites.These sands are called “Massado” sands,

being selected from this region. The grainsize curve (fig. 2.6) shows that these sandscontain mainly fine and coarse particles and

they have a high liquefaction potential [2].


9/107


Fig. 2.6 Curba granulometrică a nisipurilor „Massado”Grain size curve of “Massado” sands

2.5 Degrad ări la cheurile de tip cheson

După cum s-a menţionat la începutulcapitolului, cheurile din portul Kobe ausuferit deplasări importante, vizibile mai

ales la nivelul coronamentului. În fig.2.7...2.10 se prezintă deformaţiilechesoanelor proiectate pentru coeficienţiseismici de 0,10, respectiv 0,15. În afaradeplasărilor şi deformaţiilor excesive alezidurilor de cheu, se remarcă subsidenţaumpluturii din spatele cheului şideformaţia patului de fundaţie.

2.5 Quay Deformation and Foundation

Ground Conditions

As it was mentioned in the section inception,the Kobe port quays suffered important

displacements, visible mainly on the top. Infigures 2.7 to 2.10 the deformations of thequays designed for 0.10 and 0.15 seismiccoefficients are presented. More than theexcess displacements and deformations ofthe quay walls, one can see the backfillingsubsidence and the foundation beddeformation.

Fig. 2.7 Deformaţia unui cheu în Port IslandPort Island quay deformation

Fig. 2.8 Deformaţia unui cheu în Rokko IslandRokko Island quay deformation

Fig. 2.9 Fig. 2.10


10/107


2.6 Deforma ţ ia cheurilor şi condi ţ iileterenului de fundare

Deplasările măsurate la cheul fundat pe prismul de nisip de înlocuire se datorează unor efecte adiţionale, legate de natura

subsolului: observaţiile efectuate ausugerat că, în plus faţă de efectul for ţelorde iner ţie, al presiunii hidrodinamice şi aleîmpingerii umpluturii, condiţiile terenuluide sub talpa de fundaţie au contribuitsemnificativ la scăderea capacităţii

portante a structurii portuare.

Poziţia relativă a chesonului faţă de patulde piatr ă spartă putea oferi o informaţieimportantă – dacă deformaţia cheului a

fost cauzată în primul rând de alunecaresau de deformaţia pământurilor dinfundaţie. Investigaţiile cu ajutorulscafandrilor din aprilie 1995 au ar ătat că zidurile de cheu s-au înclinat şi “înfipt” în

patul de fundare deci, deplasareachesonului s-a datorat în primul rânddeformaţiei terenului de fundare.

2.7 Testul cu masa (placa) vibrant ă

Chesonul a fost modelat la scara 1:17, subforma unui prototip tip container de oţel.Testul cu masa vibrantă a ar ătat că deşicreşterea presiunii apei în pori este mică (50%) în prismul de nisip înlocuitor,aceasta afectează serios stabilitateacheului.

2.8 Concluzii

1) Majoritatea cheurilor de tip cheson ausuferit deplasări de max. 5m (3m înmedie). S-au deplasat aproape uniform,menţinând şi după deplasare o liniedreaptă a frontului. Nu s-a înregistrat niciun colaps şi nici înclinări excesive.

2) Cheurile proiectate antiseismic aurezistat foarte bine la cutremur.

3) Deplasările zidurilor de cheu au ar ătat o

corelare evidentă cu grosimea şi gradul decompactare a nisipului de înlocuire de sub

2.6 Quay Deformations and Foundation

Ground Conditions

The displacements registered on the quayfounded on the replacing sand prism aregiven by some additional effects connected

with the sub-soil nature: performedobservations suggested that, more than theeffect of the inertial loads, hydrodynamic

pressure and backfilling pressure, the groundconditions under the quay influencedsignificantly the decrease of the bearingcapacity of the port structure.

The relative position of the caisson besidesthe crushed stone bed could provideimportant information – if the quay

deformation was mainly caused by thesliding or by the deformation of the sub-soils. The diver investigations from April1995 showed that the quay walls inclinedand set themselves in the foundation bed;thus, the caisson displacement was mainlycaused by the foundation grounddeformation.

2.7 The Shaking Table (plate) Test

The caisson was modelled on the 1:17scale, as a steel container prototype. Theshaking table test indicated that even theincrease of the pore water pressure in thereplacing sand is small (50%), seriouslyaffecting the quay stability.

2.8 Conclusions

1) Most of the caisson quays suffered

displacements of 5 m maximum (3 m onan average). The quays were displacedalmost uniformly, so the mooring line wasstraight after the displacement. Nocollapse and no extreme inclination wereregistered.

2) The anti-seismic designed quaysresisted very well under the earthquake.

3) The displacements of the quay walls

indicated an obvious correlation with thethickness and with the compaction ratio of


11/107


cheuri. În particular, chesoanele executate pe fundaţii consolidate cu piloţi de nisipcompactat au suferit tasări şi deplasări maimici decât cele executate pe un pat denisip necompactat.

4) testele cu masa vibrantă au condus laconcluzia că deplasările chesoanelor n-aufost induse imediat, adică în timpul

primelor cicluri de vibraţii puternice, cis-au dezvoltat mai târziu, gradual, datorită creşterii presiunii apei în pori.

5) Toate investigaţiile au ar ătat că mecanismul deformaţiilor chesoanelor nua fost alunecarea pe un plan orizontal sauînclinat, ci deformaţia generală a terenului

de fundare.

3. Analiza dinamică cu elemente finite

3.1 Introducere. Scopul analizei

Prin analiza dinamică cu elemente finite,considerând cazul prezentat mai sus, s-auurmărit:- simularea comportării la cutremur acheurilor de tip cheson, incluzând aici şisistemul teren de fundare – masiv deumplutur ă (faza I);- identificarea parametrilor de material cu

contribuţie major ă asupra comportăriiseismice a structurii portuare (faza a II-a).

3.2 Abordare

Analiza dinamică efectuată are la bază

legile de mişcare şi constitutive dematerial redate în lucr ările [3] şi [4].

Analiza dinamică s-a efectuat cu ajutorulmodulului QUAKE din cadrul pachetuluiGEO


12/107


KOBE a pus clar în evidenţă starea dedeformaţie plană; în consecinţă, printr-oanaliză tridimensională nu se câştigasemnificativ în ceea ce priveşterezultatele obţinute.

În modelarea ansamblului structur ă –teren, în alegerea caracteristicilor dematerial şi a stratificaţiei terenului, în“calarea” modelului în funcţie derezultatele obţinute la un moment dat, s-aţinut seama de condiţiile reale dinamplasament şi de comportarea reală lacutremur a cheurilor de tip cheson.

Mişcarea seismică a fost simulată prinintroducerea automată a accelerogramei

înregistrată în amplasament, adaptată programului de calcul.

3.3 Modele de material utilizate în cadrul

analizei

• Modelul limiar - elastic

Reprezintă cel mai simplu model utilizat înanaliza dinamică şi în analiza statică.În cazul utilizării materialelor liniar –

elastice, proprietăţile acestora r ămânconstante pe durata analizei şi nu suntnecesare procesele iterative şi aplicareacriteriilor de convergenţă.Totuşi, deşi modelul este foarte simplu,utilizarea acestuia nu dă rezultate adecvatedecât în cazul în care interesul este de aobţine r ăspunsul dinamic al sistemului încare nivelul eforturilor de forfecare estescăzut şi se află de asemenea în zona liniarelastică. Utilizarea materialelor liniar

elastice pentru analize complexe, în care estenecesar ă de exemplu simularea gener ării

presiunii apei în pori în timpul mişcării(lichefierea), conduce la rezultate eronate.În cazul de faţă, modelul liniar – elastic s-autilizat pentru definirea condiţiilor staticeiniţiale (vezi & 3.4).

• Modelul liniar – echivalent elastic

Modelul liniar – echivalent elastic a fostintrodus în analiza dinamică pentru a putea

quays clearly has shown the planedeformation state; thus, performing a 3Danalysis didn’t get important gains on the

provided results.

The ground – structure system modelling,the choice of the material characteristicsand of the soil stratification and the“calibration” of the model, took intoaccount the real site conditions and thereal seismic behaviour of the caissonquays.

The seismic movement was simulated bythe electronic processing of the curve ofthe acceleration registered on the site,

modified according to the software.

3.3 Material Models used in the Analysis

• Linear – Elastic Model

It represents the simplest model used inthe dynamic and static analysis. For thelinear – elastic model, the material

proprieties are constant along the processand no iterations and convergence criteriaare necessary during the analysis.

Even the model is very simple, its usegiving good results only if we have aninterest in finding the dynamic response ofthe system where the shear stresses level islow and it also doesn’t pass the linear –elastic state. Using linear – elasticmaterials in the complex analyzes, where

for example, the pore water generationsimulation during the movement isnecessary (liquefaction), leads to wrongresults.

In the present case, the linear – elasticmodel was used for defining the initialstatic conditions only (see & 3.4).

• Linear – Elastic Equivalent Model

The linear – elastic equivalent model wasintroduced in the dynamic analysis for


13/107


“surprinde” schimbarea parametrilor dematerial, care are loc în mod real în timpulsolicitărilor dinamice puternice. Este unmodel care este folosit cu succes pentruanaliza sistemelor supuse solicitării seismice.În cazul cheurilor portuare, sistemul supus

analizei dinamice este complex, fiind alcătuitdin sub-sisteme cu proprietăţi şi respectivcomportări seismice diferite. Interacţiuneadintre sub-sisteme, în cadrul sistemului,implică r ăspunsul seismic dependent alacestora în funcţie de modificările

parametrilor fiecărui sub-sistem.

Foarte des, accidentele datoratecutremurelor puternice se petrec, în cazulcheurilor portuare, prin cedarea terenului

de fundare şi/sau a masivului de umplutur ă mai degrabă decât prin cedarea propriu-zisă a structurii. Aceasta implică introducerea parametrilor solurilorconstitutive ale sistemului în calcululdinamic, a căror modificare în timpulvibraţiei seismice influenţează hotărâtorr ăspunsul întregului sistem.

Obiectivele analizei fiind determinarear ăspunsului la cutremur şi senzitivitatea

parametrilor de material, o atenţiedeosebită s-a acordat în acest sens

parametrilor de material. Pe scurt, mai josse prezintă funcţiile de variaţie a 3 dintreaceşti parametri.

• Func ţ ia Gred

Variaţia modulului tangenţial secant cudeformaţia specifică ciclică poate fidefinită de o funcţie de reducere, bazată pe

următoarea relaţie empirică (fig. 3.1):

)( 'max mk G σ = (3.1)

unde: k şi n sunt constante iar σ'm reprezintă presiunea iniţială de confinare.După cum se poate observa, pentru n = 0modulul de deformaţie transversală esteindependent de efort. Constanta k depindede condiţiile iniţiale de efort, cum ar fi

condiţiile de consolidare şi densitateaterenului.

“surprising” the material parameterschange which is really developed duringthe strong dynamic actions. It is used withgood results in the analysis of the systemsunder seismic loads.

The port quay system under dynamicanalysis is very complex, consisting of sub – systems with different proprieties andseismic behaviors. The interaction

between sub-systems implies thedependent seismic response depending onthe parameter change for each sub-system.

Very often the strong earthquake accidentson the port quays are caused by thefoundation ground and/or backfilling

collapse than the damage of the structureitself. This implies the consideration of thesoil constitutive parameters in the dynamiccalculation. The modification of these

parameters during the seismic vibrationstrongly influences the response of thewhole system.

The objectives of the analysis are theseismic response finding and the

parameter sensitivity of the material, andfor this reason a special attention wasgranted to the material parameters. Briefly,the variation functions of 3 parameters are

presented bellow.

• Greduction function

The variation of the secant tangentialmodulus with the cyclic specificdeformation can be defined by a reduction

function, based on the following empiricalrelation: – see fig. 3.1.

)( 'max mk G σ = (32.1)

where: k and n are constants and σ'm is theinitial confining stress. As one can seefrom the above relation, for n = 0 thetransversal deformation modulus is stressindependent. The constant k depends bythe initial stress conditions, such as

consolidation conditions and soil density.


14/107


Cyclic Shear Strain

1e-006 1e-005 0.0001 0.001 0.01 0.1

G / G m a x

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

Fig. 3.1

• Procentul de amortizare critică încondi ţ iile de solicitare dinamică ciclică

Odată cu descreşterea modulului G înacelaşi timp cu creşterea deformaţiei

specifice ciclice, suprafaţa buclelorhzsterezis creşte la rândul ei. Aceasta esteindicaţia creşterii procentului deamortizare cu amplitudinea deformaţiei.

• Presiunea apei în pori în condi ţ iileciclurilor de încărcare dinamică

Presiunea apei în exces poate creşte în porii solului supus încărcării ciclicedinamice. Aceasta duce la descreştereaefortului unitar efectiv. Când terenul seaflă în condiţii de consolidare izotropică,

presiunea apei în pori în exces poate creşteşi efortul unitar efectiv tinde către zero. Înaceste condiţii, poate apare lichefierea.

Punctul de început al lichefierii poate ficonsiderat momentul în care cre şterea

presiunii apei în pori este egal ă cu efortulini ţ ial de fretare (Seed & Lee, 1966). Pe

baza acestei ipoteze, încărcarea seismică,exprimată în termenii efortului deforfecare ciclic, este comparată curezistenţa la lichefiere a terenului,exprimată de asemenea în termeniiefortului ciclic.

Aceasta reprezintă şi presupunerea pe carese bazează cazul prezentat (fig. 3.22).

• Critical Damping Ratio in caseofCyclic Dynamic Load

Once the modulus G decreases at thesame time with the increase of the cyclic

specific deformation, the hysteretic surfaceincreases as well. This is the indication ofthe damping ratio increase with thespecific deformation amplitude.

• Pore Water Pressure in the Conditionsof the Dynamic Load Cycles

Excess pore water pressure can increase inthe pores of the soil under cyclic dynamicload. This leads to effective stressdecrease. When the soil is in isotropicconsolidation conditions, the excess porewater pressure can increase and theeffective stress goes to zero. In theseconditions, liquefaction can occurs.

The liquefaction starting point is the pointwhere the water pore pressure increase isequal with the initial confining stress(Seed & Lee, 1966). In this assumption,

the seismic load, expressed in the terms ofcyclic shear stress, is compared with theliquefaction soil resistance, expressed alsoin terms of cyclic stress.

This is the assumption the present caseanalysis is based on (fig. 3.2).


15/107


Cyclic Number Ratio N/NL

0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0

P o r e P r e s s u r e R a t i o

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

Fig. 3.2 Variaţia presiunii apei în pori în condiţiile ciclurilor de încărcarePore water pressure variation under cyclic load

3.4 Analiza statică ini ţ ial ă

A fost utlizată numai în scopul de a stabilicondiţiile iniţiale de efort înainte deefectuarea analizei dinamice.

Modelul cu elemente finite este prezentatîn fig. 3.3.Modelul este alcătuit din 10.188 de nodurişi 3.327 de elemente finite. Utilizareaelementelor izoparametrice de ordinul doieste obligatorie pentru obţinerea derezultate bune în analiza dinamică.În tabelul 3-1 se prezintă valorile

parametrilor de material utilizaţi în analizastatică iniţială.

Observa ţ ie: În analiza statică iniţială,deformaţia specifică ar trebui ignorată – nuexistă în realitate [5]. Deci, proprietăţile derigiditate ale materialului nu influenţează aşa de mult starea de efort.Au fost utlizaţi moduli fictivi dedeforma ţ ie în scopul de a evitaconcentr ările de eforturi, care pot apare înspecial în zonele de contact dintremateriale diferite. Pentru analiza dinamică

interesează numai starea de efort şidistribuţia presiunii apei în pori.

3.4 Initial Static Analysis

It was used only with the aim ofestablishing the initial stress conditions

before making the dynamic analysis .

The finite element model is presented infig. 3.3.The model is made of 10,188 nodes and3,327 finite elements. The use ofsecondary order iso-parameter elements iscompulsory for accurate results in thedynamic analysis.Table 3.1 presents the figures of thematerial parameters used in the initialstatic analysis.

Observation: In the initial static analysis,the specific deformations should beignored – they do not really exist [5].Thus, the material strength proprietiesdon't influence the stress state so much.

Fictive linear deformation modules wereused in order to avoid stressconcentrations, especially possible on tdifferent material borders. For the dynamicanalysis only the initial stress state and the

pore water pressure distribution are ofinterest.

Tabelul/Table 3-1

Material Model material E (kPa) Coef. Poisson υ G (kPa) (kN/m3) pietriş+ nisip liniar - elastic 2,7 x 104 0,30 1,0385 x 104 19,5argilă liniar - elastic 2,0 x 104 0,40 7,143 x 103 18,5

prism nisip liniar - elastic 2,3 x 104 0,30 8,846 x 103 19 piatr ă spartă liniar - elastic 2,5 x 104 0,30 9,615 x 103 20anrocamente liniar - elastic 2,5 x 104 0,30 9,615 x 103 20umplutur ă liniar - elastic 2,3 x 104 0,30 1,153 x 104 19structur ă liniar - elastic 2,7 x 104 0,27 1,063 x 104 23


16/107


Cheu de tip cheson in portul Kobe

Tipul de analiza: Initial Static

1. Model de calcul cu elemente finite


Tipul de analiza: Initial Static


Orizont pietris + nisp

Prism de inlocuire dinnisip tip "Massado"

Pat de piatra sparta

Prismde piatra

Umplutura din deseuri de cariera

Argila Argila

Cheson

Pasul de calcul: 0 (initial)Presiunea apei in pori (m)

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

500

Efortul unitar vertical efectiv (kPa)In Situ

5 0

50

1 0 0

100

1 5 0

1 5 0

2 0 0

2 0 0

2 5 0

2 5 0

3 0 0

3 0 0

3 0 0

3 5 0

350

4 0 0

450

500

Efortul unitar orizontal efectiv (kPa)In Situ

5 0

50

1 0 0

10 0

100

100

1 0 0

100

150

1 5 0

1 5 0

200

2 5 0

Fig. 3.3 Model cu elemente finite pentru analiza statică iniţială Finite element model in initial static analysis

• Rezultate ob ţ inute

Pentru efectuarea analizei dinamice,interesează starea de efort (iniţială) şidistribuţia presiunii apei în pori (fig. 3.4,3.5 şi 3.6)

Results

For the dynamic analysis, the attention isfocused on the initial stress state and theinitial pore water pressure distribution (fig.3.4, 3.5 and 3.6).

Fig. 3.4 Distribuţia presiunii apei în pori la momentul iniţial Fig. 3.5 Efortul unitar vertical efectivInitial water pore pressure distribution Initial effective stress

Fig. 3.6 Efortul orizontal efectiv iniţialInitial Horizontal Effective Stress

Diagramele de mai sus indică o distribuţie bună şi lină a eforturilor. Apar câteva

The pictures indicate good and smoothstress distribution. However, some minor


17/107


concentr ări minore de eforturi totuşi, la piciorul chesonului şi la contactul dintre prismul de nisip – umplutur ă – stratul deargilă. Explicaţia constă în diferenţa dintremodulii de deformaţie liniar ă şi în utilizareaunor elemente finite de mici dimensiuni.

3.5 Analiza dinamică

Modelul creat pentru analiza statică iniţială a fost utilizat şi pentru analizadinamică, iar starea de efort şi distribuţia

presiunii apei în pori obţinute în pasulanterior s-au considerat ca stări iniţiale

pentru modelul supus analizei dinamice cuelemente finite. În ceea ce priveştemodelarea propriu-zisă, foarte importantă

în acest caz este modificarea condiţiilor degraniţă, adaptate propagării undelorseismice orizontale prin spaţiul consideratsemi-infinit.

Parametrii analizei pot fi rezumaţi astfel:Tipul de analiză: dinamic liniarelastic echivalent

Model materiale: echivalent liniarelastic + liniar elastic (zidul de cheu)Condi ţ ii de grani ţă: tipice analizei

dinamice (conf. Fig. 3.7) Date geometrice: adâncimeaorizontului de pietriş şi nisip (stratul de

bază): H = 28 m Presiunea apei în pori: distribuţia obţinută în pasul 1.

Numărul de pa şi de calcul: 800, cu t =0,02s pentru fiecare pas de calcul

Mi şcarea seismică: introdusă prinaccelerograma KOBE 1995, adaptată

programului de calcul; t = 20 s; Tmax =4 s;

Ahmax= 0,8g; Avmax=0,45g (fig. 3.8).De mare importanţă într-o analiză dinamică de acest tip sunt funcţiile devariaţie (dinamică) ale unor parametri dematerial, care au rolul de a “simula”modificarea reală a caracteristicilormaterialelor în timpul excitaţiei dinamice(seismice) – vezi & 3.2.3. În fig. 3.9 sunt

prezentate curbele de rezisten ţă lalichefiere pentru două din materialele

utilizate. Se observă că pentru stratul deargilă, efortul iniţial necesar începutului

stress concentrations can be observed onthe caisson toe and on the sand prism –

backfilling – clay layer contact. Theexplanation is the difference between thelinear deformation modulus values and theuse of small contact finite elements.

3.5 Dynamic Analysis

The model created for the initial staticanalysis was used for the dynamic analysisalso, and the stress state and the previous

pore water pressure distribution have beenconsidered as initial states for the finiteelement model under the dynamiccalculation.As for modelling itself, changing of the

bounder conditions is very important onthis case. The bounder conditions areadapted for the horizontal seismic wavesthrough the bi – infinite considered space.

Analysis type: linear – elastic equivalentdynamic

Material model : linear – elastic equivalent+ elastic linear (quay wall)

Bounder conditions: typical for dynamicanalysis (see fig. 3.7)Geometrical data: depth of gravel and sandlayers: H = 28 m

Pore water pressure: distribution from theinitial step (step 1)Steps number: 800, with t = 0.02s for eachstepSeismic movement: KOBE 1995 time-acceleration curve, corresponding to the

program: t = 20 s; Tmax = 4s; Ahmax= 0.8g;

Avmax=0.45g (fig. 3.8).

In the dynamic analysis, the dynamicvariation functions for some parametersare extremely important. These functionshave the taskof “simulation” of the realchange of the material characteristicsduring the dynamic (seismic) excitation –see & 3.2.3. In fig. 3.9 the liquefactionresistance curves for two of the usedmaterials are presented. One can observe

that for the clay layer, the initial stressnecessary for the trigger of liquefaction is


18/107




Tipul de analiza: Dinamic

ChesonPrismde piatra

Pat din piatra sparta

Prism de inlocuire dinnisip tip "Massado"

Umplutura din deseuri de cariera

Argila Argila

Orizont din nisip si pietris

Accelerograma orizontala

A c c e l e r a t i o n ( g )

Time(sec)

-0.2

-0.4

-0.6

-0.8

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

0 5 10 15 20

Accelerograma verticala

A c c e l e r a t i o n ( g )

Time(sec)

-0.1

-0.2

-0.3

-0.4

0.0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0 5 10 15 20

lichefierii este mult mai mare decât cel pentru stratul de nisip. Curbele prezentate aurezultat prin modificarea unor curbe date,determinate în laborator pentru argile normalconsolidate şi nisipuri de îndesare medie,astfel încât parametrii de rezistenţă la

lichefiere să fie mai scăzuţi pentru nisipuldin prismul de înlocuire, conform datelor dinteren. În fig. 3.10 se prezintă curbelecoeficien ţ ilor de corec ţ ie a rezisten ţ ei lalichefiere. Factorul K a reprezintă coeficientul de corecţie pentru efortul deforfecare iniţial şi este funcţie de raportuldintre efortul de forfecare orizontal iniţial şiefortul vertical efectiv iniţial. K s reprezintă coeficientul de corecţie pentru efortul iniţialde fretare şi este funcţie de presiunea de

supraîncărcare.În analiza pe modelul prezentat produsul

K a K s este introdus pentru a ţine seama deinfluenţa efortului de forfecare şi aefortului de fretare iniţiale asupra efortuluiciclic de forfecare.

much bigger than for the sand layer. The presented curves resulted through themodification of some curves by default,tested in the lab for normal consolidatedclays and medium sands, so that thereplacing sand liquefaction parameters be

lower, according to the in situ data. Infigure 3.10 the curves of liquefactionresistance correction factors are

presented. The K a factor represents thecorrection coefficient for the initial shearstress and it depends on the ratio betweenthe initial horizontal shear stress and theinitial vertical effective stress. K S represents the correction coefficient for theinitial confining stress and depends on theoverloading pressure.

In the presented model analysis the product K a K s was introduced to take intoaccount the influence of the initial shearstress and confining stress over the cyclicshear stress.

Fig. 3.7 Model de calcul în analiza dinamică Dynamic analysis calculation model

Fig. 3.8 Accelerograma înregistrată în amplasamentul portului Kobe, adaptată programului de calculKobe port registered time-acceleration, ….for the calculation software


19/107


Number of Cycles to Cause Liquefaction (log10)

1 10 100 1000

S h e a r S t r e

s s R a t i o ( x 0 . 0

0 1 )

50

100

150

200

250

300

350

400

450

Number of Cycles to Cause Liquefaction (log10)

1 10 100 1000

S h e a r S t r e s s R a t i o ( x 0 . 0

0 1 )

50

100

150

200

250

300

350

Initial Shear Stress Ratio (x 0.001)

0 100 200 300 400 500

C o r r e c t i o n F a c t o r K

a

1.0

1.5

2.0

2.5

Effective Overburden Pressure (Pa)

0 1 2 3 4 5 6 7 8

C o r r e c t i o n F a c t o r K s

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1.0

1.1

1.2

a) b)

Fig. 3.9 Curba de rezistenţă la lichefiere: a) orizont argilă; b) prism de nisipLiquefaction resistance curve: a) clay horizon; b) sand prism

a) b)

Fig. 3.10 Curbele de variaţie a parametrilor K a (a) şi K S (b)Variation curves of K a (a) and K S (b) parameters.

• Rezultate ob ţ inute

Există foarte multe moduri de a privi şiinterpreta rezultatele.Scopurile principale ale analizei dinamiceefectuate cu modulul QUAKE din pachetul[5] au fost:- punerea în evidenţă a mecanismelor careau condus la degradările observate alecheului;- determinarea deformaţiilor şi deplasărilorla nivelul structurii şi al terenului şicompararea acestora cu valorile înregistrateîn urma cutremurului din 17 ianuarie 1995;- evidenţierea fenomenului de lichefiere cafactor principal în cedarea cheului;- posibilitatea utilizării analizei dinamiceliniar echivalente în toate problemele deacest tip.

Scopul general al analizei dinamice nu a fostde a produce rezultate exacte ca în realitate,

ci, urmărind obţinerea unor valori în eforturişi deplasări apropiate ca ordin de mărime, de

• Results

We can look and interpret the obtainedresults in several ways.The main purposes of the dynamicanalysis performed with the QUAKEmodulus from t package [5] were thefollowings:- showing the mechanisms leading to theobserved quay damages;- finding the displacements anddeformations of the structure and soil andcomparing them with the figures registeredafter the 17th January 1995 earthquake;- laying the emphasize on the liquefaction

phenomenon as a main factor on the quaydamage;- equivalent elastic – linear dynamicanalysis using all problems of this kind.The general scope of the dynamic analysis

was not to provide results as in reality but,aiming at obtaining some stress and

displacement figures of the same rangewith those registered in situ, to discover


20/107


Pasul de timp (calcul) : 200 ; T = 4 ,0 sDeformata

Pasul de timp: 200 ; T = 4s

Diagrama deplasarilor orizontale (m)




- 1 .2

-1

-0.8

-0.8

- 0. 6

-0.4

-0.2


Diagrama deplasarilor verticale (m)




-

0 .

3 5

- 0 . 3

-

0 . 2

5

-0. 25

- 0 . 2

- 0. 2

- 0 . 1

5

-0.15

- 0 . 1 5

- 0 . 1

-0.1

- 0 . 1

- 0

. 0 5

-0.05

0

0 . 0

5

0 . 1

0 . 1

5

0 . 2

Deplasarea orizontala coronament

D e p l a s a r e o r i z o n t a l a ( m )

Timp(s)

-0.5

-1.0

-1.5

0.0

0.5

1.0

0 5 10 15 20

Deplasare verticala coronament

D e p l a s a r e v e r t i c a l a ( m )

Timp(s)

-0.05

-0.10

-0.15

-0.20

-0.25

-0.30

0.00

0.05

0.10

0.15

0 5 10 15 20

a surprinde şi identifica mecanismele careau condus la aceste eforturi şi deplasări.

a) Deforma ţ ii/deplasări

După cum s-a ar ătat în sub-capitolul 2.1,

deplasările înregistrate la nivelulcoronamentului cheului au avut valori deordinul metrilor, atât pe orizontală cât şi peverticală (fig. 3.11, 3.12, 3.13).

and identify the mechanisms leading tothese stresses and displacements.

a) Deformations/Displacements

As it was shown in sub-chapter 2.1, the

quay top registered displacements were ofsome meters, both on the horizontal and onthe vertical (fig. 3.11, 3.12 and 3.13).

Fig. 3.11 Epura deformatei la momentul acceleraţiei maximeMaximum accelaretaion deformation shape

Fig. 3.12 Diagrama deplasărilor orizontale lamomentul t = 4,00 s

Horizontal displacement diagram for t = 4.00 s

Fig. 3.13 Diagrama deplasărilor verticale lamomentul t = 4,00 s

Vertical displacement diagram for t = 4.00 s

Fig. 3.14 Graficul deplasării orizontale la nivelul

coronamentuluiHorizontal displacement graph

Fig. 3.15 Graficul deplasării verticale la nivelul

coronamentuluiVertical displacement graph


21/107


Pasul de timp (calcul) : 40 ; T = 0,80 sInceputul lichefierii

Pasul de timp (calcul) : 60 ; T = 1,20 sExtinderea lichefierii in umplutura siprismul din nisipuri "Massado"

Pasul de timp (calcul) : 100 ; T = 2,00 sLichefierea (aproape) completa aprismului de nisip

b)Lichefierea/ Varia ţ ia presiunii apei în pori

După cum s-a specificat la începutul sub-capitolului, fenomenul principal în cedareacheurilor de tip cheson din portul Kobe l-a

constituit lichefierea nisipului din prismulde înlocuire de sub fundaţia cheului şi amaterialului de umplutur ă din spatelezidului de cheu.Analiza dinamică cu elemente finite a pusîn evidenţă evoluţia şi extinderealichefierii în terenul de fundaţie şi înmasivul de umplutur ă, odată cuevidenţierea variaţiei presiunii apei în pori

pe durata excitaţiei seismice.Pentru analiza fenomenului, s-a urmărit

creşterea presiunii apei în pori (vezigraficele următoare) şi s-a comparatvariaţia presiunii (diferenţa între valorile

presiunii apei în pori la momentul decalcul şi la momentul iniţial) cu efortulunitar de fretare iniţial.

b) Liquefaction/ Pore Water PressureVariation

As it was specified in the begining of thesub-chapter, the main phenomenon leadingto the Kobe caisson quay damage was the

liquefaction of the replacing sand prismunder the quay foundation and of the backfilling material.The finite element dynamic analysis hasshown the evolution and the extension ofthe liquefaction into the foundation groundand backfilling together with the porewater pressure variation during the seismicexcitation.The phenomenon analysis comprises the

pore water pressure increase observation

(see the graphs bellow) and thecomparison between the pressure variation(difference between the calculation/initialtime pore water pressures) and the initialconfining stress.

Fig. 3.16 Evoluţia lichefierii pe durata excitaţiei seismiceLiquefaction evolution during seismic excitation

Evoluţia lichefierii în terenul de fundareeste în corelaţie cu variaţiaţia presiuniiapei în pori (fig. 3.17).

The liquefaction evolution in thefoundation ground is correlated with the

pore water pressure variation (fig. 3.17).


22/107



Presiunea apei in pori (m)




0

5 0

1 0 0

1 5 0

200

2 0 0

2 5 0

2 5 0

2 5 0

300

3 5 0

3 5 0

400

4 5 0

5 0 0 550

600

650


Presiunea apei in pori (m)




0

50

100150

2 0 0

2 0 0

250

2 5 0

3 0 0

350

400

4 5 0

4 5 0

600

650

700

Presiunea apei in pori

Node 2004

Node 3176

Node 5582

P . a . . p ( k P a )

Timp (s)

200

250

300

350

0 5 10 15 20

Fig. 3.17 Presiunea apei în pori la momentul t = 2s şi la t = 4sPore water pressure for time t = 2 s and t = 4 s

În fig. 3.18 se prezintă variaţia presiuniiapei în pori în nodul 3176 , localizat îninteriorul prismului de nisip de înlocuire,comparativ cu presiunea în două nodurisituate dedesubt, pe aceeaşi verticală.

In fig. 3.18 the pore water pressurevariation in node 3176 is presented, andcompared with other nodes located behindon the same vertical. The node 3176 islocated inside the sand prism.

Fig. 3.18 Variaţia în timp a presiunii apei în poriPore water pressure time variation

Din graficul de mai sus se poate observacreşterea rapidă a presiunii apei în pori

până la momentul acceleraţiei maxime (t =

4s), după care valoarea presiunii r ămâneconstantă (materialul este saturat). Esteevidentă similitutidinea cu rezultatelecercetărilor în teren şi laborator (vezisubcap. 2.1)

From the graph presented above one canobserve the rapid pore water pressureincrease till the maximum acceleration

moment (t = 4 s), afterwards the pressureremains stable (the material is saturated).The similitude with the lab and in situresults is evident (see sub-chapter 2.1).

c) Starea de efort

În analiza stabilităţii locale şi generale acheului, de mare importanţă estedeterminarea stării de efort efectiv, mai

ales în zona tălpii de fundaţie şi lacontactul între diferitele materiale. În fig.

c) Stress State

The effective stress state determination isvery important for the general and localstability analysis, especially on the

foundation area and on different materialscontact. In fig. 3.19 the effective vertical


23/107


Efortul unitar vertical efectiv (kPa)

In Situ

5 0

50

1 0 0

100

1 5 0

1 5 0

2 0 0

2 0 0

2 5 0

2 5 0

3 0 0

3 0 0

3 0 0

3

5 0

350

4 0 0

450

500

Pasul de timp (calcul) : 100 ; T = 2,00 sEpura efortului vertical efectiv

50

5 0

1 0 0

1 0 0

1 0 0

1 5 0

1 5 0

2 0 0

2 0 0

2 0 0

25 0

2 5 0

2 5 0

3 0 0

350

Efort vertical efectiv/timp

Node 3138

Node 3152

Node 3170

Node 3178

Node 3188

Node 3196

Node 3230

E f o r t v e r t i c a l e f e c t i v ( k P a )

Timp (s)

0

100

200

300

400

500

0 5 10 15 20

3.19 se prezintă epura efortului efectivvertical la diferiţi paşi de calcul.

stress diagram is presented for differenttime steps.

a) b)

Fig. 3.19 Efortul vertical efectiv: a) la momentul t = 0; b) la momentul t = 2,00 sEffective vertical stress: a) for time step t = 0; b) for time step t = 2.00 s.

O imagine sugestivă a variaţiei efortuluivertical efectiv se obţine printr-un profilvertical prin terenul de fundare, pornindimediat sub talpa zidului de cheu (fig.3.20).

A clear picture of the effective verticalstress variation is given by a foundationground vertical profile, startingimmediately under the quay wall (fig.3.20).

Fig. 3.20 Variaţia efortului vertical în timpTime effective vertical stress variation

Din fig. 3.20 se observă scăderea drastică a efortului vertical efectiv începând de lanivelul tălpii de fundaţie şi apoi în prismulde nisip şi în sub-orizontul de pietriş cu

nisip. Acest fapt, datorat creşterii presiuniiapei în pori, a fost hotărâtor în deformaţiaexcesivă a sistemului structur ă – teren.

3.6 Influen ţ a parametrilor de materialasupra comport ării seismice a cheului detip cheson din portul Kobe

Analiza dinamică prezentată în sub-capitolul precedent a ar ătat că cedările lacheurile de tip cheson din portul Kobe s-au

datorat unor fenomene legate de naturaterenului de fundare şi a umpluturii din

From fig. 3.20 one can notice the dramaticdecrease of the effective vertical stress, startingfrom the quay bottom and then in the sand

prism and in the sand – gravel sub – layer. This

happened because of the pore water pressureincrease and it was decisive for the excessdeformation of the soil – structure system.

3.6 Material Parameter Influence over

the Seismic Behaviour of the Kobe Port

Caisson uay

The dynamic analysis presented in the previous sub-chapter showed that thedamages of the Kobe port caisson quays

were given by some phenomena relatedwith the foundation ground and backfilling


24/107


spatele cheului, şi nu de caracteristicilezidului de cheu propriu-zis. De aceea, s-aconsiderat foarte important continuareaanalizei cazului real cu o analiză desenzitivitate a comportării seismice acheului faţă de variaţia unor parametri de

material. S-a studiat şi influenţa altor parametri de altă natur ă, cum ar fi nivelulapei în acvatoriu sau lăţimea bazei cheului.

În cele ce urmează se prezintă succintrezultatele şi concluziile obţinute în urmaanalizei de sensitivitate, efectuată pemodelul dinamic în elemente finite.

Analiza de senzitivitate a pus în evidenţă două tipuri de parametri: parametri cu

influenţă major ă asupra comportăriidinamice a cheului şi parametri cuinfluenţă nesemnificativă.

1. Parametri cu influen ţă minor ă

• Varia ţ ia modulului de deforma ţ ietransversal ă G

Prin modulul de deformaţie transversală G seintroduce, în cazul modelului cu elemente

finite, rezistenţa la forfecare a materialului(solului) respectiv. Valoarea modulului dedeformaţie transversală introdus ca dat ă deintrare reprezintă valoarea maximă pe care o

poate avea modulul de deformaţietransversală (valoarea iniţială la începutulanalizei dinamice).Valoarea modulului de deformaţie transversală este dată de relaţia:

( )ν +=

12

E G (3.2)

În analiza iniţială (sub-cap. 3.5) s-a adoptat E= 23.000 kPa şi ν = 0,32, rezultând G = 8712kPa, corespunzător datelor furnizate pentrunisipul tip Massado din care este alcătuit

prismul de la baza cheului.Menţinând aceeaşi valoare a coeficientului luiPoisson, s-au adoptat o serie de valori pentrumodulul E , mai mari decât valoarea iniţială,mergând până la o valoare de 50.000 kPa, ceeace corespunde unui nisip mare, îndesat, cu o

curbă granulometrică continuă. Valoareamodulului G în acest caz este 18.940 kPa.

nature, and not with the characteristics ofthe quay wall itself. That is thecontinuationof the sensitivity analysis ofthe quay seismic behaviour regarding thevariation of some material parameters whywas considered very important. The

influence of other kind of parameters wasstudied too, as the water level in front ofthe quay and the width of the quay base.

The results and the conclusions obtainedon account of the sensitivity analysis

performed on the finite element dynamicmodel are briefly presented below.

The sensitivity analysis showed two kindsof parameters: major and minor dynamic

behaviour influence parameters.

1. Minor Influence Parameters

• G modulus variation

Through the transversal deformationmodulus G the shear strength of the soil istaken into consideration in the finiteelement model. The G modulus figure asinput data represents the maximum valueG modulus can have (initial figure on thestart of the dynamic analysis).

Transversal deformation modulus iscalculated with the relation:

( )ν +=

12

E G (3.2)

In the initial analysis (sub-chapter 3.5), weassumed E = 23,000 kPa and ν = 0.32,resulting G = 8,712 kPa, corresponding tothe data for the Massado sand the prismunder the quay is made of.

Keeping the same figure for Poissoncoefficient, we assumed for E modulusseveral figures higher than the initial one,till 50,000 kPa (corresponding to a coarsedense sand with continuous grain sizedistribution). G is 18,940 kPa in this case.


25/107


Foarte important în acest caz este faptul că nu s-a modificat curba G/Gmax. Aceasta înseamnă că pierderea capacităţii de rezistenţă laforfecare în timpul acţiunii dinamice esteaceeaşi ca în cazul iniţial.

Rezultate ob ţ inute: Practic, din vizualizarea

rezultatelor în urma analizei dinamice nu seobservă nici o modificare a principalilor parametri. Deplasările orizontală şi verticală şi evoluţia fenomenului de lichefiere r ămânidentice ca în cazul iniţial.

• Varia ţ ia inidicelui de plasticitate IP

Curbele de variaţie ale amortizării critice şiale modulului de deforma ţ ie transversal ă depind de valoarea indicelui de plasticitate şi

de cea a efortului iniţial de fretare.Se cunoaşte că valoarea indicelui de plasticitate este dată de diferenţa dintre limitade curgere şi limita de plasticitate:

LP LL IP −= (3.3)Faţă de situaţia avută în vedere iniţial (sub-cap. 3.5), pentru prismul de nisip de la bazacheului s-a modificat indicele de plasticitate,respectiv IP = 0 faţă de IP = 3 iniţial.Valoarea presiunii de fretare este de 60 kPa,considerată ca medie pentru câteva elemente

din zona centrală a prismului. Trasareafuncţiilor de material s-a f ăcut pentruvaloarea σ 3 /P a = 0,60, acceaşi ca în cazul

prezentat anterior.Indicele de plasticitate este unul din

parametrii importanţi care stă la bazasistemului de clasificare a solurilor propus deCasagrande în 1942.Această nouă valoare a indicelui de

plasticitate corespunde unui nisip grosier cucurba granulometrică continuă, cu S200 6(granulatie bună, uniformă) iar coeficientulde gradaţie 1


26/107


Cyclic Shear Strain

1e-006 1e-005 0.0001 0.001 0.01 0.1

D a m p i n g R a t i o ( x 0 . 0

0 1 )

0

50

100

150

200

250

300

350

Cyclic Shear Strain

1e-006 1e-005 0.0001 0.001 0.01 0.1

D a m p i n g R a t i o ( x 0 . 0

0 1 )

0

50

100

150

200

250

300

350

Cyclic Shear Strain

1e-006 1e-005 0.0001 0.001 0.01 0.1

G / G m a x

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

Cyclic Shear Strain

1e-006 1e-005 0.0001 0.001 0.01 0.1

G / G m a x

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

modulului de deformaţie transversală şi aamortizării critice.Presiunea iniţială de fretare reprezintă unfactor important în caracterizarea unui

pământ în ceea ce priveşte starea sa lamomentul iniţial, mai ales în cazul

nisipurilor şi argilelor neconsolidate.Pentru exemplul considerat, s-a măritvaloarea presiunii de fretare iniţiale luată ca medie pentru întregul strat de două ori,respectiv σ 3 /P a = 1,20.În fig. 3.21 şi 3.22 se prezintă comparativfuncţiile de variaţie ale amortizării criticerespectiv ale modulului de deformaţietransversală din situaţia iniţială şi dinsituaţia nou considerată.

deformation modulus and critical dumpingratio depend on

The initial confining stress represents animportant factor for the characterization ofa soil regarding its initial time state,

especially for the sands and for the non-consolidated clays.

For this case, we increased twice the initialfigure for the confining stress, consideredas average for the layer: σ 3 /P a = 1.20.In figures 3.21 and 3.22 there, forcomparison, the critical dumping ratio andthe transversal modulus variation functionsare presented comparatively for the initialcase and for the new one.

a) b)

Fig. 3.21 Funcţia de variaţie a amortizării critice: a) noua situaţie; b) situaţia iniţială

Critical dumping variation function: a) new situation; b) initial situation

a) b)

Fig. 3.22 Funcţia de variaţie a modulului G: a) noua situaţie; b) situaţia iniţială G modulus variation function: a) new situation; b) initial situation

• Factorul de corec ţ ie a efortului ini ţ ialde forfecare Ka. Coeficientul decorec ţ ie pentru efortul ini ţ ial de

fretare Ks.

O dată cu variaţia efortului iniţial defretare, se introduce şi variaţia acestor doicoeficienţi, de altfel cu influenţă semnificativă asupra efortului de fretare.Funcţia K a este o funcţie foarte complexă,

• Initial Shear Stress Correction Factor K a. Initial Confining Stress Correction Factor K s.

Together with the variation of the initialconfining stress we also introduce thevariation of these two coefficients, withmajor influence over the initial confiningstress. K a function is very complex,


27/107



0 1 2 3 4 5 6 7 8


0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1.0

1.1

1.2


0 1 2 3 4 5 6 7 8


2.5

2.6

2.7

2.8

2.9

3.0

3.1

Initial Shear Stress Ratio (x0.001)

0 100 200 300 400 500

C

o r r e c t i o n F a c t o r K a

1.0

1.5

2.0

2.5

depinzând de densitatea materialului, şieste foarte utilă în cazul structurilor deretenţie a pământurilor [6].În cadrul [6], funcţia K a este ataşată funcţiei numărului de cicluri de încărcare.Pentru cazul considerat s-a modificat

funcţia K a pentru prismul de nisip de la bază şi pentru umplutura din spatelecheului, adică pentru masivele care s-aulichefiat primele şi la nivel profund. Acestfapt este echivalent cu înlocuireamaterialelor slabe cu materiale mairezistente, de densitate mai mareEfortul de forfecare ciclic necesardezvoltării lichefierii creşte odată cuefortul de fretare. Modulul QUAKE din[5] permite considerarea acestui fapt prin

funcţia K s. La fel ca şi în cazul factorului K a, valorile supraunitare ale K s corespundunor soluri necoezive, îndesate şi dedensitate mare.În fig. 3.23 şi 3.24 este prezentată variaţiacomparativă a acestor doi parametri.

depending on the material density, and it isvery useful for the soil retainingstructures [6].

In [6] the K a function is attached to thecycle number function.

For this case, K a was modified for the basesand prism and for the quay backfilling,that is for the massifs which deeplyliquefied first. This is equivalent to thereplacement of the weak materials withmore resistant higher density materials.

The cyclic shear stress necessary for theliquefaction development increases withthe confining stress. QUAKE module from[5] permits the consideration of this

phenomenon through the K s function. Asfor K a, the over-unit K s figures correspondto the un-cohesive high density soils.

In figures 3.23 and 3.24 the comparativevariation of these two parameters is given.

Fig. 3.23 Funcţia K a pentru prismul de nisip şi umplutur ă în cazul considerat K a function for the sand prism and for the backfilling in the present conditions

a) b)

Fig. 3.24 Funcţia K s pentru prismul mde nisip şi umplutur ă: a) noile condiţii; b) cazul iniţial

Valorile presiunii de pe abscisa graficului dinfig. 3.24 a) sunt normalizate la presiuneaatmosferică, acărei valoare este de 101,30kPa. Funcţia K s, ataşată curbei de rezistenţă lalichefiere, influenţează numărul de ciclurinecesar începerii lichefierii N L şi deci şi

presiunea apei din pori.Eforturile dinamice calculate în cadrul

programului după definirea factorilor K a şi

The pressure values from the abscissa ofgraph from fig. 3.24 a) are normalized tothe atmospheric pressure of 110.30 kPa. K s function, attached to the liquefactionresistance curve, influences theliquefaction start necessary number N L,and so the pore water pressure.The dynamic stresses calculated within thesoftware after defining K a and K s factors


28/107


Pasul de timp (calcul) 200: T = 4,00sPresiunea apei in pori (kpa)

0

50

100

1 5 0

2 0 0

2 0 0

3 0 0

350 3 5 0

3 5 0

4 0 0

4 5 0

500

5 5 0

K s pot fi considerate ca eforturile în câmpdupă corecţie, conform formulei:(CSRreal )corectat = (CSRreal )K a K s (3.4)

Noile rezultate difer ă seminificativ faţă decele din cazul iniţial.

Evoluţia fenomenului de lichefiere (maiales la nivelul prismului de nisip) arată că, practic, nisipul nu s-a lichefiat pentru noii parametri de calcul (fig. 3.25).

can be considered as the field stresses aftercorrection, according to the expression:(CSRreal )corectat = (CSRreal )K a K s (3.4)

The new results are very different tfonthose of the initial case.

Liquefaction phenomenon evolution(especially on the sand prism level) showsthat practically the sand doesn’t liquefy forthe new calculation parameters (fig. 3.25.

Fig. 3.25 Evoluţia fenomenului de lichefiere în noile condiţiiEvolution of liquefaction phenomenon in the new conditions

Fig. 3.26 Presiunea apei în pori la t = 4,00sPore water pressure at time t = 4.00 s

Mai sugestiv, în fig. 3.27 se prezintă comparativ graficele de variaţie ale

presiunii apei în pori pentru aceleaşinoduri din prismul de nisip. Se observă valoarea mult mai scăzută a valorilor câtmai ales faptul că materialul nu este

saturat.

More significantly, in fig. 3.27 thevariation graphs of the pore water pressureare presented comparatively for the samenodes from the sand prism. One canobserve the much lower level of thefigures and mainly that the material is not

saturated.


29/107



Node 2004

Node 3176

Node 5582

P r e s i u n

e a a p e i i n p o r i ( k P a )

Timp(s)

220

225

230

235

240

0 5 10 15 20


Node 2004

Node 3176

Node 5582

P . a . . p ( k P a )

Timp (s)

200

250

300

350

0 5 10 15 20

Deplasarea orizontala coronament

D e p l a s a r e o r i z o n t a l a ( m )

Timp (s)

-0.5

-1.0

-1.5

0.0

0.5

1.0

0 5 10 15 20

Deplasarea orizontala la nivelulcoronamentului

X - D i s p l a c e m e n t

Time

-0.1

-0.2

0.0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0 5 10 15 20

a) b)

Fig. 3.27 Evoluţia presiunii apei în pori: a) cazul considerat; b) condiţiile iniţialePore water pressure evolution: a) present case; b) initial conditions

Deplasarea la nivelul coronamentului

prezintă o uşoar ă descreştere, de la max.1.40 m la 0.60 m (fig. 3.28).

The top horizontal displacement is slowly

decreasing as compared to the initial case,from 1.40 m maximum to 0.60 m (fig.3.28).

a) b)

Fig. 3.28 Deplasarea orizontală la nivelul coronamentului: a) cazul considerat; b) situaţia iniţială Horizontal top displacement: a) considered case; b) initial situation

4. Concluzii

Cutremurul din 17 Ianuarie 1995, care a dusla pierderea a mai mult de 6000 de vieţiomeneşti, a fost unul dintre cele mai

dezastruoase care a lovit Japonia de lamarele cutremur Kanto din 1923.Întrebarea care s-a pus acut după inventarierea pagubelor a fost “ de ce auavut loc asemenea pierderi în Japonia careera considerată vârful de lance al inginerieiseismice mondiale”? []. Cutremurul dinKobe a demonstrat două lucruri: încrederea

prea mare a inginerilor japonezi atât înstructurile executate în sine cât şi încapacitatea de a face faţă unor asemenea

dezastre, precum şi neluarea în considerare,decât în mică măsur ă, a factorului teren în

4. Conclusions

The earthquake from 17 January 1995,which caused more than 6,000 human lifelosses, was one of the most disastrous

from Japan since the great Kantoearthquake from 1923.

The question after the disaster was “whythis level of losses in Japan, considered asthe leader of worldwide seismicengineering?”

The Kobe earthquake showed two things:the Japan engineers over-trust in thestructures themselves and in the disaster

handling capacity as well, and the neglect,with minor exceptions, of the soil factor in


30/107


stabilitatea şi rezistenţa construcţiilor.

Pentru cheurile din portul Kobe, cauza principală a mişcării terenului de fundaţiea reprezentat-o lichefierea nisipurilor detip “Massado”; este important de reţinut că aceste nisipuri grosiere conţineau ocantitate însemnată de pietriş.

Analiza dinamică cu elemente finite şi-aatins scopurile principale, şi anume:- modelarea comportării dinamice amaterialelor s-a f ăcut printr-un modelechivalent elastic, care a permisintroducerea unor funcţii de variaţie a unor

parametri de material; în acest mod, a fost posbilă şi analiza de senzitivate;- a introdus o funcţie de variaţie a presiuniiapei în pori;- graniţele laterale au fost lăsate libere,

pentru eliminarea pe cât posibil a efectuluide cutie;- a fost pus în evidenţă cu claritatefenomenul de lichefiere;- alura deformatei şi valorile obţinute suntasemănătoare celor din realitate.

Analiza dinamică cu elemente finite

aplicată în acest caz se înscrie în liniametodologiei de analiză antiseismică a structurilor portuare bazat ă pecomportarea în exploatare [1].

the structure stability and resistance.

For the Kobe quays, the main cause of thefoundation ground movement was the“Massado” sands liquefaction; it isimportant to note that these coarse sandswere containing a high gravel rate.

The finite element dynamic analysisachieved its main aims:

- the modeling of the dynamic behavior ofthe materials was set-up by an elasticequivalent model, which permitted theintroduction of some variation functions ofthe materials; the sensitivity analysis wasalso possible in these conditions;- the introduction of the pore water

pressure variation function;- the release of the lateral borders in orderto eliminate the possible “box effect”;- the clear emphasis of the liquefaction

phenomenon;- the deformation shape and the resultssimilar to those from the reality.

The dynamic analysis applied in this case

is in the line with the anti-seismic analysismethodology of the port structures basedon the operation behaviour [1].

Analyzes regarding the safety operation of the port gravity quaysAbstract

In this paper, it the dynamic analysis with finite elements method of a caisson gravity quay from the port ofKobe, Japan, which was serious damaged during the 17th January 1995 earthquake, is presented. This kind ofanalysis aligns itself to the new methodology of anti-seismic analysis of the port structures based on theiroperation behaviour [1]. The analysis achieved its main aims, to find and to show the phenomena which led to

the seismic accident and to identify of the parameters of the materials with the essential contribution to theseismic behaviour of the structure.

BibliografieReferences

[1] *** Guidelines for anti-seismic design of port structures, P.I.A.N.C, Bruselles, 2001.[2] HAMADA M. Lessons learned from the 1995 Hyogoken – Nanbu (Kobe) eartquake. JSCE’s proposals onmeasures against future earthquakes. 1996.[3] ALYAMI M., WILKINSON S.M, ROUAINIA M., CAI F. Simulation of seismic behaviour of gravity quaywall using a generalized plasticity model.[4] BALCU A. Analize privind siguranţa în exploatare a cheurilor portuare de greutate. Teză de doctorat,Bucureşti, iulie 2008.

[5] *** GEO-SLOPE/W. Manuals/ Chapter 9 – Theory; Calgary, Canada, 2004.[6] *** GEO-SLOPE/W/QUAKE. Quake engineering book; Calgary, Canada, 2004.


31/107


Solicitarea dinamică aechipamentelor cilindrice cu pereţisubţiri în timpul efectuăriitransportului în industriile de processau de materiale pentru construcţii (I)

Dynamic stress of thin wallcylindrical equipment duringtransport in process or buildingmaterials industries (I)

Sârbu Lurenţiu, prof.univ.dr.ing. Facultatea de Utilaj Tehnologic, Universitatea Tehnică de ConstrucţiiBucureşti Professor Dr., Faculty of Machine Tools, Technical University of Civil Engineering Buchareste-mail: [email protected]

1. Introducere

Efectuarea unor transporturi tehnologicespeciale de aparate sau instalaţii în sistemcombinat din « poartă în poartă », cu gabaritdepăşit, se fac pentru lucr ări de construcţii –

montaj în industriile specifice ca: industriachimică, de materiale pentru construcţii (deexemplu uscătoare cilindrice rotative pentruuscarea argilelor şi a nisipului în industriaceramicii şi în industria sticlăriei, undetemperatura maximă a gazelor depăşeşte 1100-1200 grade Celsius), energetică sau alimentar ă.Piaţa transportatorilor de echipamente greleagabaritice din România, reflectă astăziimaginea economiei naţionale, caracterizată deo dinamică importantă şi de un proces de

modernizare rapid, foarte concurenţială, în profundă schimbare şi adaptare la noilecondiţii, impuse de creşterea economică

precum şi de reglementările UE în domeniu.

2. Tehnologia transportării unor rezervoaregigant şi solicitarea lor.

Mai întâi, sunt prezentate câteva din soluţiile practice întâlnite pentru transporturiletehnologice în sistem combinat, din poartă în

poartă, unde echipamentele au forme şicaracteristici unicat. Se urmăreşte prezentareacondiţiilor specifice de solicitare aechipamentelor, care apar în timpultransportării lor, în diferite domenii deactivitate ale economiei [1,4,5,8].În timpul transportului elementelor cilindrice cu

pereţi subţiri, sau al coloanelor industriale, de lauzina constructoare la locul de montaj pe utilajespeciale de transport rutier, învelisul cilindric alacestora este supus la solicitări dinamice

generate de profilul căi de rulare.

1. Introduction

Special technological “door to door”transports for over-dimensioned combinedinstallations or machinery are specific forconstruction – mounting works in specific

industries, such as: chemical, buildingmaterials (e.g. rotary cylindrical dryers forclay and sand in ceramics and glassindustry, where the maximum gastemperature exceeds 1100-1200˚C),energy and food industries. The Romanianmarket for the heavy over-dimensionedequipment now mirrors the image of thenational economy, characterised by asignificant dynamism and a fast growing,competition focused modernization

process, undergoing deep changes andadapting to the new conditions imposed

by the economic growth, as well as by EUregulations in the field.

2. Transport technology for giant tanksand their stress

First of all, several practical solutions are presented, specific for technological “door todoor” transports in a combined system, a

case in which all equipment has uniqueforms and characteristics. The aim is to showthe specific equipment stress conditions,noticeable during their transport, in variousfields of economic activity [1, 4, 5,8].

During the transport of thin wall cylindricalelements, or of industrial casings, from themanufacturing company to the mountinglocation, on special road transport equipment,their cylindrical cover undergoes dynamic

stresses generated by the road profile. The road


32/107

Denivelările păr ţii carosabile a şoselelor şidrumurilor, sunt sursa unor şocuri şi vibraţii,care în funcţie de mărimea denivelării şi deviteza cu care se efectuează transportul, pot danaştere la solicitări comparabile şi chiarsuperioare celor statice, provenite din

greutatea proprie a elementului transportat.Din această cauză, sistemul de rezemaretrebuie astfel proiectat, ca să corespundă solicitărilor dinamice produse în timpultransportului, în aşa fel, încât, efortulunitar echivalent maxim, dezvoltat înelementul transportat să se situeze sublimita de curgere a materialului [7].

2.1. Transportarea unor rezervoare gigant

pentru vase de transport gaze lichefiate( fig.1).

Rezervoarele au fost fabricate deKWAERNER-FECNE (fostul IMGB) şi s-autransportat auto de la Bucureşti la Oltenita şiapoi mai departe pe Dunare până la Constanţaunde au fost montate în interiorul unorvapoare cisternă [7]. Două astfel derezervoare sunt montate pe un vas detransport gaze lichefiate – LGT- LiquifiedGas Tank. Trei vase de acest tip au fostconstruite pe şantierul SEVERNAV,

beneficiarul fiind Hartman Reederei,Germania. Piesa transportată, din fig.1, aconstat dintr-un rezervor care a fost realizatdintr-un oţel special pentru tancuri, NASTRA56 şi NASTRA 70 (import Germania) fiind

premier ă mondială din punct de vedere aloţelului folosit. Caracteristicile piesei sunt:diametrul exterior de 10m+2,5m, lungimea31,5m, înălţimea 12m şi masa de 350 t.Aceste transporturi rutiere grele cu gabarit

depăşit au fost efectuate de V.D. VLISTRomânia, care are mare experienţă înrealizarea transporturilor agabaritice pe planmondial[8]. Studierea siguranţei traseului şi

posibilitatea efectuării unui astfel de transport,s-a început cu 9 luni înainte. Efectuareatransportului a fost autorizat de AVTR(Autorizatii,Verificare a TransporturilorRutiere) din cadrul CNADR (Compania

Naţională de Autostr ăzi şi Drumuri Naţionale).shocks and vibrations which, depending

on their size and the speed of thetransport may lead to stresses which arecomparable, or even higher than static

and highway humps are the source of variousones resulting from the individual weightof the transported element.

That is why the system must be sodesigned as to be appropriate for dynamic

stresses produced during transport, so thatthe maximum unitary equivalent stressundergone by the transported elementremains below the material flow limit [7].

2.1. Transport of giant tanks for liquefied gas

recipients (fig.1)

The tanks were manufactured by KWAERNER-FECNE (formerly IMGB) and were auto-transported from Bucharest to Oltenita and thenfurther on the Danube to Constantza where theywere mounted inside cistern ships [8]. Two suchtanks are mounted on a liquefied gas transportship / LGT. Three such ships were built onSEVERNAV shipyard, the beneficiary beingHartman Reederei, Germany.

The part to be transported, shown in Figure 1,was made of a tank made of special tank steel

NASTRA 56 and NASTRA 70 (imported fromGermany), for the first time in the world fromthe point of view of the steel used. Thecharacteristics of the part are as follows: outsidediameter 10m+2.5 m length 31.5 m height 12 mand 350

Documents

UTCB - Buletin Stiintific - 2009 - Nr. 1