KONSZOLIDÁLTSÁGI FOK MEGHATÁROZÁSA CPT SZONDÁZÁSSAL ÉS HATÁSA BEFOGOTT TÁMSZERKEZETEKRE

Átírás

1 KONSZOLIDÁLTSÁGI FOK MEGHATÁROZÁSA CPT SZONDÁZÁSSAL ÉS HATÁSA BEFOGOTT TÁMSZERKEZETEKRE DETERMINATION OF CONSOLIDATION RATIO BY CPT AND ITS EFFECT ON EMBEDDED RETAINING STRUCTURES ÖSSZEFOGLALÁS Józsa Vendel BME Geotechnikai Tanszék, PhD hallgató A CPT szondázás eredményeiből számos talajjellemzőre következtethetünk, amellyel a számítógépes szoftverekhez szükséges bemenő paramétereket biztosítani tudjuk. A laborés in-situ vizsgálatok által főleg a talaj pillanatnyi állapotáról kapunk információt, de meghatározó szerepet tölthet be a terhelési történet, konszolidáltság foka, valamint a vízszintes nyugalmi földnyomás tényezője (K 0 ). A csúcsellenállás és súrlódási arányszám segítségével elvégezhető a talajazonosítás, ezt kiegészítve a talaj túlkonszolidáltsági foka (OCR) is megállapítható. A túlkonszolidált talajoknál K 0 értékének számításánál figyelembe kell venni OCR értékét. Ilyen esetben a Jáky által ajánlott képlet (K 0 =1-sinφ) már nem biztosít megfelelő értéket, az eltérés 3-4- szeres is lehet. A K 0 értékének nagysága meghatározza a vízszintes földnyomást, ezáltal befolyásolja a földmegtámasztó szerkezetekben ébredő igénybevételeket, alakváltozásokat. A megfelelő állékonysági szint és a nagyobb igénybevétel többletköltséget vonzhat maga után, amellyel a tervezőknek és kivitelezőknek egyaránt számolniuk kell, a kedvezőbb talajállapot pedig megtakarításokra ad lehetőséget. ABSTRACT The cone penetration tests (CPT) are particularly useful to determine several soil parameters. Generally, we get information s on the current soil state with laboratory and insitu tests, but the stress history, state of consolidation and lateral stress parameter (K 0 ) can be also important. Cone resistant and friction ratio (with normalization) are useable to identify the soil class and there are several opportunities to determine the overconsolidation ratio (OCR). Jáky s K 0 equation (K 0 =1-sinφ) is suitable for normal consolidated soils, but in the case of oversonsolidated soils the equation can result 3-4 fold difference in the lateral earth pressure and it can be effect to the bending moment and displacement. The necessary level of stability and the higher bending moments of the retaining structure can be much more expensive for the investors compared to the additional work of the engineers with the correct soil parameters. KULCSSZAVAK/KEYWORDS CPT szondázás, túlkonszolidáltsági fok, befogott támszerkezet CPT, overconsolidation ratio, embedded retaining structures 1

2 1 BEVEZETÉS A talajok nagyon komplex anyagok, hiszen széles és változatos skálán mozognak az őket meghatározó tulajdonságok, mint például a talaj alkotórészei, a szemcsék tulajdonságai, a szerkezeti rendezettség, a térbeli elhelyezkedés. Ezen kívül létrejövetelük módja a különböző geológiai korokban meglehetősen befolyásolja a jelenkori viselkedésüket, a környezeti átalakulások, szezonális, hidrogeológiai és termikus folyamatok mellett. Ezek a tényezők a talajokat bonyolult viselkedéssel ruházták fel, melyek kapcsolódnak a kezdeti geosztatikus feszültségi állapothoz, előterheléshez, nemlineáris feszültség-alakváltozásmerevség viselkedéshez, drénezettséghez, áteresztőképességhez, valamint a reológiai folyamatokhoz egyaránt. Meglehetősen sok geotechnikai paraméter szükséges a talajok viselkedésének leírásához, amelyek közé térfogatsúly ( ), porozitás (n), hézagtényező (e), tömörségi fok (T rρ ), nyírószilárdsági paraméterek (c', φ', c u ), modulus (E, G), áteresztőképesség (k), túlkonszolidáltsági tényező (OCR), vízszintes földnyomási tényezők (K A, K 0, K P ), Poisson-tényező ( ), illetve további paraméterek tartoznak. Jelen tanulmány a túlkonszolidáltság fokát kívánja kiemelni, amelynek meghatározó szerepe van befogott támszerkezeteknél és további geotechnikai építményeknél egyaránt. A geotechnikai paraméterek CPT szondázásból kapott eredményekből való meghatározása elméleti, numerikus, analitikus és empirikus módszereken alapul. A felhasznált mérések és megállapítások leginkább külső szakirodalomra hivatkoznak, mellette megjelennek a magyarországi talajokra vonatkozó számítások is. 1. TALAJOSZTÁLYZÁS, KONSZOLIDÁLTSÁG BESOROLÁSA Ebben a fejezetben a CPT és a CPTu talajosztályozási módszerek kerülnek bemutatásra. Az 1. ábra a mechanikus kúpbehatolási vizsgálat szerinti talajosztályozást, valamint annak egy módosított változatát szemlélteti (Schertmann, 1978) ben Douglas és Olsen a talajokat viselkedésük alapján osztályozták a már elektronikus CPT szondázási technológiával. A besorolást a vizsgálatból kapott csúcsellenállás és súrlódási arányszám (R f ) segítségével hajtották végre, ahol a súrlódási arányszám a köpenysúrlódás (f s ) és a csúcsellenállás (q c ) közötti hányados a vizsgált mélységben: Pár év elteltével a nagyszámú méréseknek köszönhetően pontosították a talajosztályozást, ahol már megjelenik a talaj túlkonszolidáltsága, cementáltsága is (2. ábra). A különböző szondakialakítások miatt, valamint Wroth (1984, 1988) javaslata alapján bevezetésre került az un. normalizált paraméterek, mint például pórusvíznyomási viszonyszám (1) normalizált súrlódási viszonyszám normalizált csúcsellenállás korrigált csúcsellenállás (2) (3) (4) (5) 2

3 ahol a = A n / A c, a belső tengely (erőmérő) és a szondacsúcs keresztmetszeti területének hányadosa, értéke 0,70 és 0,85 között mozog. Homok talaj esetében alkalmazható a q t = q c egyenlőség, mivel minimális eltérés tapasztalható a két érték között. A szakirodalom a korrigált súrlódási viszonyszámra az F r jelölést alkalmazza, bár az összetévesztés elkerülése érdekében hasznosnak bizonyulhat az f t jelölés. A CPT szonda vállövében mért pórusvíznyomást u 2 jelöli, σ v0 pedig a függőleges feszültség adott mélységben. 1. ábra: Talajosztályozás az eredeti (a) (1978) és módosított (b) Schmertmann diagram alapján 2. ábra: Talajosztályozás CPT szondázás alapján (Robertson et al. 1986). 1bar = 100 kpa A további években több talajosztályozási módszert dolgoztak ki a különböző korrigált szondázási paraméterek alkalmazásával (Robertson, 1990, 3. ábra) (Jeferries és Davies, 1991). Az ábráról jól leolvasható, hogy a túlkonszolidáltság mértéke nagy, ha a normalizált csúcsellenállás és a normalizált súrlódási viszonyszám magas, a pórusvíznyomási viszonyszám pedig nulla körüli értéket vesz fel. Tegyük fel, hogy egy talaj a CPT szondázás alapján q t = 0,9 MPa, f s = 40 kpa, u-u 0 = 72 kpa értéket vesz fel egy adott mélységben, ahol σ v0 = 180 kpa, és σ v0 ' = 90 kpa, akkor Q t = 8, F r =5,6 % és B q =0,1. A 3. ábra bal oldali 3

4 grafikonja szerint kissé túlkonszolidált agyag, iszapos agyag, míg a jobb oldali grafikon alapján agyagos iszap, iszapos agyag. A talaj besorolása nem feltétlenül fog egyezni, hiszen több befolyásoló tényező veszi körül a folyamatot, mint például a pórusvíznyomás disszipációja. Ha a disszipáció lassú, akkor agyagként, ha pedig gyors, akkor iszapos agyagként kezelhetjük a réteget. 3. ábra: Talajosztályozás viselkedésük alapján, CPT és CPTu szondázásból (Robertson, 1990) 2 FESZÜLTSÉGTÖRTÉNET 1. LABORATÓRIUMI KONSZOLIDÁCIÓS VIZSGÁLAT Az agyag talajok feszültség történetét egydimenziós ödométeres vizsgálattal szokás meghatározni nagyon jó minőségű zavartalan minta felhasználásával. Az egydimenziós terhelés (konszolidációs teszt) folyási pontja mutatja az előkonszolidációs feszültséget (σ p '). Az ödométeres vizsgálat lehetőséget ad további paraméterek meghatározására is, mint például kompressziós index (C c ), rekompressziós index (C r ), duzzadási index (C s itthon C r ), függőleges konszolidációs tényező (c v ). A konszolidációs tulajdonságok elengedhetetlenül fontosak az időfüggő folyamatok, elmozdulások követéséhez, főként töltéseknél, alapozásoknál és földmegtámasztó szerkezeteknél. Elsődleges terhelés hatására a minta térfogata lecsökken, a feszültség átadódik a pórusokra, ezáltal pórusvíznyomás-növekedést eredményezve. Konszolidáció közben a pórusvíznyomás fokozatosan csökken, és kialakul a hatékony feszültség. A növekvő hatékony feszültség pedig térfogatcsökkenést okoz a mintában. Általában kavics, homok és nem plasztikus iszap esetében terhelés hatására gyorsan létrejön a konszolidáció, és különösebben nem kell tartani a süllyedések okozta épületkároktól. A puha iszap és agyag talajok jobban összenyomhatóak, mint a kemény agyagok, ezért nagy figyelmet kell fordítani a konszolidáció időbeni lefutására, amely akár évekig is eltarthat az építkezés befejezése után. Az ödométeres vizsgálat eredményét egy grafikonon, a 4. ábra (a,) szerint szokás ábrázolni, ahol a vízszintes tengely a hatékony konszolidációs feszültség logaritmikus 4

5 léptékben, a függőleges tengely pedig a hézagtényező. A hatékony előkonszolidációs feszültség megállapításhoz alkalmazható a Casagrande-féle módszer és az alakváltozási energia módszer egyaránt. A keresett feszültségi érték a mérési pontokra illesztett két fő egyenes metszéspontjához tartozó érték leolvasásából adható meg. 4. ábra: A Casagrande-féle módszer (a,) és az az alakváltozási energia módszer (b,) az előkonszolidációs feszültség megállapításához 2. AGYAG TALAJOK Normalizált formában az előkonszolidáció fokát a túlkoszolidáltsági tényezővel jelöljük, OCR= (σ p '/ σ v0 '), ahol a hatékony függőleges feszültség (σ v0 ') a teljes függőleges feszültség és semleges feszültség különbségeként számítható: σ p ' értéke ödométeres vizsgálatból, CPT szondázásból vagy más in-situ vizsgálatból határozható meg. Zavartalan agyag talajok előkonszolidációs feszültségének becslését elsősorban a hatékony csúcsellenállásból (net cone tip) származtatták (Mayne 1995; Demers és Leroueil 2002), amelyet a (7) egyenlet szemléltet az 5. ábra alapján: A CPT eredményeket befolyásolják az agyagokban található törések, repedések (fissured clay), amelynek hatására a (7) egyenlet már alulbecslést jelent, bár ellentmondás található, hiszen a laboratóriumban használt minta repedései a gátolt alakváltozás miatt terhelés hatására összezáródnak. További összefüggéseket állapítottak meg (Mayne 2005) az előkonszolidációs feszültség és a pórusvíznyomás között ép agyag talajokra (6. ábra), ahogy azt a (8) és a (9) képlet szemlélteti, de túlkonszolidált, repedéseket tartalmazó agyagok esetében negatív pórusvíznyomás is létrejöhet, ezért nem mindig használhatóak ezek az összefüggések. A kúp közepén található piezométer esetén (6) (7) A kúp vállövében található piezométer esetén (8) (9) 5

6 5. ábra: Az előkonszolidációs feszültség és csúcsellenállás kapcsolata agyag talajoknál 6. ábra: Pórusvíznyomás és előkonszolidációs feszültség kapcsolata különböző csúcskialakítással Analitikai levezetések segítségével a laboratóriumban kapott méréseket a különböző in-situ vizsgálatokból származtatott értékekkel összevetve felállíthatóak a megfelelő összefüggések. Az előkonszolidációs feszültség ép agyag talajoknál lapdilatométeres vizsgálat esetén önfúró pressziométeres vizsgálat esetén szárnyas nyírószondázás esetén (10) (11) kifejezés szerint számítható. Repedezett agyag talajoknál, az 5. ábra pontjaihoz hasonlóan magasabb feszültség érték tartozik. (12) 6

7 A túlkonszolidáltsági tényező meghatározó szerepet tölt be a reziduális nyírószilárdság (τ v ) elérésének útjában, ugyanis a kezdeti alakváltozásoknál a nyírószilárdság magasabb értéket (τ cs = c u ) vesz fel a normálisan konszolidált talajokéhoz képest (7. ábra). Magas OCR értékkel rendelkező talajok a tehermentesülés (bevágás, munkagödör határolás) vagy nagy alakváltozás hatására veszítenek teherbírásukból. Megjegyzésként megemlítendő, hogy az idő hatása (rövid idejű és hosszú idejű állapot) figyelembe vehető a Young-modulus β tényezővel való csökkentésével (E hosszú = β E rövid ) (Industrial Floors and Pavements Guidelines, 1999), ahol β kavicsnál 0,9, homoknál 0,8, iszap és iszapos agyagnál 0,7, kemény agyagnál 0,6 és puha agyagnál 0,4 értékre vehető fel. 3. HOMOK TALAJOK 7. ábra: Túlkonszolidáltság hatása a nyírószilárdságra A feszültségtörténet megállapítása tiszta, nem cementált, kvarchomok esetében meglehetősen nehézkes feladat két ok miatt is: (1) az ödométeres e - log σ v ' görbék nagyon laposak, ezért a folyáshoz tartozó feszültségérték megállapítása problémás; valamint (2) nagyon nehéz feladatnak minősül tiszta homok zavartalan mintájának kivétele, amely csak kifejezetten drága fagyasztási módszerek mellett válik lehetővé. OCR értékét empirikus módon statisztikai összefüggésekből származtatták 26 különböző típusú homok alapján (n=636), CPT kalibrációs Chamber teszt segítségével (Kulhawy and Mayne 1990; Lunne et al. 1997; Mayne 2001). A Chamber teszt egy nagyméretű triaxiális vizsgálat, ahol a berendezés átmérője 0,9 m, magassága pedig 1,5 m., de a Cornell Egyetemen létrehoztak egy d=1,5 m étmérővel és H=2,3 m magassággal rendelkező berendezést is. Megállapításra került, hogy a minták túlkonszolidáltságának értéke (1<OCR<15) a hatékony függőleges feszültség (σ v0 '), a hatékony vízszintes feszültség (σ h0 ' = K 0 σ v0 '), és a számított csúcsellenállás (q t ) függvénye, amelyet a 8. ábra szemléltet. Az ábra függőleges tengelye az OCR/Q hányados, ahol Q a normalizált csúcsellenállás (lásd (4) egyenlet). Az eredmény a következő zárt formulában adható meg (Mayne, 2005): ahol φ' a hatékony surlódási szög, σ atm a referencia feszültség, amely megegyezik a légköri nyomással (1 bar= 100 kpa). A kiszámított túlkonszolidáltsági tényező felhasználásával kiszámítható a homok talajok előkonsziládációs feszültsége: (13) (14) 7

8 8. ábra: A Chamber teszt eredményeinek és OCR/Q kapcsolata kvarc homok esetében 4. ÁTMENETI TALAJOK Amennyiben szeizmikus CPT szondát alkalmazunk, akkor a kezdeti merevséggel (small strain stiffness) és a takaráshoz tartozó feszültségi szinttel számolva megkapható a hatékony előkonszolidációs feszültség minden talaj esetén. Mayne et al. (1998) 26 különböző, a világ minden tájáról származó, diszkontinuitásokat tartalmazó agyag talajok adatbázisát kiegészítette két új típusú cementált agyaggal (Fucino és olasz agyag, Charlestonból származó Cooper márga, valamint további talajok Dél-Karolina területéről), majd összevette őket. További homok talajok kerültek feldolgozásra a Pó folyóból (Ghionna et al. 1995) Holmen területéről (Holmen homok) (Lunne et al. 2003), valamint Piedmont (homokos iszap) és Alabama területéről (Mayne és Brown 2003). A végső összefüggést a 9. ábra mutatja be, valamint a képlettel adható meg. Ép agyagoknál az összefüggés korrelációs tényező értéke r 2 =0,919, amely megfelelően magas értéket vesz fel, de repedéseket tartalmazó agyagokra már más összefüggés szükséges. (15) 9. ábra: Előkonszolidációs feszültség és kezdeti nyírási modulus közötti összefüggés Ennek a különleges módszernek az az előnye, hogy az összes talajtípus azonos módon vehető figyelembe, ahol a szétválasztott agyag-típusú talajokon belül és homoktípusú talajokon belül gyakran egyező viselkedés mutatkozik az előkonszolidációs feszültség tekintetében. 8

9 3 TÚLKONSZOLIDÁLTSÁGI TÉNYEZŐ 1. SZÁMÍTÁSI LEHETŐSÉGEK A talajok előkonszolidációs fokát a túlkoszolidáltsági tényezővel jelöljük, OCR= (σ p '/ σ v0 '), amely az előkonszolidációs feszültség (σ p ') és a hatékony függőleges feszültség (σ v0 ') hányadosa. A túlkonszolidáltsági tényező meghatározásának módját többféleképpen is csoportosíthatjuk, mint például empirikus módszerek, analitikus modellek, numerikus szimulációk (2. fejezet). Megkülönböztethetjük még a drénezetlen nyírószilárdságon alapuló, a szonda kialakításától függő és a közvetlenül CPT adatokból származtatott módszereket. Az utóbbi három módszer együttes alkalmazását mutatja be a képlékeny zóna kiterjedése és a talajmechanikai határállapot elméletének kombinációja, amelyet Mayne (1991) javasolt. A képlékeny zóna kiterjedése (Cavity expansion, Critical State Soil Model) Az agyag és iszap talajok drénezetlen nyírószilárdságának meghatározásához szükséges a feszültségtörténet ismerete, ezért ez a fejezet a CPT szondázás erre irányuló jelentőségét is bemutatja. A szonda csúcsellenállása a Vesic-féle elmélet (Vesic spherical cavity expansion theory) felhasználásával: ahol I R =G/s u = drénezetlen ridegségi index, és G a nyírási modulus, amely a maximális nyírófeszültség (τ max = s u =c u ) és az ahhoz tartozó nyírási alakváltozás (γ ref ) hányadosa. A drénezetlen nyírószilárdság (s u ) a (17) egyenlet szerint vehető figyelembe (Wroth és Houlsby, 1985): ahol M = 6 sinφ' / (3-sinφ') a triaxiális vizsgálatból származtatva, Λ = 1- (κ / λ) a plasztikus térfogat alakváltozási tényező, λ = C c /2,3 az izotróp kompressziós index, κ C s /2,3 az izotróp duzzadási index. Az agyagok többségére, amelyek kevésbé és közepesen szenzitívek a Λ 0,8 alkalmazható, cementált agyagok esetében Λ 0,9+, míg más átgyúrt és/vagy mesterséges anyagok esetében alacsonyabb érték ajánlott (Λ 0,6). A pórusvíznyomás két részre bontható szét, egyik a hidrosztatikus (Δu meas ), a másik a nyírófeszültség indukálta tag (Δu shear ). Az első tag a (19) egyenlet szerint, a második tag pedig a piezométer elhelyezkedésétől függően a (20) egyenlet (szondacsúcs közepén type 1), illetve a (21) egyenlet (vállövben - type 2) alapján számítható. A (17) egyenletből kifejezve a drénezetlen nyírószilárdságot (s u ), ezután a (18) összefüggésből kifejezve a merevségi indexet (I R ) ((19), (20) és (21) felhasználásával), majd beírva (16) egyenletbe, átrendezve a piezométer elhelyezkedésének megfelelően megkapjuk az OCR-t, (q T -u)/σ v0 ' normalizált formában: (16) (17) (18) (19) (20) (21) 9 (22)

10 (23) A (23) egyenlet (2-es típusú piezométer) származtatását a 10. ábra szemlélteti. 10. ábra: Analitikai modell OCR meghatározására 2-es típusú szondával, agyag talajoknál A 10. ábra 20 helyről származó agyagot, illetve a rájuk illesztett görbéket mutatja be, ahol a φ' = 20, 30, és 40 különíthető el Λ=0,75 és 0,88 esetekre vonatkoztatva. Megemlítendő, hogy puha agyagok esetében 1-es típusú szondázás (lásd feljebb) mellett a korrigált csúcsellenállással kapott érték már nem teljesen megbízható. Empirikus becsléssel regressziós analízist alkalmazva közvetlenül megadható az előkonszolidációs feszültség (Chen és Mayne, 1996): vagy a plasztikus index ismeretében a következő összefüggésekkel: (24) (25) (26) Analitikus módon, ezen elmélet alkalmazásával, dilatométeres teszt esetében szintén kifejezhető OCR értéke (Mayne és Bachus, 1989): (27) (28) ahol K D a dilatométeres mérésből származó vízszintes feszültségi index. Egyszerűsített formula Megfelelő információ hiányában a normalizált csúcsellenállást (Q t ) felhasználva származtatható OCR értéke. A kapcsolatot a következő egyszerű összefüggés írja le (Powell et al, 1988): 10

11 ahol k a túlkonszolidáltsági szorzótényező, értéke 0,2 és 0,5 között mozog. Szokás k=0,3, illetve erősen konszolidált agyag esetében magasabb érték alkalmazása (Powell at al. 1988). k=0,33 alkalmazása esetén a Mayne-féle (7) egyenlethez jutunk azzal a kiegészítéssel, hogy a hatékony függőleges feszültséggel le kell osztani, hogy megkapjuk a túlkonszolidáltsági tényezőt. k (k OCR ) értéke megadható a normalizált csúcsellenállás (Q tn ) és normalizált súrlódási tényező (F r ) figyelembevételével is: (29) (30) 2. FELHASZNÁLÁSI LEHETŐSÉGEK Nyugalmi földnyomási tényező A vízszintes feszültségi állapotot meglehetősen nehéz pontosan felmérni, de megfelelő pontossággal becsülhető. A nyugalmi földnyomási tényező a hatékony vízszintes feszültség és hatékony függőleges feszültség hányadosaként számítható: A laboratóriumi (ödométeres és triaxiális) vizsgálatok azt mutatják, hogy K 0 értéke nagymértékben függ a talaj feszültségtörténetétől és súrlódási szögétől. Normálisan konszolidált talajok esetében a következő összefüggés használható a nyugalmi földnyomási tényező meghatározásra: Túlkonszolidált talajok esetében, ahol K 0 értékét a (33) egyenlettel lehet meghatározni: Helyszíni tesztek bevonásával jó egyezést mutat a (33) összefüggés, de ebben az esetben K 0 értékét más tényezők is befolyásolják, mint például cementálódás, idő, talajszerkezet, kiszáradás. A talaj a földkiemelés során, K növekedése közben közelítheti a passzív törési állapotot. A Rankine-féle passzív földnyomási tényezőt: és a (33) egyenletet felhasználva OCR határértéke kifejezhető: Ödométeres, triaxiális és más laborvizsgálatból tiszta homok talaj esetén K 0 értéke a következő összefüggéssel írható le (Mayne, 1995b): (31) (32) (33) (34) (35) A (33) és (36) egyenleteket felhasználva közvetlenül kifejezhető a túlkonszolidáltság foka tiszta homok talajokra vonatkoztatva: 11 (36)

12 ahol K 0NC = (1-sinφ') és α = sinφ'. 4 HATÁSVIZSGÁLATOK ISMERTETÉSE A túlkoszolidáltsági tényező jelentőségét a 11. ábra szemlélteti, ahol egy 10 m mély munkagödröt határoló, befogott támszerkezetnél keletkező elmozdulás és igénybevétel (nyomaték) változások tapasztalhatóak OCR - bemenő paraméter - változtatásának hatására (Józsa V., 2010). A paraméteranalízis a Plaxis végeselemes szoftver alkalmazásával történt rövid idejű és konszolidációs futtatásokkal, ahol OCR értéke 1, 2, 3, 4 és 5. Az OCR=1 és 2 alkalmazása esetében a rövid idejű számításnál állékonysági probléma lépett fel, amelyhez nagyságrenddel nagyobb értékek párosulnak, így csak a konszolidált állapot kiértékelésénél jelennek meg. (37) 11. ábra: Túlkonszolidáltság hatásvizsgálata A futtatások után megállapítható, hogy a túlkonszolidáltsági tényező növelésének hatására az elmozdulások és a nyomatékok csökkennek a pozitív oldalon, továbbá a negatív oldalon a nyomatékok a balra való eltolódásuk miatt hozzávetőlegesen ugyanilyen nagyságrenddel növekedni fognak (negatív irányba). A változás mértéke a maximális elmozdulásnál rövid idejű számításnál -25%, a konszolidált állapotban OCR=1-ről 5-re való növelése esetében pedig -35%. A nyomatékok maximális értékét vizsgálva ezek az értékek - 30% és -15%. A következőkben egy Dunaújvárosban készített, 25 m mély CPT szondázás adatai kerültek feldolgozásra. A szondázásból a csúcsellenállást (q c ), köpenysúrlódást (f s ) és pórusvíznyomást (u 2 ) kaptuk meg, a talajvizet pedig 10,0 m mélyen észlelték. A csúcsellenállás változása alapján rétegekre bontottuk a talajt, majd megtörtént a normalizált paraméterek szerinti talajbesorolás (Robertson, 1990, 12. ábra). 12

13 12. ábra: Talajbesorolás a normalizált értékek alapján (Robertson, 1990) az egyes réteghatárokra vonatkoztatva CPeT-IT program alkalmazásával A talajrétegek határain belül (2,28 m, 5,80 m, 13,08 m, 15,08 m, 17,32 m, 21,16 m, 25,0 m) átlagértékkel számoltunk tovább, majd ebből származtattuk a túlkonszolidáltsági tényezőket. 2,28 m-ig homokos iszap, iszapos homok, 5,8 m-ig agyagos iszap és ez alatt agyag, iszapos agyag talajt különböztettünk meg (13. ábra). Öt számítási mód alapján kerül meghatározásra OCR értéke, amelyek a következőek: Powell et al. (1988) képlete (29) és (30) alapján (A módszer) Mayne (1995) képlete (7) alapján agyag talajokra (B módszer) Mayne (2005) képlete (9) alapján agyag talajokra (C módszer) Mayne (1991) képlete (23) alapján agyag talajokra (D módszer) Mayne (2005) képlete (13) alapján homok talajokra (E módszer). 5 EREDMÉNYEK ISMERTETÉSE ÉS ÉRTÉKELÉSE A túlkonszolidáltsági fok (OCR) kiértékelése mélység szerint (13. ábra (1)), illetve rétegek szerint (13. ábra (2)) sávdiagramban történt meg szemi-logaritmikus léptékben. A különböző számítási módszerek alkalmazása során nagy szórás tapasztalható a teljes mélységen, illetve az egyes rétegeken belül egyaránt. Ennek oka a módszerekben található különböző paraméterek felhasználása. Az összefüggések speciális talajokra vonatkoznak, általánosan nem alkalmazhatóak, de szemléltetés céljából minden rétegben megállapításra került OCR értéke. Általánosan elmondható, hogy a felső 2-3 méteres vastagságban irreálisan nagy értékeket kaptunk valószínűsíthetően a szondázási pontatlanságok, valamint az alacsony hatékony függőleges feszültség miatt. A további rétegeken belül a mélységgel csökkenő tendencia tapasztalható. A legnagyobb értékeket a C módszer szolgáltatta, majd ezt követte felváltva A, B módszer, és végül a D módszer adta a legkisebb értékeket. Az E módszer tiszta kvarc homok esetén használható, ezért jelen esetben a felső homokot tartalmazó rétegre csak közelítést adhat. Az E módszer értékei kisebbek a többi módszerhez képest és 6 m-nél eléri a normálisan konszolidált talajhoz tartozó karakterisztikát. A D és E módszer alapján kapott eredmény érzékeny a belső súrlódási szög változására, de D esetében Λ tényező változtatása nem mutatott nagy érzékenységet az eredmények tekintetében, értéke a szakirodalmi ajánlás alapján 0,75-re lett választva. Az E módszerhez szükséges belső súrlódási szög értéke az első két rétegben 40 és 35. A D módszerhez a 13

14 labor eredményeket felhasználva a belső súrlódási szög között változik. Jelen esetben 2 m-es mélységben OCR értéke között mozog, ezért az eredmények tényleges felhasználhatósága inkább a 6 méteres mélységtől lefelé realizálódik. A 6-13 m mélységben OCR=1 4, m mélységben OCR= 2 12 közötti értéket vesz fel. A 13. ábra sávdiagramjában kontrasztosabban érzékelhető az egyes módszerek rétegek alsó és felső határaira kiszámított túlkonszolidáltsági tényező változatossága. Az A és a B módszer által kapott eredményei közel esnek egymáshoz, valamint a változás jellegét a C és D módszer is követi, de utóbbinál a 0-hoz közel eső értékek nem kerültek ábrázolásra. 13. ábra: A túlkonszolidáltsági fok (OCR) mélység szerinti (1), illetve rétegek szerinti (2) változása 6 ÖSSZEFOGLALÁS A számítások alapján megállapítható, hogy a gyakorlat és a szakirodalom kínálta számítási módszerek alapján a CPT szondázásból származtatott túlkonszolidáltsági tényező értékei széles skálán mozognak. Az összes talajtípust nem lehet egyetlen összefüggéssel kezelni, a különböző számítási elméletek alkalmazása során nagy szórás tapasztalható, hiszen egy-egy módszer speciális talajra vonatkozik. Az eredmények megbízhatósága alacsony (kifejezetten a felső rétegekben), már csak az ismeretlen előterhelési viszonyok miatt is. A nagyméretű történelmi terhelésekről (jégkorszak) nem állnak rendelkezésünkre megfelelő adatok. A bemutatott számítási példákon keresztül látható, hogy a túlkonszolidáltsági tényező értéke a mélységgel változik, tendenciája legtöbb esetben csökkenő. Az eredményeket a rétegekre bontás, a számítási módszer, illetve az átlagértékek alkalmazása egyaránt befolyásolja. A 2 cm-enkénti adatfeldolgozás átláthatatlanná teszi a feladatot, az átlagértékekbe pedig már egy bizonyos hibát építünk be. A legnagyobb értékeket a C 14

15 módszer szolgáltatta, majd ezt követte felváltva A és B módszer és végül a D módszer adta a legkisebb értékeket. Az egyes paraméterek érzékenységét vizsgálni kell. Amennyiben az eredmény az adott tényezőre nem érzékeny, nem érdemes nagy hangsúlyt fektetni a meghatározására, de más esetben utána kell járni, hogyan állítható elő olyan pontossággal, hogy a rendszer ne torkolljon egy kaotikus állapotba. Nagyon sok laboratóriumi és modell kísérlet igazolásával a túlkonszolidáltsági fok megállapítása elérhetővé válhat, figyelembe véve a magyarországi és külföldi talajviszonyra vonatkozó eredmények tapasztalatait. 7 IRODALOMJEGYZÉK 1. Bond, Harris: Decoding Eurocode 7, Taylor & Francis, London, Burt G. L.: Handbook of Geotechnical Investigations and Design Table, Taylor & Francis, London, Chen B.S, Mayne P.W.: Profiling the Overconsolidation Ratio of Clays by Piezocone Tests, Atlanta, Georgia, Fellenius B.H., Eslami A.: Soil Profile Interpreted from CPTu Data, Year 2000 Geotechnics, Geotechnical Engineering Conference, Asian Institute of Technology, Bangkok, Thailand, November 27-30, 2000, 5. Józsa V.: Effects of rarely analyzed soil parameters for FEM analysis of embedded retaining structures, 21st European Young Geotechnical Engineers Conference, Rotterdam, Kim D., Shin Y., Siddiki N.: Geotechnical Design Based on CPT and PMT, Joint Transportation Research Program, 2010/4 7. Lunne T., Robertson P.K. and Powell J.J.M.: Cone Penetration Testing in Geotechnical Practice, Taylor & Francis, London, Mayne P.W.: Profiling Overconsolidation Ratio in Clays by Piezocone and Flat Dilatometer Tests 9. Mayne P.W.: Stress-strain-strength-flow parameters from enhanced in-situ tests, International Conference on In-Situ Measurement of Soil Properties & Case Histories, Bali, Indonesia, May 21-24, 2001, pp National Cooperative Highway Research Program (Synthesis 368): Cone Penetration Testing, Washington, D.C Robertson P. K., Cabal K.L. (Robertson): Guide to Cone Penetration Testing for Geotechnical Engineering, Gregg Drilling & Testing, Inc., 4th Edition, California, júl., 12. Sabatini P.J., Bachus R.C., Mayne P.W., Schneider J.A., T.E. Zettler: Geotechnical Engineering Circular no. 5, Evaluation of Soil and Rock Properties, ápr. 8 KÖSZÖNETNYILVÁNÍTÁS Ezúton szeretném megköszönni Czap Zoltánnak, a Budapesti Műszaki és Gazdaságtudományi Egyetem, Geotechnikai Tanszék mestertanárának, hogy adatszolgáltatással, konzultációival, hasznos tanácsaival segített a fent említett témakör kérdéseiben, kontrollálta, valamint támogatta munkámat. 15