RIGID INCLUSION ALAPOZÁSI RENDSZERREL KÉSZÜLT SILÓ 3D NUMERIKUS VIZSGÁLATA. Geotechnika és Mérnökgeológia Tanszék

Átírás

1 RIGID INCLUSION ALAPOZÁSI RENDSZERREL KÉSZÜLT SILÓ 3D NUMERIKUS VIZSGÁLATA Lődör Kristóf 1, Dr. Móczár Balázs 2, Dr. Mahler András 3 1,2,3 Budapesti Műszaki és Gazdaságtudományi Egyetem, Geotechnika és Mérnökgeológia Tanszék ÖSSZEFOGLALÁS Kaposváron, a Magyar Cukor Zrt. területén 2013-ban új, közel 60 m átmérőjű, tonna cukor tárolására alkalmas silót létesítettek összetett alapozási rendszerrel. A peremgerendák, illetve a leürítő alagút alatt hagyományos cölöpöket, míg a szerkezet középső zónájában, az alaplemez alatt, rigid inclusion talajerősítést alkalmaztak a süllyedések normalizálásának érdekében. A megvalósulást követően geodéziai mérések segítségével folyamatosan ellenőrizték az építmény süllyedéseit. A részletes talajfeltárásokat, illetve kiviteli tervdokumentációkat alapul véve elkészítettük a siló back analízis vizsgálatát, mely során a valós deformációkat nagyon jól megközelítő eredményeket értünk el. KULCSSZAVAK Rigid inclusion; back analízis; végeselemes modellezés BEVEZETÉS A gyenge teherbíró képességű altalaj megerősítése széles körben elterjedt a mai tervezői gyakorlatban. A puha talaj rigid inclusion merevítő elemekkel történő javításával nagymértékű megoszló teher esetében kedvezően tudjuk befolyásolni a süllyedések alakulását, illetve meggátolni az egyenlőtlen süllyedések túlzott mértékű kialakulását. Kaposváron, 2013-ban egy megközelítőleg 60 m átmérőjű siló épült komplex alapozási rendszerrel. A peremgerendák, illetve a leürítő alagút alatt hagyományos vasalt cölöpöket, míg a szerkezet középső zónájában, az alaplemez alatt, rigid inclusion talajerősítést alkalmaztak. Kutatásunk fő célja az volt, hogy az elkészült silót az alapozási rendszerrel és az altalajjal együtt képesek legyünk a lehető legreálisabban modellezni Plaxis 3D geotechnikai végeselemes szoftver segítségével, továbbá a monitoring rendszer által rögzített terhelés-süllyedés kapcsolatot minél pontosabban visszakapjuk.

2 Európában, a hasonlóan összetett konstrukciók esetében egyre elterjedtebb a monitoring rendszerek eredményein alapuló talaj és szerkezet együttes viselkedésének numerikus elemzése. Ezen vizsgálatok segítségével az európai nagyvállalatok számos olyan hasznos információt nyernek, melyeket a későbbi tervezői és kivitelezői munkáik során felhasználhatnak, ezáltal a tervezett szerkezetek költséghatékonyabbak. RIGID INCLUSION ALAPOZÁSI RENDSZER A rigid inclusion alapozási rendszer elsőre a cölöpökkel gyámolított lemezalapozáshoz hasonlít, azonban ebben az esetben nincs közvetlen kapcsolat az alaplemez, illetve a függőleges merevítő elemek között. A rigid inlcusion rendszert leggyakrabban hengeres alakú, karcsú, folytonos és többnyire függőleges elemek alkotják. Hálóban történő kiosztásuk sűrűsége a teher eloszlásától, illetve az altalajparaméterektől függ. Rigid inclusion talajjavítás során a teher továbbítása nem közvetlenül a teherbíró altalajrétegbe történik, mivel a gyenge teherbíró képességű talaj is szerepet játszik a teherátadásban. Az alaplemez, illetve a merevítő elemek között teherközvetítő réteget szokás alkalmazni, amely általában egy jól tömörített, durvaszemcsés (kavics vagy zúzottkő) réteg. Az ágyazati réteg akkor működik megfelelően, ha kellő vastagsággal, tömörséggel és belső súrlódási szöggel rendelkezik ahhoz, hogy átboltozódás tudjon kialakulni a rétegen belül. Az átboltozódás következtében a rigid inclusion merevítő elemekre csak normál irányú nyomó igénybevétel hat, ebből kifolyólag nincs szükség azok vasalására. 1. ábra: Rigid inclusion rendszer működése

3 Lehetőség van a teherközvetítő réteg geoműanyagokkal történő erősítésére. Ezen rétegek szerepe az ágyazaton belüli elhelyezkedésüktől függ. Amennyiben a geoműanyag a teher továbbítását biztosító réteg alsó síkján helyezkedik el, abban az esetben érvényesül a membránhatás, mely elősegíti a teher, merevítő elemekre történő továbbítását. Merevítő gerendához hasonló merevség érhető el azzal a kialakítással, ha a réteg belsejében helyezkednek el a geoműanyagok. SZERKEZETI ADATOK A siló a cukorgyár középső területén épült, melynek tervezett kapacitása tonna volt. Az alaplemez alatt létesített alagúton történik a betöltött anyag leürítése, melynek padlószintje a silóéhoz képest 4 m mélyen húzódik. A műtárgy főbb geometriai paraméterei: - felszerkezet külső átmérője: D=58,39 m - szerkezeti magasság: H=39,09 m 2. ábra: Szerkezet geometriai kialakítása A szerkezet alatt 25 cm vastagságú vasbeton alaplemez épült. A teherátadást a felszerkezetről a teherbíró altalajrétegre a szélső peremgerenda, illetve az alagút alatt, a szerkezeti elemekkel összekapcsolt vasalt cölöpök, míg a siló belső területén rigid inclusion merevítő elemek biztosítják. Az alaplemez és az inclusion-ök közötti teherátadás egy jól tömörített, durva szemcsés ágyazati rétegen keresztül történik, mely georáccsal van megerősítve.

4 3. ábra: Rigid inclusion elemek és cölöpök elhelyezkedése ALTALAJVISZONYOK Az építési területen 2 darab 50 m mélységű fúrást készítettek 180 mm átmérőjű spirálfúrással, valamint további 3 darab statikus szondázás (CPTu) került lemélyítésre. A szondázások során rögzítésre kerültek a csúcsellenállás, köpenysúrlódás, valamint a pórusvíznyomás változásának értékei. A statikus nyomószondázásokkal egy időben szeizmikus vizsgálatok is készültek 2 méterenként. A nyírószilárdsági paramétereket közvetlen nyíróvizsgálattal, illetve triaxiális vizsgálattal, az összenyomódási jellemzőket pedig ödométeres vizsgálat segítségével határozták meg laboratóriumi körülmények között. A helyszíni, illetve laboratóriumi elemzéseknek köszönhetően az alábbi jól elkülöníthető talajrétegződések definiálhatóak: Mg: Vegyes anyagú FELTÖLTÉS A: Gyúrható konzisztenciájú ISZAP / ISZAPOS HOMOK B: Merev konzisztenciájú HOMOKOS ISZAP / ISZAPOS HO- MOK C: Közepesen tömör tömör állapotú HOMOK D: Merev konzisztenciájú ISZAPOS AGYAG / AGYAG E: Kemény konzisztenciájú pannon AGYAG A szeizmikus CPT vizsgálatok segítségével minden egyes talajrétegre egyértelműen meghatározhatóak voltak a jellemző nyíróhullám terjedési sebességek. A gyúrható iszap (A) és a homokos iszap / iszapos homok (B) rétegek között nincs lényegi eltérés, a nyíróhullám terjedési sebesség ezekben a talajrétegekben 210 m/s. A C jelű homok rétegben a nyíróhul-

5 lám terjedési sebesség 300 m/s, míg a D és E jelű iszapos agyag és agyag rétegekben 400 m/s átlagérték vehető fel. 4. ábra: Rétegszelvény a feltárások alapján PLAXIS 2D VÉGESELEMES MODELLEZÉS A siló tervezéséhez Plaxis 2D végeselemes szoftvert használtak a tervezők. Az analízist tengelyszimmetrikus modellgeometria felépítésével végezték. A körgyűrűk mentén elhelyezkedő cölöpök anyagmodellje lineárisan rugalmas, valamint felületelemként lettek modellezve. Az egyes talajrétegek modellezéséhez Felkeményedő (Hardening Soil HS) anyagmodellt alkalmaztak. Kutatásunk elején a rendelkezésünkre álló 2D-s modellből indultunk ki, melyet áthelyeztünk egy 3D-s modelltérbe. A korábbi tervezések során definiált talajfizikai és szerkezeti modellparamétereket használtuk alapul a Plaxis 3D modell megalkotása során. A térbeli analízis esetében végeleges állapotban az alaplemez maximális süllyedése 20,60 cm-re adódott, míg ez korábban 2D-s modellgeometria esetében 25,50 cm volt. A két vizsgálati eljárás közötti differencia első sorban az alaplemez alatt keresztirányban elhelyezkedő leürítő alagút geometriájából fakad, ugyanis szerkezeti jellegéből kifolyólag többlet merevséget biztosít az alaplemeznek, ami 2D-s modellezéssel nem vehető figyelembe megfelelően. Ugyanakkor megállapítható, hogy a kétdimenzi-

6 ós tengelyszimmetrikus modellben kialakuló süllyedések nem különböznek jelentősen a térbeli számítás eredményeitől. 5. ábra: 2D és 3D modellgeometria BACK ANALÍZIS SORÁN ALKALMAZOTT AGYAGMODELL Kutatásunk során nemzetkőzi, kisebb számban haza tapasztalatokra támaszkodva az ún. HSsmall (Hardening Soil modell with small-strain stiffness) anyagmodellt használtuk a talajszerkezet modellezésére. HSsmall anyagmodell esetében a program a terhelésváltozások kezdetén (a kis alakváltozások tartományában) a G 0 kezdeti nyírási modulussal, majd a nyírási alakváltozások növekedésével fokozatosan csökkenő nyírási modulussal számol. A nagyobb alakváltozási tartományban, a felkeményedő talajmodellnél megszokottak szerint, a feszültségszint emelkedésével fokozatosan növekvő összenyomódási modulus jellemzi az adott talajréteget. A kísérletek szerint a nyírási modulus a kezdeti nagy G 0 értékéről a nyírási alakváltozások növekedésével a 6. ábra szerint csökken.

7 6. ábra: A nyírási modulus változása és a geotechnikai szerkezetek körüli jellemző nyírási alakváltozások [1] A 6. ábrán látható változást a (1) képlet írja le, ahol a 0,385 const.-ra vehető fel, g 0,7 pedig azt a fajlagos nyírási alakváltozást jelenti, melynél a nyírási modulus a ~0,70 G 0 -ra csökken. A HSsmall talajmodellben a HS modell bemenő input paraméterei ennek megfelelően a G 0 és a g 0,7 kis alakváltozási paraméterekkel egészülnek ki. TALAJFIZIKAI MODELLPARAMÉTEREK MEGHATÁROZÁSA Az egyes rétegekhez kapcsolódó talajfizikai input paraméterek definiálása során a szilárdsági paramétereket a rendelkezésünkre bocsájtott talajvizsgálati jelentés alapján vettük fel, azonban az alakváltozási modellparaméterek meghatározásánál eltértünk a talajvizsgálati jelentésben megadottaktól. Számos nemzetközi kutatás azt igazolja, hogy süllyedésszámítások során a tervezők túlbecsülik a ténylegesen kialakuló elmozdulásokat. Ennek legfőbb oka, hogy a talajok alakváltozási jellemzőit a laboratóriumi vizsgálatokkal általában alábecsülik, mivel az ödométeres vizsgálatok mintáinak minden hibája járulékos összenyomódást okoz.

8 A kis alakváltozási paraméterek tartományában érvényes alakváltozási paraméterek meghatározására az alábbi laboratóriumi- és terepi vizsgálati eljárások a legelterjedtebbek: - triaxiális vizsgálat, nyúlásmérő bélyegekkel ellátott mintán; - talajmintán gerjesztett hullámok terjedési sebességét mérő bender elemekkel végzett vizsgálat; - dinamikus triaxiális vizsgálat; - torziós nyíróvizsgálat; - downhole vagy crosshole vizsgálat; - rezonancia oszlop teszt; - szeizmikus CPT. Ezen vizsgálati módszerek közül némelyik már hazánkban is jelen van, azonban a mindennapos gyakorlatban nagyon ritkán fordulnak elő. Mivel a vizsgálati területen készült szeizmikus CPT vizsgálat, így a rendelkezésre álló nyíróhullám terjedési sebességek segítségével meghatározható volt az egyes talajrétegekre a kezdeti nyírási modulus. Plaxisban történő modellezés során az alakváltozási paramétereket 100 kpa-os erencia feszültséghez szükséges megadni. A kezdeti nyírási modulusok erencia értékeinek definiálása során először a nyíróhullám terjedési sebességeket normalizáltuk (2), ( ) (2) majd számoltuk a G 0 -eket (3). A G ur és az E ur között az alábbi kapcsolat írható fel: (3) ( ) (4) A HSsmall modellbe be van építve egy limit, ami megszabja a G 0 /G ur (vagy E 0 /E ur ) arányának az alsó korlátját, miszerint G 0 /G ur =10. Külföldi szakirodalmakban számos ajánlás fellelhető különböző talajtípusok esetében a G 0 /G ur arányára, ami 2,5 (szemcsés talajok) és 10 (kötött talajok) között változhat. Plaxis ajánlást ad továbbá, hogy az E oed (össze- nyomódási modulus erencia értéke) és az E ur (tehermentesítésújraterhelés folyamatához tartozó húr modulus erencia értéke) érté-

9 kek között háromszoros arányt célszerű felvenni pontos vizsgálatok hiányában. Amennyiben a laboratóriumi vizsgálatok alapján vettük volna fel az összenyomódási modulusok modellparamétereit, jóval kisebb G 0 értékeket alkalmazhattunk volna, mint amik a nyíróhullám terjedési sebességek alapján definiáltunk. Arra már korábbi kutatásaink során rájöttünk, hogy HSsmall anyagmodell alkalmazásakor, a süllyedési output eredmények a kezdeti nyírási modulus megváltoztatására a legérzékenyebbek. Ezen szakirodalmi javaslatok, összefüggések, illetve saját tapasztalataink alapján, minden egyes talajréteghez az E ur és E oed értéket a nyíróhullám terjedési sebességek alapján számolt kezdeti nyírási modulusok segítségével határoztuk meg. Erre azért volt szükség, mert a talajvizsgálati jelentés során előállított kompressziós görbékből származtatott, 100 kpa erencia feszültséghez tartozó összenyomódási modulusok, az E oed alapján háromszoros aránnyal számolt E ur értékek és a szeizmikus CPT szondázások alapján definiált G 0 értékek összeférhetetlennek bizonyultak, nem elégítették ki a HSsmall anyagmodellbe beépített G 0 /G ur arányának alsó korlátját. A nagyon kis alakváltozásokhoz tartozó kezdeti nyírási modulus értékének meghatározásán túl szükséges megadni a g 0,7 értékét is, mely a merevségváltozást leíró függvény (degradációs vagy lreomlási görbe) alakját határozza meg. Mérési eredmények hiányában tapasztalati összefüggések állnak rendelkezésünkre. Szemcsés talajok esetében a hatékony függőleges feszültség, kötött talajoknál pedig a plasztikus index segítségével határozható meg a g 0,7 értéke. A back analízis során alkalmazott talajfizikai modellparamétereket az 1. táblázatban foglaltuk össze. 1. táblázat: Talajfizikai modellparaméterek Talajrétegződés jele Mg A B C D E g unsat kn/m g sat kn/m E oed E 50 E ur kn/m kn/m kn/m c` kn/m ,9 9,5 6,8 40,6 71

10 f` 20 26,9 31,5 31,9 16,9 16,7 g 0,7-1, , , , , , G 0 kn/m Ahol, g unsat - nedves térfogatsúly; g sat - telített térfogatsúly; E oed - összenyomódási modulus (a erencia feszültség értékéhez tartozó érintő modulus); E 50 - a drénezetlen triaxiális vizsgálatnál a deviátor feszültség 50 %-ához tartozó húr modulus; E ur - a tehermentesítés-újraterhelés folyamatához tartozó húr modulus; c` - kohézió; f` - belső súrlódási szög; g 0,7 - az a fajlagos nyírási alakváltozás, ahol G 0,70 G 0 ; G 0 - kezdeti nyírási modulus erencia értéke. SZERKEZETI ELEMEK MODELLGEOMETRIÁJA A szerkezeti elemek modellezésénél az elkészült kiviteli-, megvalósulási tervdokumentációkat használtuk, így a valóságnak megfelelő modellgeometriát tudtunk létrehozni. A vasbeton cölöpöket, illetve a rigid inclusion merevítő elemeket 1D beágyazott gerenda (embedded pile) elemként, illetve tömb (volume) elemként is modelleztük, lineárisan rugalmas agyagmodell segítségével. A későbbi süllyedési eredményeken jól látható lesz a két modellezési technika közötti differencia.

11 a.) b.) 7. ábra: Szerkezeti elemek modellgeoemtriája; 1D embedded pile (a.); 3D volume elem (b.) Az siló héjszerkezetét, az alaplemezt, az alagút falát, tovább az alagút alaplemezét héj (plate) elemként modelleztük. A siló héjszerkezetét alátámasztó talpgerendát 3D test elemként modelleztük a reálisabb feszültségterjedés elérésének érdekében. Az elkészült modellgeometriák a 7. ábrán láthatóak. TÖLTŐANYAG MODELLEZÉSE A cukor, mint töltőanyag teherként történő modellezése során amellett a megoldás mellett döntöttünk, miszerint talajként építjük be az analízisbe, ezáltal a héjszerkezetet megfelelő mértékben be tudtuk vonni a teherviselésbe. Mivel a siló feltöltése és leürítése folyamatosan változik, ezért több cukorgeometriát kellett kialakítani, hogy képesek legyünk lekövetni a terhelés időbeli alakulását. A 8. ábrán látható a siló üres, illetve teljesen feltöltött állapotban.

12 a.) b.) 8. ábra: Üres állapot (a.); Teljesen feltöltött állapot (b.) A konszolidációs folyamatok időbeli lefolyásának részletes vizsgálata során (consolidation calculation) konvergencia problémához vezetett a felszerkezet és a cukortömeg együttes viselkedésének modellezése, így a számítások folytatásához a szerkezeti elemek, illetve a töltőanyag terhét a továbbiakban felületen-, valamint vonal mentén megoszló teherként vettük figyelembe. A jellegzetes terheléseket egyenként, külön modellekben számítottuk (plastic calculation), melyekben szerepelt a héjszerkezet, továbbá a cukortömb is. Ezek alapján a helyettesítő terheket minden terhelési lépcsőnél a talpfeszültségekből, illetve a cölöpökben és a rigid inclusion merevítő elemekben keletkezett normál igénybevételekből számoltuk vissza. BACK ANALÍZIS VIZSGÁLAT EREDMÉNYEI A monitoring rendszer kiépítése során, az alaplemez szélén 8 db, az alagút falán 10 db mérési pontot létesítettek. Back analízisnél a deformációk időbeli változásának alakulását 3 kitüntetett pontban vizsgáltuk, melyek szerkezeten belüli elhelyezkedését a 9. ábra szemlélteti.

13 9. ábra: Kiválasztott vizsgálati pontok A modellezéssel kapott eredmények közül a 10. ábrán az tonnás feltöltési állapothoz tartozó z irányú elmozdulások, a 11. ábrán pedig a teljes feltöltési-leürítési időszakot tükröző süllyedések időbeli alakulása látható 3D volume cölöpgeometria alkalmazása esetében. a.) b.) 10. ábra: Teljes z irányú elmozdulási ábra (a.); Alaplemez és alagút z irányú elmozdulási ábra (b.) tonnás feltöltési állapot A 11. ábrán látható, hogy teljesen feltöltött állapotban, az alaplemez maximális elmozdulási értéke 52,8 mm-re adódott, az alaplemez szélén 33,3 mm, az alagút fal közepén pedig 41,7 mm a maximális süllyedések értékei. Ezen eredmények megfelelően tükrözik a szerkezet valós viselkedését. Megfigyelhető, hogy viszonylag nagymértékű egyenletes terhelésnél, hosszabb időtartam alatt sem alakultak ki konszolidációs süllyedések.

14 Süllyedés [mm] Teher [Ezer tonna] Süllyedés [mm] Teher [Ezer tonna] Idő [hét] Cukor teher A pont - Mért süllyedés B pont - Mért süllyedés C pont - Mért süllyedés Modell teher A pont - Modelleredmény B pont - Modelleredmény C pont - Modelleredmény 11. ábra: Terhelés Süllyedés diagram; 3D volume cölöpgeometria 1D embedded pile cölöpgeometria esetében a süllyedési eredmények már korán sem közelítik meg olyan pontosan a valós, mért deformációs görbét, mint 3D tömb elemmel történő modellezés esetében. Korábbi vizsgálataink során már tapasztaltuk, hogy a cölöpök testelemként történő modellezésekor a süllyedések mértéke alacsonyabb, mint 1D-s cölöpgeometria alkalmazásakor, azonban jelen back analízis keretein belül bebizonyosodott, miszerint testelemmel történő modellezéssel reálisabb, valóságnak jobban megfelelő eredmények érhetőek el Cukor teher 40 Modell teher A pont - Mért süllyedés 10 A pont - Modelleredmény Idő [hét] 0 B pont - Mért süllyedés B pont - Modelleredmény C pont - Mért süllyedés -40 C pont - Modelleredmény ábra: Terhelés Süllyedés diagram; 1D cölöpgeometria

15 Beágyazott gerenda alkalmazásakor csak az első 9 hétig történő feltöltési időszakot modelleztük a számítási idő lerövidítésének érdekében. A maximális elmozdulás az alagút falának közepén 50 mm-re adódott, az eredetileg mért 30 mm-hez képest. További elemzések szükségesek annak érdekében, hogy ennek okát feltárjuk. A süllyedések időbeli változását a 12. ábra mutatja. PARAMÉTERANALÍZIS, ÉRZÉKENYSÉGVIZSGÁLAT Az érzékenységvizsgálatok megmutatják, hogy egy modell mennyire érzékeny a bemeneti paraméterek hibáira. Ezen inputok általában mért értékek, vagy tapasztalati összefüggések alapján számolt mennyiségek, tehát a bizonytalanság állandóan jelen van, így az eredmények megbízhatósága is kétségbe vonható. Az input adatokra vonatkozó érzékenység alatt azt értjük, hogy az output eredményekben mekkora változást idéz el a bemenő adatok módosítása. Ezen cikk keretein belül a HSsmall anyagmodell definiálásához szükséges kis alakváltozási paraméterek megváltoztatásának süllyedésekre gyakorolt hatását mutatjuk be. A G 0 és g 0,7 értékek hazai viszonylatban mérési eredmények hiányában többnyire tapasztalati összefüggések segítségével határozhatóak meg, melynek következtében mindig lesznek bizonytalanságok a paraméterek rögzítésekor. Az érzékenységvizsgálatok során az egyes input paramétereket külön, rétegenként módosítottuk és vizsgáltuk a süllyedések alakulását. a.) 13. ábra: Kezdeti nyírási modulus hatása a süllyedésekre (a.); Fajlagos nyírási alakváltozás hatása a süllyedésekre (b.) b.)

16 Érzékenységvizsgált elkészítésekor a kezdeti nyírási modulus ±50 %-al történő módosítása elég drasztikusnak mondható. Az eredeti értékektől ilyen mértékben történő eltérés a mindennapi tervezői gyakorlatban szinte lehetetlen, azonban ha csak tapasztalati összefüggések állnak rendelkezésünkre, a ±25 %-os eltérés már reálisnak mondható, ami a vizsgálat eredményei alapján akár jelentősen is befolyásolhatja a süllyedések mértékét. Mindez azt mutatja, hogy a back analízis során definiált G 0 értékek felvétele helyes metódusok alapján történt, melyeket a további tervezések során magabiztosan lehet alkalmazni. A 13. ábrán látható, hogy a kezdeti nyírási modulus csökkenésének hatására a süllyedési értékek is redukálódnak, növelésének hatására pedig a deformációk is nőnek. A G 0 és az elmozdulások közötti kapcsolat exponenciálisnak tekinthető. A cölöpök talpsíkjánál lévő C rétegre, illetve a közvetlen alatta elhelyezkedő D rétegre jellemző G 0 értékek módosítása okozta a legnagyobb mértékű süllyedésváltozásokat. A fajlagos nyírási alakváltozás értékének meghatározásakor a rendelkezésre álló diagramokat számos kísérleti eredmény összegzéseként állították elő a kutatók annak érdekében, hogy megkönnyítsék a mindennapos tervezési munkákat. Grafikonok alapján megállapíthatóak voltak a minimális és maximális fajlagos nyírási alakváltozási paraméterek, melyeket megadhattunk az egyes altalajrétegek definiálásakor. Minimálisan , maximálisan értékeket vehettünk fel az elemzés során. Itt is megfigyelhető (13. ábra) a paraméter csökkenésének hatására bekövetkező süllyedésnövekedés, továbbá, hogy a C és D rétegekre jellemző értékek módosítására a legérzékenyebbek az output eredmények. Külföldi szakirodalmak a mérési eredmények hiányában fajlagos nyírási alakváltozási értéket javasolnak alkalmazni a számítások során. HOSSZÚ TÁVÚ VISELKEDÉS VIZSGÁLATA Back analízis vizsgálatkor elkészített Plaxis 3D végeselemes modell sülylyedési eredményei és a mért értékek közötti ~90 %-os egyezőség, valamint a görbék időbeli lefutásának egyezősége lehetőséget biztosított arra, hogy kellő pontossággal elemezni tudjuk a szerkezet hosszú távú viselkedésének alakulását. Ez elsősorban a siló üzemeltetésének szempontjából lehet kiemelten fontos, ugyanis ezekkel a vizsgálatokkal kellő pontossággal megbecsülhető, hogy a cukor tárolásának egyes módszerei miként befolyásolják a szerkezet süllyedéseit. A hosszú távú viselkedések elemzése lehetővé teszi a geodéziai mérések sűrűségének ritkítását, valamint idővel azok elhagyását is.

17 Süllyedés [mm] A betöltött cukor lehetséges tárolási eljárásait figyelembe véve ciklikus terhelést, illetve tartósan konstans terhelés eseteit vizsgáltuk. 0 Teher [Ezer tonna] ábra: Ciklikus terhelés Süllyedés diagram Ciklikus terhelés esetében látható (14. ábra), hogy a feltöltési hullámok közötti süllyedésváltozás/süllyedésnövekedés fokozatosan csökken a ciklusok számának emelkedésével. A kialakult alakváltozások maximalizálódnak, kezdenek beállni egy konstans értékre, amely előreláthatólag 47 és 50 mm között várható. Tartósan konstans terhelés vizsgálatánál az eddigi két feltöltési és leürítési hullám során mért legmagasabb töltöttségi szintet vettem alapul, amely tonna volt. Az analízis eredményei kiemelten fontos információk a szerkezet üzemeltetőjének, ugyanis huzamosabb ideig még nem tártoltak a silóban nagy mennyiségű cukortömeget. A 15. ábrán megfigyelhető, hogy a maximális alakváltozás a ciklikus terheléshez hasonlóan, tartósan konstans terhelésnél is egy állandó értékhez (~46,30 mm) tart, azonban ebben az esetben egy jóval szűkebb tartományra le lehet szűkíteni az intervallumot. Az eredmények azt mutatják, hogy tar-

18 Süllyedés [mm] Teher [Ezer tonna] tósan nagy terhelés hatására sem alakulnak ki konszolidációs süllyedések, amely a szerkezet hosszú távú viselkedésének szempontjából az egyik leglényegesebb információ Idő [hét] Modell teher A pont - Modelleredmény B pont - Modelleredmény C pont - Modelleredmény Cukor Teher A pont - Mért eredmény B pont - Mért eredmény C pont - Mért eredmény 15. ábra: Tartósan konstans terhelés Süllyedés diagram ÖSSZEGZÉS Összességében elmondható, hogy a back analízis vizsgálat meglehetősen jól tükrözi a szerkezet valós viselkedését, ami egy ilyen komplex geometriájú, alapozási rendszerű és heterogén altalajú építmény esetében nem könnyű feladat, és mindenképp térbeli geotechnikai végeselemes szoftver segítségével vizsgálható magabiztosan. A mért süllyedési adatok ilyen mértékű reprodukálása a korszerű helyszíni és laboratóriumi vizsgálatok hiányában csak körültekintő paraméteranalízissel, illetve a tapasztalati összefüggések magabiztos alkalmazása mellett lehetséges. Nem elhanyagolhatóak a komplex talaj és szerkezet kölcsönhatását figyelembevevő agyagmodellek, melyek fejlődése újabb és újabb input modellparaméterek megadását vonják maguk után. Az általunk használt HSsmall agyagmodellben szereplő kis alakváltozási paraméterek pontos definiálásához szükséges terepi, illetve laboratóriumi vizsgálati módszerek hazánkban még nem terjedtek el széles körben, így a tervezések során első sorban empirikus összefüggésekre kell támaszkodnunk. A bi-

19 zonytalanságok kiszűrésének érdekében a vizsgálati módszerek szélesítését, fejlesztését tartjuk a legfontosabbnak. Kutatásunk során konklúzióként a következők vonhatóak le: - A számított süllyedések jó egyezést mutatnak a mért értékekkel, az egyezőség közel 90 %-os. - A görbék lefutása párhuzamosnak tekinthető a vizsgálati időtartam alatt. - A reprezentatív pontok számított süllyedéskülönbségei minimálisan térnek el a mért értékektől. - Amennyiben egy szerkezet süllyedésit akarjuk vizsgálni, a cölöpöket, illetve a rigid inclusion merevítő elemeket célszerű 3D volume elemmel modellezni a reálisabb deformációk elérésének érdekében. A futtatási idő, illetve az elemszám redukálásának érdekében ajánlott a hengeres elemeket hasábbal (hatszög alapú vagy nyolcszög alapú) közelíteni. - Kis alakváltozási paraméterek definiálása után célszerű számítani az összenyomódási modulus, illetve a tehermentesítés-újraterhelés folyamatához tartozó húr modulus értékeket, figyelembe véve a HSsmall anyagmodell korlátozásait. - Az elkészített érzékenységvizsgálatok eredményei azt mutatják, hogy a süllyedéseket a HSsmall anyagmodellben szereplő kis alakváltozási paraméterek módosítása befolyásolja döntő mértékben. IRODALOMJEGYZÉK [1] Plaxis 3D: Material Models Manual, 2013 [2] Nyári I., Turi D., Dr. Pusztai J.: Talajvizsgálati jelentés és geotechnikai tervfejezet a Magyar Cukor Zrt. területén létesítendő DOM cukorsiló építési engedélyezési tervéhez, 2012 [3] Wolf Á., Szilvágyi L., Schell P.: Kaposvár Cukorgyár Cukorsiló Geotechnikai terv, 2013 [4] Thomas Benz: Small-Strain Stiffness of Soils and its Numerical Consequences, 2007 [5] Laurent Briancon, Umur Salih Okyay: Monitoring and numerical investigation of rigid inclusion reinforced concrete water tanks, 2012 [6] Steven L. Kramer: Geotechnical Earthquake Engineering [7] Bernard R. Wair, Jason T. Dejong, Thomas Shantz: Guidlines for Estimation of Shear Wave Velocity Profiles

20 [8] Lődör K., Dr. Móczár B., Dr. Mahler A.: Kaposvári cukorgyári siló back analízis vizsgálata 3D végeselemes modellezéssel, Diplomamunka, 2015