Karakterisztikus érték, talajfizikai paraméter, összehasonlítás

TALAJFIZIKAI PARAMÉTEREK KARAKTERISZTIKUS ÉRTÉKÉNEK MEGHATÁROZÁSA, AZ ANGOLSZÁSZ ÉS MAGYAR GYAKORLAT ÖSSZEHASONLÍTÁSA Borostyáni Márta 1 Borbély Dániel 1 Havas Péter 1 1 Mott Macdonald Magyarország Kft. ÖSSZEFOGLALÁS A geotechnikai tervezés során a talajfizikai paraméterek karakterisztikus értékének kiszámítására a szabványok nem adnak pontos utasításokat. Ennek megfelelően többféle módszerrel meg lehet határozni azokat. Egy brit példán keresztül mutatunk be alternatívát a talajfizikai paraméterek meghatározására egy szádfal tervezéséhez. A példában szereplő bemenő adatok alapján a hazai gyakorlat alapján is meghatároztuk a talajjellemzők karakterisztikus értékeit. A két módszer eredményeinek összehasonlítását Plaxis 2D modellezéssel is szemléltettük. KULCSSZAVAK Karakterisztikus érték, talajfizikai paraméter, összehasonlítás 1. BEVEZETÉS A geotechnikai tervezési folyamat részfeladata, a talajfizikai paraméterek karakterisztikus értékeinek meghatározása. A karakterisztikus érték a tervezés bemenő paramétereként használt érték, melyet a matematikai statisztika segítségével szokás meghatározni. Az Eurocode a karakterisztikus érték meghatározására is ad ajánlást, ám a statisztika eszközein kívül más szempontokat is figyelembe kell venni. Ilyen szempontok a következők: az elvégzett vizsgálatok használhatók-e az adott talajhoz, a kapott eredmények összhangban vannak-e a helyszínen vagy hasonló talajon végzett korábbi vizsgálatok eredményeivel, van-e korreláció a különböző vizsgálatok eredményei között, a tervezett tartószerkezet élettartama alatt a talajjellemzők értékei romolhatnak-e, milyen változékonyak a vizsgált geotechnikai paraméterek, milyen eredményei vannak a környezetben lévő szerkezeteken végzett vizsgálatoknak. Cikkünkben egy példán keresztül bemutatjuk, hogyan határoztuk meg a talajjellemzők karakterisztikus értékét az brit gyakorlatnak megfelelően. A példánkban szereplő talavizsgálatokból származó adatokat a hazai

gyakorlat szerint is feldolgoztuk. Célunk összehasonlítani a két paraméterképzési módszert. Példánk az Egyesült Királyságból származik, ahol számos helyen acél szádfalakkal oldják meg belterületen az árvízvédelmet a folyók mentén. Több helyen már korábban is létesítettek szádfalakat, melyeknek tervezett élettartama véges, így azok cseréje, felújítása szükséges. Több projektben volt szerencsénk részt venni, mint tervező. A tervezéshez a helyszínen készített talajfeltárások eredményei alapján határoztuk meg a talajfizikai paraméterek karakterisztikus értékét. A példa rövid bemutatása után leírjuk, hogyan határoztuk meg a tervezéshez szükséges talajparamétereket a brit gyakorlatnak megfelelően. Ezt követően a hazai gyakorlat szerinti paraméterezést ismertetjük, kiemelve a különbségeket és hasonlóságokat. A két módszer szerint meghatározott paramétereket PLAXIS modell-lel hasonlítottuk össze. Az összehasonlításhoz két modellt készítettünk, melyekben csak a talajok karakterisztikus értékei különböztek egymástól. 2. KARAKTERISZTIKUS ÉRTÉKEK SZÁMÍTÁSA MÓDSZEREK BEMUTATÁSA 2.1. Angolszász gyakorlat Ciria580 alapján A szádfalak tervezéséhez a talajviszonyok megismeréséhez több tervezési szakaszokon végeztek feltárásokat a folyó mentén. Ebben a fejezetben egy 396m hosszú falszakasz talajfeltárásainak feldolgozását ismertetjük. A feltárási módok a következők voltak: szondavizsgálatok (CPT, SPT, szeizmikus CPT), presszióméteres vizsgálatok, nagyátmérőjű fúrások. A fúrásokból talajmintákat vettek, melyeken laboratóriumi vizsgálatokat végeztek a talajok azonosítása és azok talajfizikai paramétereinek meghatározása céljából (szemeloszlás vizsgálat, Atterberg határok meghatározása, triaxiális vizsgálatok, kompressziós vizsgálat). A tervezési paraméterek meghatározásában különösen nagy szerepet játszottak az in-situ vizsgálatok, mivel a nagyon puha talajrétegek miatt nem minden helyen történhetett zavartalan mintavétel. A vizsgált szakasz mentén számos feltárás készült. A feltárásokat, illetve az egyes feltárások helyén készült vizsgálatok típusait az 1. táblázat mutatja. Feltárás jele 1. táblázat: A helyzsínen mélyített feltárások és vizsgálatok típusai Feltárás típusa Feltárás mélysége Terepszint (mod*) Feltárás éve SPT LAB (Cu) BH04 BH 20 3.8 2016 X x x Presszióméter (Ko, Cu, OCR, G) Szeizmikus szondavizsgál at

BH05 BH 20 3.04 2016 X x BH113 BH 19.45 3.34 2013 x X BH114 BH 1.35 3.98 2013 CPT02 CPT 20 3.8 2016 X X CPT03 CPT 3.76 3.06 2016 CPT03A CPT 3.84 2.97 2016 CPT03B CPT 2.57 4.7 2016 CPT03C CPT 20 3.0 2016 X X CPTBH112 CPT 19.83 2.93 2013 CPTBH113 CPT 21.57 3.34 2013 CPTBH114 CPT 20.02 3.98 2013 CPTBH115 CPT 2.31 3.75 2013 CPTBH115 CPT 20.31 3.72 2013 A CPTBH115 CPT 24.91 4.31 2013 B TP104 TP 1.1 3.18 2013 TP105 TP 2.9 4.26 2013 BH114A BH 0.5 3.8 2013 BH114B BH 0.5 3.81 2013 BH115B BH 21 4.31 2013 x X BH nagyátmérőjű fúrás CPT CPT szonda TP Feltárógödör *m (above) Ordnance Datum az egyesült királyságbeli abszolút magasság jelölése. 0mOD: átlagos tengerszint Newlynban [1]. A talajfizikai paraméterek meghatározása előtt a talajrétegződést határoztuk meg a feltárások alapján. A rétegződést a helyszínen készült fúrások fúrásszelvényei, valamint a CPT szondadiagramok alapján határoztuk meg. A feltárások alapján a réteghatárok közel egy magasságban vannak az egyes feltárási helyeken, így a réteghatárokat vízszintessel közelítettük. A feltárt rétegek az azonosítási vizsgálatok és a fúrásszelvények leírásai alapján a következők voltak (réteghatárok ld.:1. ábra): 1. réteg: Vegyes feltöltés (Made ground): szürkésbarna, tégla-, betonés fatörmelékes homokos agyag feltöltés. 2. réteg: Változó konzisztenciájú, alluviális közepes agyag, szervesnyomos, növénymaradványos (organic clay) 3. réteg: Alluviális iszapos homokos puha sovány agyag (silty clay alluvial) 4. réteg: Homokos iszapos gyúrható-merev közepes agyag, glaciális (silty clay glacial) 5. réteg: Iszapos merev kövér agyag, glaciális (glacial till)

1. ábra: Réteghatárok A karakterisztikus talajfizikai paramétereket a vizsgálatok eredményeiből származtattuk és az egyes vizsgálatok eredményeit különböző súllyal vettük figyelembe. A szondavizsgálatok eredményeiből empirikus módszerekkel származtattunk különböző talajjellemzőket (kohézió, belső súrlódási szög, drénezetlen nyírószilárdság, nyugalmi földnyomási tényező, nyírási modulus,). A számításokat úgy végeztük, hogy a vizsgált területen végzett szondák csúcsellenállás, illetve az SPT szondák ütésszám diagramjait közelítettük egy-egy egyenessel a CIRIA (Construction Industry Research and Information Association) ajánlásai alapján [2]. A kötet összhangban van az Eurocode 7 (BS EN 1997-1:2004 és BS EN 1997-2:2007), valamint a brit nemzeti melléklet (NA+A1:2014 to BS EN 1997-1:2004+A1:2013) ajánlásaival. A talajfizikai paramétereket a mélység függvényében határoztuk meg. Ezt követően a különböző vizsgálatokból származtatott mélységfüggő paraméterek értékeit is egy-egy trendvonallal írtuk le. A módszerben igen sok közelítés van, ennek megfelelően a karakterisztikus értékeket mutató közelítő egyeneseket óvatos becsléssel határoztuk meg, ahogy a 2. ábraán látható módon SPT és triaxiális vizsgálatok eredményeiből a drénezetlen nyírószilárdságot (Moderately conservative óvatos becsléssel megadott vonal) meghatározták [2]. A talajfizikai paramétereket meghatározásához többféle vizsgálatot kértünk, melyek eredményét felhasználva határoztuk meg a talajok karakterisztikus értékét. Egyes paraméterek meghatározása több vizsgálat alapján történt így azok meg-

bízhatóbbak, mintha csak egy-egy féle vizsgálat alapján határoztuk volna meg. 2. ábra: Mélységgel növekedő drénezetlen nyírószilárdság közelítése egyenessel [2] Az Egyesült Királyságban néhány éve tart az a vita, mely a laborvizsgálatok fontosságát megkérdőjelezi. A kérdést, hogy miért nem lehet csak insitu vizsgálatokkal feltárni a talajokat, már számos fórumon felvetették. A brit Kamara még nem foglalt állást a kérdésben, így a tervezőre van bízva, hogy mely vizsgálatokat tartja fontosnak. Az Egyesült Királyságban egyértelműen látható, hogy jelentősen megnőtt az in-situ vizsgálatok száma az elmúlt évtizedben. A tervezés során Mohr-Coulomb talajmodellt alkalmaztunk számításainkhoz. A modell használatához a következő talajfizikai paramétereket kellett meghatároznunk: - Térfogatsúly (γ) - Drénezett nyírószilárdsági paraméterek (φ, c ) - Drénezetlen nyírószilárdság (c u ) - Hatékony rugalmassági modulus (E ) - Nyugalmi földnyomási tényező (K 0 ) Térfogatsúly (γ) A térfogatsúly mérését a fúrásokból a vett mintákon közvetlenül végezték. Drénezett nyírószilárdsági paraméterek (φ, c )

A laboratóriumi vizsgálatokhoz vett mintákat nem sikerült teljesen zavartalanul vételezni, így a drénezett triaxiális vizsgálatok nem adtak valós képet a talaj nyírószilárdsági paramétereiről. A súrlódási szög értékeit korábbi projektek és a hasonló talajkörnyezetben elvégzet vizsgálatok, illetve tapasztalatok alapján határoztuk meg. A fent leírtak alapján a felső három talajréteg hatékony kohézióját nem vettük figyelembe, elhanyagoltuk. A mélyebben fekvő, korábban települt rétegek (4. réteg és 5. réteg) hatékony kohézióját is egy óvatos becsléssel vettük figyelembe. Drénezetlen nyírószilárdság (c u ) A drénezetlen nyírószilárdságot mélységgel növekedő pataméternek tekintettük. Kivételt képzett a feltöltés, melyet minden esetben drénezett rétegnek feltételeztünk. A drénezetlen nyírószilárdság értékét négy különböző vizsgálat alapján határoztuk meg: - CPT szonda csúcsellenállása Egy adott rétegben meghatároztuk a tervezési szakaszon mélyített szondák csúcsellenállásainak átlagát. A csúcsellenállások átlagát egyegy egyenessel közelítettük minden rétegben. Az egyenes paramétereit úgy határoztuk meg, hogy megközelítőleg a szondadiagramok átlagának alsó óvatos becslését kapjuk. Az alábbi ábrán a 3. rétegben mért csúcsellenállások és a rájuk illesztett közelítő egyenes látható. 3. ábra: CPT szondák csúcsellenállása a mélység függvényében a 3. rétegben

Az átlagos csúcsellenállás meghatározása után a következő összefüggéssel [3] számítottuk a drénezetlen nyírószilárdságot: q c : a szonda csúcsellenállása σ vo : a vizsgált mélységben működő kezdeti teljes függőleges feszültség N k : helyi tapasztalatból vagy megbízható korrelációkból becsült tényező Jelen esetben egy minimális és egy maximális N k értékkel számoltunk maximális és minimális c u értékeket. Az N k értékeket helyi tapasztalatok valamint a CIRIA [2] ajánlásai alapján vettük fel. N k értékek az egyes rétegekben a következők voltak: ( ) 2. táblázat: N k értékek az egyes rétegekhez Rétegek N kmin N kmax 1., 2. és 3. 9 19 4. és 5. 12 20 - SPT szonda ütésszáma A vizsgált területen készült SPT szondavizsgálatok eredményeit is oly módon dolgoztuk fel, hogy az adott rétegben mért ütésszámokat egyenessel közelítettük, a kiugróan nagy értékeket nem vettük figyelembe. Az 4. ábraán a 3. rétegben mért ütésszámok láthatók a mélység függvényében, illetve a pontokra illesztett óvatos becsléssel meghatározott egyenest.

4. ábra: SPT ütésszámok óvatos becslése a 3. rétegben Az egyenes meghatározása után a drénezetlen nyírószilárdságot a következő közelítő módszerrel [2] számítottuk: ( ) f 1 : plasztikus indextől függő tényezőaz 5. ábra szerint N 60 : statikus szonda ütésszáma. Itt: a közelítő egyenes. 5. ábra: f 1 értéke a plasztikus indextől függően [2] - Drénezetlen, konszolidálatlan triaxiális nyomóvizsgálat A triaxiális vizsgálatok eredményeiből közvetlenül kaptuk a drénezetlen nyírószilárdsági értékeket. Ebből a vizsgálatból összesen 12 db készült. Mivel ezekhez a vizsgálatokhoz megfelelő zavartalan

mintákat vettek, a kapott eredmények a tapasztalatok alapján valósnak bizonyultak. - Presszióméteres vizsgálatok A presszióméteres vizsgálatokból közvetlenül kaptuk a drénezetlen nyírószilárdsági értékeket. A vizsgálatból 11 db készült. E vizsgálatok eredményei is megfelelőnek mutatkoztak. A CPT és SPT szondák eredményeiből számított nyírószilárdsági értékekből átlagot számoltunk. A triaxiális és presszióméteres vizsgálatok eredményeinek illeszkedését az átlaghoz megvizsgáltuk. Amennyiben valamely számított egyenes értékei jelentősen eltértek a többitől például kezdeti és végértékei többszörösei voltak a többi egyenes értékeinek kihagytuk az átlag számításából. A 6. ábra a 3. rétegben számított egyenesek illetve a presszióméteres és triaxiális vizsgálatok eredményeinek pontjait mutatja. Az ábrán látható zöld vonal (max cpt) értékeit figyelmen kívül hagytuk az átlag számítása során. 6. ábra: Drénezetlen nyírószilárdság a 3. rétegben Nyugalmi földnyomási tényező (K 0 ) A nyugalmi földnyomási tényező értékét a túlkonszolidáltsági arány segítségével számoltuk az alábbi módon: ( ) ( ) K 0nc : a normálisan konszolidált talajokban a nyugalmi földnyomási tényező φ: a belső súrlódási szög K 0 : a nyugalmi földnyomási tényező

OCR: túlkonszolidáltsági arány λ: a súrlódási szögtől függő kitevő, értéke 0,4-0,5 között változik, esetünkben 0,45 [2]. A túlkonszolidáltsági arányt többféle módon számítottuk. Az egyik módszerrel a CPT szondák csúcsellenállásának segítségével határoztuk meg az előterhelési nyomás értékét: ( ) ( ) OCR: túlkonszolidáltsági arány σ pre : előterhelési nyomás, előterhelés a talajon σ v0 : hatékony függőleges feszültség σ v0 : teljes függőleges feszültség q c : CPT szonda csúcsellenállása [4]. A másik számítási módszer segítségével az SPT szondák eredményeiből is közvetetten kaptunk OCR értékeket: ( ) ( ) ( ) c u : drénezetlen nyírószilárdság, melyet az (1) és (2) képletek segítségével határoztunk meg σ v0 : hatékony függőleges feszültség φ: belső súrlódási szög [5]. Miután többféle módszerrel kiszámítottuk K 0 értékét, minden talajréteghez meghatároztuk egy-egy értéket óvatos becsléssel. Rugalmassági modulus A rugalmassági modulus értékét is mélységtől függő paraméterként határoztuk meg. A vizsgálati eredményekből először a nyírási modulus (G ) értékét határoztuk meg, melyből Hooke törvénye alapján a Poissontényező felhasználásával számítottunk rugalmassági modulust. Tapasztalatok azt mutatják, hogy a nyírási modulus értéke függ a talajban létrejött alakváltozásoktól [2]. Többféle elmélet leírja az összefüggést az alakváltozás mértéke és a talaj merevsége között, esetünkben Bolton módszerét alkalmaztuk [6]. Ehhez először a nyírási modulus kezdeti értékét számoltuk ki többféle módszerrel, illetve mértük szeizmikus CPT-vel, mely a 0 közeli alakváltozáshoz tartozó nyírási modulus. A nyírási modulus kezdeti értékeinek meghatározásához felhasználtuk a CPT és SPT szondák eredményeit, a laborvizsgálatok eredményeit, illetve a szeizmikus szondavizsgálat eredményeit is. Az előbbiekből tapasztalati

összefüggések segítségével számoltuk az egyes rétegek paramétereit, míg a szeizmikus szondavizsgálat közvetlenül szolgáltatott nyírási modulus értékeket. - Larsson és Mulabdić módszere: G 0 : nyírási modulus kezdeti értéke c u : drénezetlen nyírószilárdság I p : plasztikus index [7]. G 0 értékeit egy-egy egyenessel határoztuk meg az egyes talajrétegekre. Larsson és Mulabdić módszerével négy egyenest határoztunk meg a CPT és SPT szondákból számított minimális és maximális c u értékek felhasználásával. Az adott rétegben mért minimális és maximális plasztikus indexet vettük figyelembe. - Atkinson módszere ( ) ( ) ( ) ( ) G 0 : nyírási modulus kezdeti értéke P 0 : kezdeti átlagos feszültség OCR: túlkonszolidáltsági arány σ v : hatékony függőleges feszültség K 0 : nyugalmi földnyomási tényező A, n, m: plasztikus indextől függő értékek a 7. ábra alapján [8]. 7. ábra: A, m és n tényezők Atkinson módszerében Atkinson módszerével két egyenest határoztunk meg egy adott rétegben, a legkisebb és legnagyobb plasztikus indexhez tartozó A, n és m értékek

felhasználásával. A túlkonszolidáltsági arányt és a nyugalmi földnyomási tényezőt a (3), (4), (5), (6) és (7) összefüggésekkel határoztuk meg. A hat egyenes értékeiből átlagot számoltunk. Az átlag számításánál figyelembe vettük a szeizmikus szondával pontszerűen mért nyírási modulus értékeket is. Amennyiben a hat egyenes közül valamelyik jelentősen eltért a többitől például: kezdeti és végértéke háromszor vagy négyszer akkora, mint a többi egyenesé azt kihagytuk az átlag számításából. Az alábbi ábrán látható, hogy a Larsson és Mulabdic módszerével, a CPT-ből számított maximális G 0 értékek (CPT MAX (L+M), narancssárga egyenes) jelentősen nagyobbak a többi értéknél, illetve a szeizmikus szonda által mért értékeknek (pontok) is többszörösei az egyenes pontjai. Ezt az egyenest figyelmen kívül hagytuk az átlag számításánál. 8. ábra: Nyírási modulus kezdeti értékei a 3. rétegben A fent leírt módon minden talajréteghez meghatároztunk egy egyenest, mely a nyírási modulus mélységtől függő kezdeti értékeit megadja. Az átlagos G 0 egyenesekhez minden talajréteg esetében meghatároztunk G /G 0 arányszámot Bolton módszerével [6]. E szerint a nagyon kis alakváltozások esetén a merevség nagyobb a már említett Go a maximális érték 0 alakváltozás esetén és az alakváltozások növekedésével csökken. Az alábbi ábra mutatja, hogy a különböző geotechnikai szerkezetek és vizsgálatok esetén milyen alakváltozási tartomány jellemző a talajokban.

9. ábra: Talajmerevség kis alakváltozások esetén [9] A G /Go arány meghatározásához a következő összefüggést használtuk [6]: ( ( ) ) ( ) G : a nyírási modulus értéke adott alakváltozás esetén G 0 : a nyírási modulus kezdeti értéke, nagyon kis alakváltozás esetén γ: vizsgált nyírási alakváltozás esetünkben a támszerkezetek esetén fellépő jellemző alakváltozás, melynek mértéke ~0,05-0,5% γ e : az a nyírási alakváltozási érték, mely fölött a merevség elkezd csökkenni; iszapok és agyagok esetén 0 [10]. γ ref : a nyírási alakváltozás azon értéke, melynél a G /G 0 =0,5; agyag és iszaptalajok esetén a javasolt értéke a plasztikus index függvénye: 0,0022 I p [10] m: talajtípustól függő tényező; agyagtalajok esetén: 0,736 [10] A fenti számítás eredményeiből nyírási modulus mélységfüggő értékeit úgy határoztuk meg, hogy a magasabban fekvő rétegeknél a nagyobb alakváltozásokat, mélyebb rétegeknél (4. és 5. réteg) kisebbeket vettünk figyelembe az arányszám meghatározásánál. Ennek oka, hogy a helyi tapasztalatok szerint a presszióméteres vizsgálatok során a talajok nyírási alakváltozásának mértéke hasonló a befogott konzolos falak esetén mérhető alakváltozásokhoz [2]. Így presszióméteres vizsgálatok eredményeit is figyelembe vettük az egyes rétegek G /G 0 arányszámának meghatározásánál. Ezt követően Hooke törvényének segítségével számoltuk ki a rugalmassági modulus mélységfüggő értékeit. melyek a tervezés során felhasznált karakterisztikus értékek voltak.

2.2. Paraméter meghatározás hazai gyakorlat szerint A fent leírt talajparamétereket a hazai gyakorlatnak megfelelően is meghatároztuk. Az egyes talajrétegek közvetlenül mért térfogatsúly értékeit ugyanakkorának tekintettük, mint az angolszász gyakorlatban. A térfogatsúly értékeit ugyanúgy határoztuk meg, mint a hazai gyakorlatban szokás. A többi talajparaméter karakterisztikus értékét elsősorban a következők szerint számítottuk: ( ) ( ) - - X k : a paraméter karakterisztikus értéke - X m a paraméter várható értéke, mely a vizsgálati eredmények átlaga - k n statisztikai paraméter, mely a minták számától függ - ν x a paraméter relatív szórása A karakterisztikus értéket az átlag úgynevezett óvatos becslésével kell felvenni, mely normális eloszlás esetén 95% konfidencia-szinten (vagyis, hogy a kedvezőtlen átlag valószínűsége kisebb, mint 5%), n darab mintával [11]: ( ) A k n értékét Schneider (1997) javaslatára 0,5-re ajánlatos felvenni (10db minta). Számításainkban ezt a javaslatot követtük. Esetünkben nem minden vizsgálatból készült elegendő a relatív szórás kiszámításához, így a következőket vettük figyelembe: - hatékony belső súrlódási szög: ν φ =0,1 - hatékony kohézió: ν c =0,3 - drénezetlen nyírószilárdság: ν cu =0,4 - összenyomódási modulus: ν E =0,4 [12]. Drénezett nyírószilárdság (φ, c ) Mivel a drénezett triaxiális vizsgálat eredményei nem bizonyultak megbízhatónak, a súrlódási szög értékét a következő összefüggéssel határoztuk meg: ( ) φ: a súrlódási szög értéke I p : a plasztikus index [13].

Az egyes rétegekben készült plasztikus index vizsgálatok eredményeinek felhasználásával kiszámoltuk a súrlódási szöget, majd a fent leírt módszerrel meghatároztuk annak karakterisztikus értékét. A drénezett kohézió értékét szintén a plasztikus index, illetve a konzisztencia index segítségével határoztuk meg a következő ábra segítségével [14]: 10. ábra: Összefüggés a kohézió és konzisztencia index között A leolvasott kohézióértékekből számítottuk a karakterisztikus értéket. Ebben az átlag számításánál egyes adatokat figyelmen kívül hagytunk. A 10. ábra alapján látható, hogy puha és gyúrható talajok egy részénél nem értelmezhető az összefüggés. Ennek megfelelően a puha és gyúrható minták kohézióját elhanyagolhatónak tekintettük. Azon rétegekben, ahol a puha és gyúrható talajok többségben voltak, a kohéziót nullának vettük fel. Drénezetlen nyírószilárdság (c u ) A drénezetlen nyírószilárdság karakterisztikus értékét az egyes talajrétegekben elsősorban a drénezetlen konszolidálatlan triaxiális vizsgálatok eredményeiből számítottuk. Kivételt képzett a feltöltés (1. réteg), melyet a tervezés során drénezettnek tekintettünk, valamint az 5. réteg, melyből nem készült triaxiális vizsgálat. A legmélyebben fekvő rétegben a drénezetlen nyírószilárdságot az (1) képlet segítségével határoztuk meg a CPT szondák csúcsellenállásából [15]. A rétegben meghatároztuk a CPT szondák csúcsellenállásának átlagértékét, illetve az N k minimális és maximális értéknek vettük az átlagát. Az ebből kiszámolt átlagos drénezetlen nyírószilárdságból számítottuk a karakterisztikus értéket. Nyugalmi földnyomási tényező (K 0 ) A nyugalmi földnyomási tényező értékét Jáky képletével [11] határoztuk meg a belső súrlódási szög segítségével. Tehát K 0 értékeit a (3) és (4) összefüggésekkel határoztuk meg. Ebben az esetben a

túlkonszolidáltsági arány a következő képlettel [16] számítottuk a CPT eredményekből: ( ) ( ) q c : csúcsellenállás σ v0 : teljes függőleges feszültség σ v0 : hatékony függőleges feszültség A csúcsellenállásból és a feszültségekből átlagértékeket számoltunk az egyes rétegekre. A talajrétegek közül az eredmények alapján a mélyebben fekvő, régebben települt rétegeket tekintettük túlkonszolidáltnak (4. és 5. réteg), a többit normálisan konszolidáltként kezeltük. Ezekben K0 értéke a (15) összefüggéssel számolva: - 4. réteg: 0,71-5. réteg: 1,00 Azonban a helyi tapasztalatokat is figyelembe véve a brit gyakorlatban ennél kisebb földnyomási tényezőket vettünk figyelembe: - 4. réteg: 0,60-5. réteg: 0,80. Rugalmassági modulus (E ) A rugalmassági modulus értékét többféle módszerrel határoztuk meg. Az egyik ezek közül a hazai gyakorlatban használt Kopácsy-féle képlet volt, melynek segítségével az összenyomódási modulust lehet meghatározni. Ebből Hooke törvényének segítségével számítottuk a rugalmassági modulus értékét: E oed : összenyomódási modulus I c : konzisztencia index I p : plasztikus index [13]. ( ) ( ) Egy másik módszer, hogy a CPT szondák csúcsellenállása alapján számítottuk az összenyomódási modulust: ( ) E oed : összenyomódási modulus α: szorzótényező q c : csúcsellenállás [15].

Az egyes rétegekben kiszámítottuk a csúcsellenállás átlagos értékét. Az összenyomódási modulusból Hooke törvénye alapján számítottunk rugalmassági modulust. A harmadik módszerben a rugalmassági modulus értékét közvetlenül határoztuk meg a drénezett triaxiális vizsgálatok σ-ε diagramjai alapján. Ezt a módszert a 4. és 5. réteg esetén használtuk. 3. EREDMÉNYEK ÖSSZEFOGLALÁSA A talajfizikai paraméterek karakterisztikus értékeit számos vizsgálat alapján határoztuk meg. A rendelkezésünkre álló laboratóriumi és helyszíni vizsgálatok eredményeit a brit illetve a hazai gyakorlatnak megfelelően használtuk fel a karakterisztikus értékek kiszámításához. A legnagyobb eltérés a talajok merevségében volt, melynek oka, hogy a brit gyakorlatnak megfelelően figyelembe vettük, hogy a talajok merevsége függ az alakváltozások mértékétől. A paraméterek értékei az alábbi táblázatokban láthatók talajrétegek szerint. A 11. ábra pedig a két módszer által számított rugalmassági modulusok közti különbségeket szemlélteti. 3. táblázat: Nyírószilárdsági karakterisztikus értékek a brit gyakorlat szerint réteg Felső Alsó ϒ c φ C u K 0 szint szint mod KN/m 3 KN/m 2 KN/m 2-1 4.00 1.56 18.6 0 30-0.4 2 1.56-1.44 18.3 0 25 10.3+1.47z* 0.4 3-1.44-7.92 18.3 0 27 17.4+7.65z* 0.6 4-7.92-14.06 20.6 5 28 62.7+4.54z* 0.6 5-14.06-25.00 20.3 5 28 91.3+24.99z* 0.8 * a függőleges tengely (z) menti növekmény 4. táblázat: Nyírószilárdsági karakterisztikus értékek a hazai gyakorlat szerint réteg Felső szint Alsó szint ϒ c φ C u K 0 mod KN/m 3 KN/m 2 KN/m 2-1 4.00 1.56 18.6 0 18.2-0.69 2 1.56-1.44 18.3 0 19.9 22.4 0.66 3-1.44-7.92 18.3 0 20.7 19 0.65 4-7.92-14.06 20.6 5 20.9 52.4 0.60 5-14.06-25.00 20.3 20 19.4 105.3 0.80 réteg Felső szint 5. táblázat: Merevségi értékek Alsó szint E angol E magyar v' mod MN/m 2 MN/m 2 -

1 4.00 1.56 1.54+0.96z* 4.46 0.2 2 1.56-1.44 5.12+0.71z* 4.49 0.2 3-1.44-7.92 14.41+4.19z* 5.35 0.2 4-7.92-14.06 65.3+4.28z* 14.95 0.2 5-14.06-25.00 79.68+16.1z* 19.23 0.2 * a függőleges tengely (z) menti növekmény 11. ábra: Rugalmassági modulus a mélység függvényében Az előbbiekben bemutatott módszerekkel kiszámított karakterisztikus paramétereket Plaxis 2D modellekben használtuk fel. Két modellt készítettünk, melyekben csak a talajparaméterek különböztek. A modellekben a bemutatott talajrétegződést használtuk. A modellben a tervezett szádfalak elmozdulásait, valamint a globális biztonságot vizsgáltuk. Az egyes fázisokban a meglévő és az új szerkezet beépítését is modelleztük. Ezekben a fázisokban használtuk fel a drénezetlen talajparamétereket. A hosszú távú vizsgálatokat és a parciális tényezőkkel figyelembe vett számításokat a drénezett paraméterekkel végeztük. A modellekben az új szádfal talpmélysége -19,0mOD szinten volt, a terepszint 4,0mOD szin-

ten, így a fal hossza 23m. A fal szabadhossza 6m. Az igénybevételeket ULS1, a globális biztonságot ULS2, az elmozdulásokat pedig SLS tervezési állapotban vizsgáltuk [17]. 12. ábra: Plaxis 2D modell A modellezés eredményei a következők voltak: 6. táblázat: Plaxis 2D eredmények Globális Biztonság ULS2 Angol gyakorlat Magyar gyakorlat 1.435 1.108 Mmax ULS1 614kNm/m 1021kNm/m uxmax SLS 51mm 166mm talpmélység -19mOD Terep 4mOD 4. KONKLÚZIÓ A modellezés eredményei tükrözik a számított talajfizikai paraméterek különbségét. Ez elsősorban a tervezett szádfal elmozdulásain és a benne ébredő igénybevételeken látszik. A talajmerevségek közötti jelentős különbségek miatt van az elmozdulások és igénybevételek közötti nagy különbség. A nyírószilárdsági paraméterek esetén a különbségek kisebbek voltak. A globális biztonság számítása φ-c redukcióval történt. A biztonság értékek közötti különbség ennek megfelelően kisebb mértékű. A brit gyakorlatban az in-situ vizsgálatokat preferálják, melyeknek előnye, hogy költséghatékonyak, illetve folytonosak. Mivel folytonosak, több

adat származik belőlük, mely a számított paraméterek megbízhatóságát növeli. Hátránya, hogy szükség van megfelelő korrelációk kidolgozására, melyhez nagyszámú vizsgálati eredményre van szükség. A hazai gyakorlatban nagyobb szerepe van a laboratóriumi vizsgálatoknak, melyek előnye, hogy sok tapasztalat van róluk, így eredményeik megbízhatóak. Hátrányuk, hogy pontszerűek és egy vizsgálat során egyegy adatot kapunk eredményként, így a részletes feltáráshoz sok vizsgálatra lehet szükség, mely költséges lehet. Példánkban valószínűleg kisebb elmozdulásokat és igénybevételeket kaptuk volna, ha több laborvizsgálat készül. Olyan esetekben, ahol a talajfizikai paraméterek mélységfüggése szerepet játszik, illetve a talajok alakváltozása lokálisan jelentősen eltérhet egymástól lehetne alkalmazni a brit gyakorlatban alkalmazott módszereket a nyírási modulus meghatározására, illetve az in-situ vizsgálatokhoz kidolgozott korrelációkat. Ehhez a helyszíni vizsgálatok számának megnövelése lenne szükséges. Ugyanakkor megjegyezzük, hogy a speciális esetekben nem lehet eltekinteni a laboratóriumi vizsgálatok eredményeitől. IRODALOMJEGYZÉK [1] J. Ihde és W. Augath, www.euref.eu, 2001. [Online]. Available: http://www.euref.eu/symposia/book2000/p_99_115.pdf. [2] A. Gaba, B. Simpson, W. Powrie és D. Beadman, Embedded retaining walls - guidance for economic design, London: CIRIA, 2003. [3] Eurocode 7: Geotechnikai tervezés 2. rész: Geotechnikai vizsgálatok, Magyar Szabványügyi Testület, 2011. [4] J. F. P. Tavenas és S. Leroueil, Laboratory and in situ stress-straintime behavior of soft clays, in Proceedings of the International Symposium on Geotechnical Engineering of Soft Soils, Mexico City, 1987. [5] P. W. Mayne és J. B. J. Kemper, Profiling OCR in Stiff Clays by CPT and SPT, Geotechnical Testing Journal, kötet 11, szám 2, pp. 139-147, 1988. [6] M. Bolton és S. Oztoprak, Stiffness of sands through a laboratory database, Géotechnique, kötet 63, pp. 54-70, 2013. [7] R. Larsson és M. Mulabdic, Shear moduli in Scandinavian clays, Swedish Geotechnical Institute, Linköping, 1991.

[8] J. Atkinson, Non-linear soil stiffness in routine design, Geotechnique, kötet 50, szám 5, pp. 487-508, 2000. [9] R. Szepesházi, Széchenyi Istvány Egyetem Szerkezetépítési és Geotechnikai Tanszék, [Online]. Available: http://se.sze.hu/images/ngb_se005_1/szr_tki.pdf. [Hozzáférés dátuma: 09 2017]. [10] M. Bolton és P. Vardanega, Stiffness of clays and silts: normalizing shear modulus and shear strain, Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, kötet 139, pp. 1575-1589, 2013. [11] R. Szepesházi, Geotechnikai tervezés Tervezés az Eurocode 7 és a kapcsolódó geotechnikai szabványok alapján, Budapest: Ádám János, 2008. [12] H. Schneider, Definition and determination of characteristic soil parameters., in Proceedings of the 14th International Conference on Geotechnical and Foundation Engineering, Hamburg, 1997. [13] Magyar Mérnöki Kamara Geotechnika Tagozata és Magyar Mérnöki Kamara Tartószerkezeti Tagozata, Alapozások és földmegtámasztó szerkezetek tervezése az MSZ EN 1997 szerint, Budapest: Magyar Mérnöki Kamara, 2012. [14] J. Farkas és Z. Czap, Alapozás Gyakorlati útmutató, Budapest: Műegyetemi Kiadó, 2003. [15] Magyar Szabványügyi Testület, MSZ EN 1997-2:2008, Magyar Szabványügyi Testület, 2008. [16] R. Szepesházi, Széchenyi István Egyetem Szerkezetépítési és Geotechnikai Tanszék, [Online]. Available: http://se.sze.hu/images/ngb_se005_1/2016ea_hp/kompresszio.pdf. [Hozzáférés dátuma: 09 2017]. [17] British Standards Institution, NA+A1:2014 to BS EN 1997-1:2004+A1:2013, 2014.