Miskolci Egyetem Mőszaki Földtudományi Kar …szepesr/anyagok/kutatas+fejlesztes...Miskolci Egyetem Mőszaki Földtudományi Kar Mikoviny Sámuel Doktori Iskola PhD - kutatószeminárium

Miskolci Egyetem

Mőszaki Földtudományi Kar

Mikoviny Sámuel Doktori Iskola

PhD - kutatószeminárium

dr. Szepesházi Róbert

PhD-hallgató

A cölöpök törıerejének számítási lehetıségei

Szemináriumvezetı

dr. Szabó Imre

egyetemi tanár

Miskolc

2007. június

Széchenyi István Egyetem

Kooperációs Kutató Központ

A cölöpök törıerejének számítási lehetıségei

Készítette:

dr. Szepesházi Róbert

fıiskolai docens

Gyır,

2006. december

Széchenyi István Egyetem, Kooperációs Kutató Központ A cölöpök törıerejének számítási lehetıségei

2006. december 1

1. Áttekintés

1.1 A cölöpteherbírás számításának fejlıdése

A cölöpök nyomási ellenállásának (törıerejének) meghatározása a geotechnika klasszi-kus feladata. Könyvtárakat tölthetnénk meg az ezzel foglalkozó szakirodalommal, s alig-hanem több százra tehetık a törıerı meghatározására kidolgozott összefüggések (Mandorlini és tsai, 2005). Mégis, még ma sem rendelkezünk olyan módszerrel, melyet a szakma egyezményesen „eléggé megbízhatónak” tekint, sıt még alapvetı kérdések-ben sincs egyetértés.

A kérdés pedig a cölöptervezés kulcsa, mert a gyakorlatban elfogadott az a nézet, hogy ha az egyedi cölöp teherbírásában kb. 2,0 biztonság van, és a cölöpök tengelytávolsá-ga kb. 3·D, továbbá a cölöptalpak alatt nincs kirívóan gyenge talaj, akkor a cölöpalapo-zás egészében is megfelelı lesz. A cölöpcsoport teherbírását és süllyedését illik ugyan ellenırizni, de ezek nagyon ritkán teszik szükségessé a cölöpalapozás erısítését.

A cölöpök nyomási ellenállását a talpellenállás és a rétegenként megállapítható palást-ellenállások összegeként a

=+= sbRRRc bb qA ⋅ + ∑ ⋅

i

qAis ;is ; (1.1)

képlettel szokás számítani, ahol az Eurocode 7 jelöléseit alkalmazva

Rc a cölöp nyomási ellenállása (régi fogalomrendszerünkben törıerı),

Rb a talpellenállás,

Rs a palástellenállás,

Ab a cölöptalp keresztmetszeti területe,

As;i a cölöppalást keresztmetszeti területe rétegenként,

qb a fajlagos talpellenállás,

qs;i a fajlagos palástellenállás rétegenkénti értéke.

Érdemes megjegyezni, hogy elméletileg már a két teherbírási komponens teljes elkülö-nítése is vitatható, hisz nyilvánvaló az egymásra hatásuk (Smoltczyk ed., 2003). Voltak továbbá olyan mérések (Fellenius, 2006) melyek kimutatták, hogy a palástellenállás az 5-15 mm (kb. 0,02·D) elmozdulással elért csúcsérték után fıleg puha kövér agyagokban kissé visszaeshet, így valójában a két komponens összegzésének helyessége is vitat-ható. Mégis, megállapítható, hogy nem található a szakirodalomban egyetlen olyan számítási módszer sem, mely ne fogadná el premisszaként az (1.1) képletet.

Az ellenállások meghatározásában a múlt század középsı harmadában az elméleti megközelítés volt a jellemzı (Kézdi, 1975). A fajlagos palást- és talpellenállásokat föld-statikai levezetések vagy csak egyszerőbb földstatikai megfontolások alapján kívánták megállapítani, ám a legkiválóbb tudósok megoldásai között is – amint arra még vissza-térünk – nagy eltérések mutatkoztak. Ez önmagában is riasztó volt, s fokozta a kétsé-geket a próbaterhelésekkel megállapított teherbírás és az ezen elméleti képletekkel számított törıerık közötti eltérések. A bizonytalanságot növelte az a felismerés, hogy a technológia – elsısorban az, hogy talajhelyettesítéssel vagy -kiszorítással készül-e a cölöp – lényegesen befolyásolja a teherbírást, amit az elméleti képletek alig tudnak fi-gyelembe venni. Alkalmazáukat végül az is nehezíti, hogy ritkán van mód a ma szoká-sos 10-20 m hosszú cölöpök mentén s alatt levı rétegek nyírószilárdsági paraméterei-nek (és ezek változékonyságának) igényes laborvizsgálatokkal való meghatározására.


2006. december 2

Az elıbbiek miatt a tisztán elméleti módszerek alkalmazása visszaszorult, illetve jó ideje nem próbálkoznak új elméleti megközelítésekkel. Az ilyenek ma legfeljebb kiindulópon-tot jelentenek a teherbírás számításához, s ezeket próbaterhelési tapasztalatok alapján a cölöpözési technológiát is figyelembe véve „alakítgatják”. Ezeket nevezhetjük szemiempírikus számítási képleteknek. Ilyennek tekinthetı a hazai gyakorlatban ma is használatos Caquot-Kerisel eljárás, vagy a nemzetközi gyakorlatban közismert α- és β-módszer, melyek közül az elıbbi az MI 15005/2:1989 elıírásban is megjelent. (Ezekre késıbb majd visszatérünk.)

Újabban az elméleti összefüggésekre még ennyiben sem támaszkodnak, hanem a pró-baterhelési eredményeket (a cölöpméretek mellett) csak valamilyen egyszerőbb talajpa-raméterrel korreláltatva állítanak fel tisztán empirikus képleteket. Ilyennek tekinthetık például a német szabványban, a DIN 1054-ben régóta szereplı táblázatok (DIN 1054:2005). A legutóbbi idıkben pedig a nemzetközi gyakorlatban dominálnak és ide-haza is terjedıben vannak a statikus szondázással mért qc csúcsellenállásra alapozott képletek használata, melynek egyik változata az Eurocode 7 2. részének C mellékleté-ben (EN 1997-2:2007) is megjelent.

Az európai nemzeti szabványok általában mind a szemiempírikus, mind az empirikus eljárásokat alkalmazták (de Cock és Legrand, 1997), amint arra még visszatérünk.

Az Eurocode 7 (MSZ EN 1997-1:2006) 1. részének a cölöpalapozással foglalkozó 7. fejezete a nyomási ellenállás (a törıereı) meghatározására három módszert ajánl, illet-ve ismer el. Megengedi, hogy a statikus és a dinamikus próbaterhelések mellett „talaj-vizsgálati eredmények” alapján határozzuk meg a teherbírást, de erre csak olyan mód-szereket szabad alkalmazni, melyeket cölöp-próbaterhelések és az összehasonlítható tapasztalatok alapján dolgoztak ki. Ennél egzaktabb definíciót az EC 7nem ad, s a meg-fogalmazás általános jellege sokféle lehetıséget enged meg. Ezzel hagytak teret a kü-lönbözı országokban eddig alkalmazott különbözı, többnyire szabványosított eljárá-soknak.

Talajvizsgálaton három dolgot érthetünk:

– laboratóriumi nyírószilárdsági vizsgálat, melynek eredményeként általában a haté-kony feszültségekhez tartozó ϕ’ belsı súrlódási szöget és c’ kohéziót, vagy a teljes feszültségek szerinti analízishez cu drénezetlen nyírószilárdságot kaphatunk, (eset-leg az utóbbi helyett ϕu és cu paramétereket), illetve ezek mélység szerinti változását mérhetjük fel egy vagy több szelvényben,

– terepi szondázás, amely elsısorban CPT lehet, s amibıl elsısorban a qc csúcsel-lenállás z mélység szerinti változását használhatjuk, de sok országban támaszkod-nak az SPT-szondázásra, illetve az annak eredményeként kiadódó, az N30 ütés-szám mélység szerinti változását mutató profilokra, esetleg nyírószondázás is szóba jöhet az azzal elıállítható cu - z változás megadásával, illetve Franciaországban a presszióméteres vizsgálat, melynek a cölöptervezésben alkalmazható lehetıségeire ígéretesek Mecsi (2006, 2007) kutatásai,

– laboratóriumi, esetleg terepi azonosító és állapotminısítı vizsgálat, mely a talajtí-pus, a szemeloszlási és plaszticitási jellemzık, illetve a tömörség és a konzisztencia mélység szerinti változását szolgáltatja, aminek alapján a nyírószilárdsági paraméte-rek, vagy közvetlenül a fajlagos cölöpellenállások vehetık fel.

A következıkben azt vizsgáljuk, hogy a vázolt fejlıdés és az azzal összhangban levı EC 7 bevezetése nyomán milyen számítási módszereket választhatunk, melyek megfe-lelnek az EC 7 követelményeinek, és a hazai gyakorlatban alkalmazhatók lehetnek.


2006. december 3

1.2 A számított ellenállások értelmezése a biztonság tekintetében

E kérdéskör részletes elemzése Szepesházi (2006, 2007) cikkeiben található meg.

A következıkben tárgyalandó képletek a cölöpök nyomási ellenállását (törıerejét) szol-gáltatják, melyeket az Eurocode 7-1 fogalomrendszerében úgy tekinthetünk, mint egy-egy, a nyírószilárdság vagy a CPT-szondaellenállás változását leíró talajszelvény ese-tében várható legvalószínőbb ún. származtatott ellenállást. Ezekbıl az Eurocode 7-1 szerint a nyomási ellenállás karakterisztikus értékét az

=min

min,c

mean

mean,cck ;Min ξ

Rξ

RR

(1.2)

képlettel kell számítani, ahol a korábbiak mellett

Rc,mean a származtatott nyomási ellenállások átlaga,

Rc,min a származtatott nyomási ellenállások minimuma,

ξmean az átlagához felveendı ún. korrelációs tényezı az EC 7-1 szerint,

ξmin a minimumhoz felveendı ún. korrelációs tényezı az EC 7-1 szerint.

A korrelációs tényezıket a vizsgált és számításba vett szelvények n számától függıen az EC 7-1 által ajánlott és a magyar nemzeti melléklet szerint hazai alkalmazásra válto-zatlanul átvett, itt 1.1 számon mellékelt táblázatból kell felvenni.

A nyomási ellenállás karakterisztikus értékébıl a nyomási ellenállás tervezési értékét (hagyományos fogalomrendszerünkben a határerıt) az

t

ck

b

bk

s

skcd γ

=γ

+γ

=

RRRR (1.3)

képlettel kell számítani, ahol a korábbiak mellett

γs a palástellenállás parciális tényezıje az EC 7-1 nemzeti melléklete szerint,

γb a talpellenállás parciális tényezıje az EC 7-1 nemzeti melléklete szerint,

γt a teljes nyomási ellenállás parciális tényezıje az EC 7-1 nemzeti melléklete szerint.

A parciális tényezıket az 1.2 táblázatban adjuk meg.

Figyelemre méltó, hogy az 1.1 táblázatnak a talajvizsgálathoz tartozó soraiban a próba-terheléshez rendeltekhez hasonló értékek szerepelnek, azaz az EC-7-ben meglehetı-sen felértékelıdtek a számítási eljárások, ezért is érdemes velük tanulmányunkban fog-lalkozni. E kedvezı megítélés azonban csak a megjegyzés rovatban megfogalmazottak teljesülése esetén érvényes: vagyis ha kellı számú vizsgálattal megismertük a talaj-adottságok változását és ha próbaterheléssel igazolt módszereket alkalmazunk.

Látnivaló továbbá, hogy az 1.2 táblázat parciális tényezıi viszonylag kicsi biztonságot nyújtanak, csak a korrelációs tényezıkkel együtt adnak az eddig megszokotthoz, az MSZ 15005/1 α csökkentı tényezıi által szolgáltatotthoz közeli ellenállás-oldali bizton-ságot.

Ezekhez az EC 7-ben a hatás (a teher) oldalán az eddiginél nagyobb biztonság van: az állandó hatásokhoz 1,35, a járulékosakhoz 1,50 parciális tényezı tartozik. Mindezek összegzéseként a biztonság próbaterhelés esetén általában nagyobb lenne, mint eddig volt, számítás esetén talán valamivel kisebb. Éppen emiatt érdemes lesz élni az 1.1 táblázat 4. megjegyzésének alkalmazásával, ami 10 %-kal javítja a gazdaságosságot.


2006. december 4

1.1. táblázat. Az EC-7 ajánlott ξ korrelációs tényezıi a cölöptervezéshez

a ξ korrelációs tényezı a cölöpellenállás karakterisztikus értékének meghatározásához

a próbaterhelések ill. a talajszelvények száma

az átlagra vonatkozóan

a minimumra vonatkozóan

az ellenállás meghatározásának

módszere n ξmean ξmin

1 1,40 1,40

2 1,30 1,20

3 1,20 1,05

4 1,10 1,00

statikus1,4 próbaterhelés

≥ 5 1,00 1,00

1 1,40 1,40

2 1,35 1,27

3 1,33 1,23

4 1,31 1,20

5 1,29 1,15

7 1,27 1,12

talaj- vizsgálat2,3,4

10 1,25 1,08

≥ 2 1,60 1,50

≥ 5 1,50 1,35

≥ 10 1,45 1,30

≥ 15 1,42 1,25

dinamikus2,5 próbaterhelés

≥ 20 1,40 1,25

Megjegyzések 1. ha egyetlen terhelést végeznek, akkor az a legrosszabb altalajú helyen legyen, ha többet,

akkor azok reprezentálják az altalaj változásait, s egyet mindenképpen a legrosszabb helyen kell végrehajtani;

2. csak statikus próbaterheléssel kellı számú esetben igazolt számítási módszerek alkalmazha-tók, szükség esetén a biztonságot növelı modelltényezı bevezetésével;

3. a vizsgálati helyeknek jellemezniük kell az altalaj változásait, a szélsıségesen kedvezıtlen helyeket is;

4. ha a cölöpösszefogás képes kiegyenlíteni a teherbírás cölöpcsoporton belüli különbségeit, akkor a fenti értékek 1,1-gyel oszthatók, de a módosított érték is maradjon 1,0-nél kisebb;

5. a megadott értékek a következık szerint módosíthatók: 0,85 szorzóval, ha a vizsgálat a mért jelekre illesztett modellel állapítja meg teherbírást; 1,10 szorzóval, ha verési képletet használnak mért kvázi-rugalmas behatolással számolva; 1,20 szorzóval, ha verési képletet használnak a kvázi-rugalmas behatolás mérése nélkül;

1.2 táblázat. A γr parciális tényezık értéke EC-7 magyar nemzeti mellékletében

nyomóigénybevétel húzóigénybevétel

talpellenállás palástellenállás teljes ellenállás palástellenállás cölöp- típus

γb γs γt γs;t

vert 1,10 1,10 1,10 1,25

CFA 1,20 1,10 1,15 1,25

fúrt 1,25 1,10 1,20 1,25


2006. december 5

Az EC 7 lehetıvé teszi még, hogy az (1.1) képlethez egy modelltényezıt is bevezes-sünk, hogy a számított nyomási ellenállás elegendıen biztonságos legyen, s errıl a nemzeti mellékletben kell nyilatkozni. A talajvizsgálatok alapján számított ellenállásokra vonatkozóan a magyar nemzeti melléklet elı is írja a γRd≥1,0 modelltényezıt, abból a megfontolásból, hogy jelenleg nincsenek egyezményesen elfogadott, a talajvizsgálatok-ra épülı számítási módszereink. (A jelen tanulmány egyik célja éppen az, hogy egy olyan elemzést tegyen közzé, melynek nyomán ez a helyzet megváltozhat.) A nemzeti melléklet ezért a következıket mondja ki.

Ha mind az alkalmazott eljárás kidolgozásakor, mind az alkalmazásakor is a talajjellem-zıket az átlagértékükkel vették figyelembe, akkor γRd – CPT-szondázás csúcsellenállásából származtatott fajlagos cölöpellenállások esetén 1,1,

– laborvizsgálattal mért nyírószilárdságból származtatott fajlagos cölöpellenállások esetén 1,2,

– tapasztalati alapon felvett nyírószilárdsági paraméterek vagy azonosító és állapotjel-lemzık alapján megállapított fajlagos cölöpellenállások esetén 1,3.

Ha a számításokhoz alkalmazott képletek karakterisztikus értékek alapján készültek és a felhasznált aktuális paraméterek is azoknak tekinthetık, akkor nem kell modellténye-zıvel számolni.


2006. december 6

2. Szemiempírikus cölöpméretezési módszerek nyírószilárdsági paraméterekkel

2.1 Számítás kötött talajokra vonatkozóan a teljes feszültségek analízisével

2.1.1 Bevezetı

A kötött talajokba kerülı cölöpök tervezésére gyakorlatilag mindenki a teljes feszültsé-gek analízisén alapuló számítást javasolja, továbbá ϕu=0 feltételezéssel élnek, így a talajt a cu drénezetlen nyírószilárdsággal jellemzik. (Megjegyezzük, hogy cu az egyirá-nyú nyomószilárdság felével azonos.) Ezt azzal indokolhatjuk, hogy a cölöpök általában gyorsnak minısíthetı terhelése közben konszolidáció nem következhet be, így az el-lenállás a cölöp körüli talajok terhelését megelızıen kifejlıdött cu drénezetlen nyírószi-lárdságából keletkezhet. A cu nyírószilárdság azonban a cölöpök mentén a mélységgel általában növekszik, s ezért azt csak egy-egy zónára vehetjük állandónak.

2.1.2 A palástellenállás számítási módszerei

A palástellenállásnak a drénezetlen nyírószilárdságból való számítására alkalmazott, Skemptontól (1959) eredı módszert a szakirodalom általában α-módszernek nevezi. Ez arról a képletrıl kapta a nevét, mely szerint a fajlagos palástellenállás a drénezetlen nyírószilárdság α-szorosa, vagyis

qs = αu · cu (2.1)

Az αu adhéziós tényezıt különbözı kutatók próbaterhelésekbıl számították vissza, s azt észlelték, hogy αu nem állandó, hanem a cu növekedésével csökken. Ennek magya-rázata lehet, hogy minél nagyobb szilárdságú a kötött talaj, annál inkább kisimul a cölöp és a talaj közötti érintkezési felület a cölöpök leverése vagy helyük kifúrása nyomán. (Természetesen az αu csak annyira csökken, hogy a szilárdabb talajban a palástellenál-lás nagyobb marad.)

A szakirodalomban, a különbözı nemzeti szabványokban (Lancelotta, 1995; Poulos, 2001, de Cock és Legrand, 1997; Tomlinson, 2001; Smoltczyk ed., 2003; API, 1993; ME 15005/2:1990; DIN 1054:2005) számos, valamelyest különbözı αu=f(cu) összefüg-gés található, ezeket foglalja össze a 2.1. ábra. A két grafikon eltérései a technológia hatását fejezik ki, de jól látható, hogy az egyes grafikonon belül nagyobbak a különbsé-gek.

Az αu=f(cu) összefüggés léte valójában annak a „beismerése”, hogy a (2.1) képlet félre-vezetı, hiszen nem lineáris az összefüggés qs és cu között. Ezért formailag talán éssze-rőbb az a megoldás, melyet például a DIN 1054 alkalmaz, nevezetesen, hogy cu-hoz egy táblázattal rendeli hozzá a qs értékét, vagy amit az ME 15005/2 kidolgozásakor dr. Varga Lászlóval együtt a 2.1. ábra és a (2.1) képlet összevonásaként adtunk meg, s amely általánosságban a

1c

cqq

us 0s ⋅= (2.2)

képlettel írható le, ahol

qs0 a cölöptípust jellemzı constans: 160-180 kPa vert és 140-150 fúrt cölöp esetén,

c1 1000 kPa (a gyökjel alatti mennyiség dimenziótlanítására szolgál).


2006. december 7

Vert cölöpök q s fajlagos palástellenállásának számítása kötött talaj esetén

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1,2

0 50 100 150 200 250

drénezetlen nyírószilárdság cu kPa

adhézióstényezı

αααα u=q s/cu

Gwizdala

Viggiani

Tomlinson

Lehane

API

Peck

Woodward

Fleming

ME 15005/2

ME-mod

q s = α u · c u

Fúrt cölöpök q s fajlagos palástellenállásának számítása kötött talaj esetén

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1,2

0 50 100 150 200 250

drénezetlen nyírószilárdság c u kPa

adhéziós

tényezı

αααα u=q s/c u

Gwizdala

Viggiani

Tomlinson

Lehane

Stas és Kulhavy

DIN 1054

Kerisel

Reese

ME 15005/2

q s = α u · c u

2.1. ábra. A drénezetlen nyírószilárdsághoz rendelendı adhéziós tényezı

A (2.1) és a (2.2) képletbıl levezethetı, hogy

uu

ccq

⋅⋅=α

1

1s0 (2.3)

s így ajánlásunk szintén ábrázolható volt a 2.1. ábrán (az ME 15005/2 görbék). Látható, hogy a (2.2) képlet a két konstanssal nagyjából a sokféle ajánlás „átlagát” adja. Nem elhanyagolható elınye e javaslatnak az sem, hogy a könnyen ”beprogramozható” (2.2)


2006. december 8

képlettel közvetlenül adja qs-t, s nem grafikonokról leolvasva az αu adhéziós tényezıt kell ezt számítani. További értéke, hogy folytonos, s nem szakaszos függvényként írja le a qs=f(cu) kapcsolatot.

A fúrt, elsısorban CFA-technológiájú cölöpök esetében a (2.2) képlettel és a qs0=140 kPa konstanssal saját tervezési-ellenırzési gyakorlatunkban jó tapasztalatokat szerez-tünk akkor is, ha a cu drénezetlen nyírószilárdságot t a CPT-szondázással megállapított qc csúcsellenállásból határoztuk meg a világszerte használt

k

c

N

qc =u (2.4)

képlettel, kb. a következı Nk-értékeket alkalmazva:

– Nk=16-18 kövér agyag esetén,

– Nk=14-16 közepes agyag esetén,

– Nk=12-14 sovány agyag esetén.

A vert cölöpök esetében kevesebb saját tapasztalattal rendelkezünk, de általában azt érzékeltük, hogy a qs0=180 kPa konstans kissé túlbecsüli a teherbírást, azt célszerő 160-ra csökkenteni. Mint a 2.1. ábrán látható, e módosítással a (2.3) szerinti görbe is jobban illeszkedik a többi ajánláshoz, és a kis cu-értékekhez sem ad 1,0 feletti értéket.

2.1.2 A talpellenállás számítási lehetıségei

A kötött talajok fajlagos talpellenállását qb=2,0 MPa-nál többre ritkán becsülik, s ez az érték a vizsgálatok szerint kb. s=0,1·D süllyedéssel mobilizálódik, miközben a palástel-lenállás már kb. s=0,02·D süllyedést elérve teljes értékével mőködik (DIN 1054:2005). Kötött talajban készülı cölöpök teherbírásának nagyobb részét általában (az üzemi ter-heléskor szinte bizonyosan) a palástellenállás adja, a talpellenállás túlnyomó része egy-fajta teherbírási tartalékként funkcionál.

Talán emiatt a talpellenállással kevesebbet is foglalkozik a szakirodalom, s a legtöbb szabvány, irodalmi ajánlás elfogadja Skempton (1951) elméleti úton levezetett

qb = Nc · cu = 9 · cu (2.5)

képletét. A számításba vehetı cu értékét kb. a talp alatti 1,5·D és a talp feletti 3,0·D tar-tományra kell „óvatos átlagolással” megállapítani.

Gyakran nem tesznek különbséget a cölöpözési technológiát illetıen, jóllehet vannak információk arra vonatkozóan, hogy a fúrt cölöpök esetében kisebb lehet a teherbírás, mert a talp felpuhulhat. A DIN Nc≈7,5-8,0 értékre számít, s tapasztalatom szerint ez „za-gyos” és CFA-cölöp esetén is teljesíthetı. 80 CFA-cölöp próbaterhelését vizsgálva azonban találtam néhány olyan esetet is, ahol gyakorlatilag nem volt talpellenállás. Vert cölöp esetén Nc=9,0 érték esetleges növelésére vonatkozó ajánlás is van, de meggyızı bizonyíték nincs hozzá.

Vannak olyan megfigyelések is, melyek szerint a cölöpátmérı növekedésével a fajlagos talpellenállás csökken. Ezért többen (Smoltczyk ed., 2003; Lancelotta, 1995) ajánlják Meyerhof (1976) következı korrekciós tényezıinek alkalmazását

– talajkiszorításos cölöp esetére

κ = (D + 0,5) / (2 · D) ≤ 1,0 (2.6)

– fúrt cölöp esetére

κ = (D + 1,0) / (2 · D + 1,0) ≤ 1,0 (2.7)


2006. december 9

Nem található ugyanakkor ilyen javaslat egyetlen szabványban és több fontos szak-könyvben sem. Smoltczyk ed. (2003) kísérleti adatokra hivatkozva fejti ki indokoltságát, ám az nem meggyızı. A nagyobb átmérıjő cölöp kisebb és a kisebb átmérıjő nagyobb fajlagos talpellenállását ugyanis azonos nagyságú süllyedésnél észlelték. Ha azonban elfogadjuk a törési állapot azon definícióját, hogy az az átmérı tizedének megfelelı süllyedést jelenti, akkor nyilvánvaló, hogy egy 60 cm átmérıjő cölöp esetében a vizsgált pl. 6 cm süllyedés már törési állapotot, s a „teljes” talpellenállást jelenthette, míg például egy 150 cm átmérıjőnél ez a mozgás még csak a talpellenállás kb. felét mobilizálhatta.

Mindezek alapján a (2.6) és (2.7) képletek szerinti korrekciót talán nem indokolt alkal-mazni, a gyakorlatban elegendı lehet, ha a palástellenállások korlátozására a szakiro-dalomban ajánlott, a késıbbiekben ismertetendı értékeket betartjuk.

2.1.4 Ajánlható szemiempírikus képlet (kötött talajok, teljes feszültségek analízise)

Összegezve az elıbbieket a kötött talajok esetében a teljes feszültségek analízisére épülı cölöpteherbírás-számítás ajánlható képlete

∑∑ ⋅⋅+⋅⋅=⋅+⋅=+=ii

c

cq AcN

1

iu;s0is;

ucbis ;is ;bbsbc AqAqARRR (2.8)

– talajkiszorításos cölöp esetén

∑ ⋅⋅+⋅⋅=⋅+⋅=+=i

cAc

1

iu;is; 10001609

ubssbbsbc AqAqARRR (2.9)

– talajhelyettesítéses (vert) cölöp esetén

∑ ⋅⋅+⋅⋅=⋅+⋅=+=i

c Ac,

1

iu;is; 100014057 ubssbbsbc AqAqARRR

(2.10)

Az 1.2 fejezetben bemutattuk a nemzeti melléklet modelltényezıre vonatkozó javasla-tát, mely laboratóriumi vizsgálattal megállapított nyírószilárdság esetén γRd=1,2 lehet. Mivel a drénezetlen nyírószilárdság relatív szórása nagy (Szepesházi, 2007), s kellı-számú, legalább hozzávetıleges statisztikai értékelést lehetıvé tevı vizsgálatára ritkán van mód, e modelltényezıt indokolt minden esetben alkalmazni.

2.2. Számítás a hatékony feszültségek analízisével szemcsés talaj esetén

2.2.1 Bevezetı

A szemcsés talajokba kerülı cölöpök esetében természetesen a hatékony feszültségek analízisén alapuló számítást javasolja a szakirodalom. Ezt azzal indokolhatjuk, hogy szemcsés talajokban a cölöpökre jutó mégoly gyors terhelés közben is bekövetkezik a konszolidáció. A cölöp körüli talajok nyírószilárdságát a hatékony feszültségekhez tarto-zó ϕ’ belsı súrlódási szöggel lehet jellemezni. Megjegyzendı azonban, hogy e módszer alkalmazható agyagokra is, különösen bizonyos, a következıkben bemutatásra kerülı egyszerősített változata.

2.2.2 A palástellenállás számítása

A palástellenállást e megközelítésben a cölöp és a talaj közötti súrlódási ellenállásként értelmezhetjük, melyet az érintkezési felületen mőködı vízszintes hatékony feszültség és a felületek közötti „falsúrlódási” szög szorzataként számíthatunk:


2006. december 10

qs = σ’h · tgδ (2.11)

ahol

σ’h a vízszintes hatékony feszültség,

tgδ a falsúrlódási szög tangense.

A vízszintes hatékony feszültséget a függıleges hatékony feszültségbıl számítjuk a

σ’h = K · σ’

v (2.12)

képlettel, melyben

K földnyomási tényezı, melyet a talaj elıterheltségét, a cölöpkészítés módját is figyelembe véve kell számítani,

σ’v a függıleges hatékony feszültség, melynek értékét a mélységtıl függı átbolto-

zódást figyelembe véve kell megállapítani.

K alapértékének a nyugalmi nyomás tényezıjét tekinthetjük, mely az Eurocode 7 által is elfogadott módon Jáky közismert képletének és az elıterheltség gyökének a szorzata:

K0 = (1 - sinϕ') · OCR (2.13)

ahol

ϕ' a hatékony feszültségekhez tartozó belsı súrlódási szög,

OCR az elıterheltségi (túlkonszolidáltsági) viszonyszám.

Talajkiszorításos cölöpök esetében K a K0-hoz képest nyilván növekszik, attól függıen, hogy milyen mértékő a készítés közbeni talajkiszorítás, illetve hogy mennyire tömör a cölöpözés elıtt a talaj. Fúrt cölöp esetén K a K0-hoz képest valamelyest csökkenhet, függıen a furatmegtámasztás módjától és a talajállapottól. A szakirodalomban sokféle, próbaterhelések visszaszámításából származó ajánlás (Norlund, 1963, Viggiani, 1993; Broms, 2000; Poulos, 2001 és Lancelotta, 1995) lelhetı fel. Ezekbıl állítottam össze a 2.1 táblázatot. Egyes megfontolások szerint a felszín közelében akár K=Kp érték is ki-alakulhat.

Lancelotta (1995) és Poulos (2001) kiemelten javasolja Stas és Kulhawy a K/K0 vi-szonyszámra vonatkozó ajánlásának használatát, mely szerint

– nagymértékő talajkiszorítás esetén K/K0 = 1,00-2,00

– kismértékő talajkiszorítás esetén K/K0 = 0,75-1,25

– fúrt cölöp esetén K/K0 = 0,67-1,00

– jet-cölöp esetén K/K0 = 0,50-0,67

A K/K0 maximumaként 4,0 fordul elı az irodalomban.

A cölöp körül a σ’v függıleges hatékony feszültség sokak szerint csak az ún. kritikus

mélységig nı lineárisan, onnantól helyesebb konstans értékkel számolni, aminek az átboltozódás az oka. A zkrit kritikus mélységet általában a D cölöpátmérıhöz viszonyítva állapítják meg, és a vizsgálatok szerint elsısorban a talaj belsı súrlódási szögétıl, illet-ve a szemcsés talajok esetében az ezt alapvetıen befolyásoló tömörségi indextıl függ. A 2.2. táblázatban Meyerhof nyomán Lancelotta (1995) által javasolt értékek láthatók, de meg kell jegyezni, hogy számosan, pl. Fellenius (2006) vitatják az indokoltságát. Ha nem számolunk vele, akkor feltétlenül nagyobb figyelmet kell fordítani arra, hogy a számítás eredményeként kiadódó fajlagos palástellenállást összevessük a késıbbiek-ben megnevezésre kerülı felsı korlátokkal.


2006. december 11

2.1. táblázat. A K földnyomási tényezı a palástellenállás számításához

2.2. táblázat. A kritikus mélység a palástellenállás számításához

A fajlagos palástellenállást meghatározó tényezıket illetıen ejtsünk most szót a cölöp és a talaj közötti falsúrlódás δ� szögérıl. Ez más geotechnikai feladatok esetében is elı-fordul, számos ajánlást lehet találni rá a hazai szakirodalomban is. Az általában a belsı súrlódási szög viszonylatában megadott javaslatok közül Stas és Kulhawy (Lancelotta, 1995) más vonatkozásokban is idézett cikkét emeljük ki:

− helyben betonozott cölöp δ/ϕ = 1,0

− elıregyártott betoncölöp δ/ϕ = 0,8

− acélcsı δ/ϕ = 0,7

A palástellenállás számítására szolgáló eljárást a következı képlet foglalja össze

( ) ( )

ϕ′⋅

ϕ⋅σ′⋅⋅ϕ′−⋅=δ⋅σ′⋅⋅=δ⋅σ′⋅=δ⋅σ=

δt gs i nt gt gt g k rvvhsz;zOCR

K

KK

K

KKq v 1

00

0 (2.15)

E képletet Burland (1973) nyomán gyakran a vs σβ ′⋅=q (2.16)

alakra egyszerősítik, a β súrlódási tényezıben foglalják össze a technológia és a talaj-jellemzık hatásait. Emiatt hívják a hatékony feszültségek analízisén alapuló módszert β-módszernek (szemben a teljes feszültségekre alapozott α-módszerrel).

K földnyomási tényezı a palástellenállás számításához

talajállapot

laza tömör cölöptípus

ID = 0 ID = 1,0

hengeres vagy négyszög alakú elıregyártott vasbeton

1,0 2,0

kúpos elıregyártott vasbeton 1,0 4,0

acélcsı lezárt véggel 0,9 1,8

talaj-kiszorítá-sos

levert és visszahúzott acélcsı helye kibetonozva 1,0 3,0

fúrt 0,5 1,0

CFA cölöp 0,7 0,9

ID=(emax-e)/(emax-emin) tömörségi index

tömörségi index

kritikus relatív mélység tömörség

minısítése ID zkr/D

nagyon laza – 0,15 5

laza 0,15 – 0,35 10

közepesen tömör 0,35 – 0,65 14

tömör 0,65 – 0,85 17

nagyon tömör 0,85 – 20


2006. december 12

Normálisan konszolidált, tömör talajban fúrt és helyben betonozott, a kritikusnál rövi-debb cölöp esetében

( ) ϕϕβ ′⋅′−≈t gs i n

1 (2.17)

s belátható, hogy ekkor β valójában alig függ ϕ'-tıl, mert a reális 25<ϕ'�<40° tartomány-ban 0,27<β �<0,30. Az alsó érték a körülírt esetben elsı közelítésként használható is.

Saját próbaterhelési tapasztalataink azonban azt mutatták, hogy a módszer a (2.17) formulával többnyire alulbecsüli a teherbírást, s nem igazolható vele például a durva kavicsok és a finom homokok teherbírásának lényeges különbsége. Valószínősíthetı, hogy az elıterheltség elhanyagolása komoly hibát jelent, s nem számol az eljárás olyan hatásokkal, mint a durvább szemcséjő talajban szétfolyó cementlé, mely kvázi megnö-veli a cölöpátmérıt, illetve cementálja a névleges palástfelületen és körötte a szemcsés talajt.

Példaként említjük az 1992-ben az M1 autópálya Holt-Marcal-hídjánál kavicsban fúró-iszappal készült D=83 cm átmérıjő cölöp VUIS-próbaterhelésének eredményeit. A felsı tag kihúzódásából visszaszámított fajlagos palástellenállás a valós hatékony függıleges feszültségbıl csak úgy jöhetett ki, hogy a névleges palástfelületen a (2.16) képlet sze-rint β≈0,8 tényezı „csinált” palástellenállást, vagy a névleges palástfelületen a β≈0,3 alapértékbıl számított súrlódási ellenállás mellett még ca=33 kPa adhézió mőködött, vagy a β≈0,3 súrlódási tényezı kb. 2,5·D≈2,0 m átmérıjő cölöppaláston „produkálta” a visszaszámított palástellenállást (Szepesházi, 1993).

Ezen ellentmondások ellenére a (2.16) képlet a tervezési gyakorlat része lett, mert lé-nyegében önálló életre kelt, úgy is tekinthetı ugyanis, hogy a β súrlódási tényezı egy, a talajtípustól és a cölöpözési technológiától függı önálló paraméter. Ezzel a próbaterhe-lések eredményei könnyen interpretálhatók, illetve próbaterhelésekbıl visszaszámolva megadható voltak β egy-egy cölöp- és talajtípusra jellemzı értékei. Ilyeneket győjtöt-tünk össze a szakirodalom (Smoltczyk ed., 2003; Lancelotta, 1995; CFEM, 1992 és Fellenius, 2006) alapján 2.3. táblázatban, s amint látható, abban már kiterjesztettük az alkalmazást kötött talajokra is.

Hasonlóan önálló paraméternek tekintve a β tényezıt Reese és O’Neill (Lancelotta, 1995) egészen más megközelítésbıl, a friss beton nyomásából számolva, az egyszerő

z,, ⋅−= 245051β (2.18)

képletet adta, melyet több próbaterhelés értékelésekor 20-25 m mélységig magam is reálisnak találtam.

2.3. táblázat. A β súrlódási tényezı

β súrlódási tényezı értékei

talajtípus fúrt cölöp talajkiszorításos cölöp

NC-agyag Ic <0,75 0,20 – 0,25 0,25 – 0,35

OC-agyag Ic <0,75 0,40 – 1,00 0,50 – 1,30

OC-agyag Ic ≈1,00 0,70 – 1,20 0,90 – 1,60

iszap 0,20 – 0,30 0,30 – 0,50

laza homok 0,20 – 0,40 0,30 – 0,80

tömör homok 0,40 – 0,60 0,80 – 1,20

kavics 0,50 – 0,70 0,80 – 1,50


2006. december 13

2.2.3 A talpellenállás számítási lehetıségei

A szemcsés talajok esetében a talpellenállás általában sokkal nagyobb, mint a kötöt-tekben, 5-10 MPa is lehetséges. Ezért számítása is sokkal fontosabb, ugyanakkor iga-zolható, hogy ez a legbizonytalanabb eleme a teherbírás-számításnak. A hatékony fe-szültségek analízisére épülı számítás kiindulási képlete (Kézdi, 1975)

qb = Nq · σ’v (2.19)

ahol az eddigieken túl

Nq a teherbírási tényezı, melyet általában a cölöptalp alatti 4·D és a talp feletti 8·D talajzóna átlagos ϕ' belsı súrlódási szögébıl kell megállapítani.

A képletben σ’v eredendıen a cölöptalp síkjában lineáris növekedés feltételezésével

számított hatékony függıleges feszültséget jelentette. A vizsgálatok azonban rámutat-tak arra, hogy miként a palástellenállás esetében volt, a talpellenállás számításakor is csak a kritikus mélységig helyes σ’

v lineáris növekedését feltételezni, attól kezdve kö-zelıleg konstans σ’

v vehetı csak számításba (Smoltczyk ed., 2003). A kritikus mélysé-get ehhez is a 2.2 táblázat szerint szabad megállapítani.

Az Nq tényezıt elméleti megoldásokból kiindulva veszik fel, melyek közül a legismer-tebbek Kézdi (1975) nyomán a 2.2. ábrán láthatók. Érzékelhetı, hogy milyen óriási elté-rések vannak az egyes elméletek (görbék) között. Közülük ma a mértékadó szakértık (Poulos, Lancelotta, Fellenius, Tomlinson, stb.) Berezancev tényezıjének használatát ajánlják. Az ábrán látható, hogy Berezancev-görbéje a többihez viszonyítva óvatos, s az ajánlók szerint ez közelíti a legjobban a próbaterhelésbıl visszaszámított adatokat. Megemlítjük, hogy amikor 1979-ben a hazai próbaterhelési adattár vert cölöpökre vo-natkozó adatait értékeltük, magunk is arra jutottunk, hogy a teherbírást kb. kétszeresen túlbecsülı Caquot-Kerisel képlet helyett Berezancevét kellene használni.

Berezancev Nq-értékei csak grafikus formában ismertek. A használhatóságot segítendı állítottuk elı a következı képletet, melybe ϕ’ radiánban helyettesítendı.

2460140952704017595N 23 −′⋅+′⋅−′⋅= ϕϕϕϕ (2.20)

Berezancev eljárásának az elıbbieken túl van még egy elınye. A 2.2. ábrán látható Nq-értékek mellett Berezancev megadott még egy mélységi redukciós tényezıt, mellyel a cölöptalp szintjére lineáris növekedéssel számított σ’

v függıleges hatékony feszültség és a 2.20 képlettel számítható Nq-értékek szorzatát kell redukálni. A (Kézdi nyomán) a 2.4. táblázatban megadott értékekre is szerkesztettünk egy függvényt, hogy vele szá-molást megkönnyítsük:

( ) ( ) 90091010560611018 22

4 ,D

z,,

D

z,, +⋅′−⋅⋅−

⋅′−⋅⋅= −− ϕϕαϕ (2.21)

E redukció lényegileg ugyanazt eredményezi, amit a kritikus mélység bevezetése. Berezancev elméletének „szépségét” az adja, hogy az αϕ tényezı része az elméletnek, s a talpellenállás redukálását nem külön, mintegy az elmélet korrekciójaként kell a kriti-kus mélységgel bevezetni.

A fajlagos talpellenállást tehát ajánlatos Berezancev szerint számítani

– az αϕ mélységi redukciós tényezıt alkalmazva (elméletét konzekvensen követve) a

qb = Nq(ϕ’) · αϕ(ϕ’;z/D) · σ’v (2.22)

képlettel, vagy


2006. december 14

– a függıleges hatékony feszültséget a 2.2 táblázat kritikus mélységeivel redukálva, a

qb = Nq(ϕ’) · σ’v(z;zkrit) (2.23)

képletet alkalmazva.

2.2. ábra. A talpellenállás teherbírási tényezıje (Kézdi nyomán)

2.4. táblázat. Berezancev redukciós szorzója a talpellenállás számításához (Kézdi nyomán)

Berezancev αϕ redukciós szorzója a talpellenállás számításához

relatív mélység belsı súrlódási szög ϕ ° z/D 26 30 34 37 40

5 0,75 0,77 0,81 0,83 0,85

10 0,62 0,67 0,73 0,76 0,79

15 0,55 0,61 0,68 0,73 0,77

20 0,49 0,57 0,65 0,71 0,75

25 0,44 0,53 0,63 0,7 0,74


2006. december 15

Berezancev képletét elsısorban vert cölöpök esetében találták jónak. Fúrt cölöp eseté-ben egy további redukció lehet indokolt, mert a készítéskor a talp alatti talaj fellazulhat. Az ellenállás csökkentésének mértékére különbözı ajánlások vannak, pl. Poulos µ=0,5, Lancelotta µ=0,3-0,5 tényezıt javasol, s közvetve a DIN 1054-ben is ilyen tetemes csökkentés van. Ennél kedvezıbben ítéli meg a fúrt cölöpök talpát az Eurocode 7-2, a CPT alapján való méretezésben a talajkiszorításos cölöpök µ=1,0 tényezıje mellett a CFA-cölöpök µ=0,8-at, a többi fúrt cölöp pedig µ=0,6-ot kap, s ezek helyességét saját próbaterhelési eredményeink is bizonyították. Hasonló, sıt valamelyest még kedvezıbb ajánlás van a lengyel szabványban (Gwiezdała, 1997). E csökkentı szorzók az s=0,1·D süllyedést már törési állapotnak tekintı megközelítésmódra vonatkoznak. Köztudott azonban, hogy a talpellenállás ezt követıen még növekedhet, s a folytatódó behatolás során a fúrt cölöp talpellenállása közelít a talajkiszorításoséhoz, mert a készítés hatásai a nagy elmozdulások folyamán elenyésznek (lásd pl. Smoltczyk ed., 2003 és Lancelotta, 1995). Mindezek alapján talán az ajánlható, hogy a (2.22) vagy (2.23) kép-letbe vezessünk még be a µ technológiai tényezıt a következık szerint:

– talajkiszorításos cölöp esetén µ = 1,00,

– CFA-cölöp esetén µ = 0,75,

– zagy vagy béléscsı védelmében fúrt cölöp esetén µ = 0,50.

Hozzátesszük, adott esetben egy-egy kivitelezı vállalhatja, hogy olyan jó talpat készít, mely az elıbbieknél nagyobb µ technológiai tényezıt enged meg. Az elıbbiek úgy te-kinthetık, hogy a mai technológiai lehetıségek és követelmények mellett átlagosan a megadott µ értékekbıl kiadódó talpellenállás várható el.

Egyesek (Smoltczyk ed., 2003) szerint az elıbbi módon számított talpellenállást is indo-kolt a nagyobb átmérıjő cölöpök esetében csökkenteni. Mint azonban a (2.6) és (2.7) képletek kapcsán rámutattunk, ez erısen vitatható, ezért megelégedhetünk qb követke-zıkben bemutatásra kerülı korlátozásával.

2.2.4 Ajánlható szemiempírikus képlet a hatékony feszültségek analízisére

A hatékony feszültségek analízisén alapuló teherbírás-számításról vázoltakat a számí-tásra ajánlott képlettel zárjuk:

( ) ( ) ( )

ϕ′⋅

ϕ⋅σ′⋅⋅ϕ′−⋅⋅+σ⋅ϕα⋅ϕ′µ=

=∑ ⋅+⋅=+=

∑ϕik rviiis ;

bbsbc

t gs i n δ

qARRR

)z;z(OCR1K

KAz/D;N · · A

i

0iqb

is;is; qA

(2.24)

Emeljük még ki, hogy a képlet a talaj belsı súrlódási szögének ismeretét kívánja meg. Ezt leginkább triaxiális, esetleg nyíródobozos vizsgálattal kellene meghatározni, de erre sokszor nincs lehetıség, illetve nehéz a szemcsés talajok in situ állapotának rekonst-rukciója. A szemcsés talajok belsı súrlódási szöge ugyanakkor egyéb (szemeloszlási, tömörségi, szemalaki) jellemzıkbıl viszonylag jól becsülhetı, illetve még jobb közelítést tesz lehetıvé a CPT-szondázás eredménye. Az EC 7 és például Smoltczyk ed. (2003) is ajánlják Cu<6 egyenlıtlenségi együtthatójú (kavicsos) homokokra a következı képle-tet, melybe a CPT-vel mért qc csúcsellenállás MPa-ban helyettesítendı:

0154826 ,q,, ±⋅+=′ cl nϕ (2.25)

A képlet utolsó tagját (az 1,0°-ot) finom homok esetében inkább kivonni, kavics és/vagy nagyobb U esetén inkább hozzáadni kell.


2006. december 16

Hozzátehetjük azonban az elıbbiekhez, hogy ha a belsı súrlódási szöget CPT alapján vesszük fel, akkor már célszerőbb lehet a cölöpellenállásokat közvetlenül számítani a qc értékekbıl, azaz a 3. fejezetben bemutatandó empirikus eljárást választani.

Ajánlható még mind szemcsés, mind kötött talajba tervezett cölöpök palástellenállásá-nak számításához a (2.16) képlet a 2.3 táblázatbeli β-tényezıkkel. (A talpellenállást ek-kor is Berezancev szerint lehet meghatrozni.)

Az 1.2 fejezetben jeleztük, hogy a nemzeti melléklet még egy modelltényezı bevezeté-sét is lehetıvé teszi, mely vizsgálattal megállapított nyírószilárdság esetén γRd=1,2 le-het. Mint láttuk, a hatékony feszültségek analízisén alapuló szemiempírikus képleteket sok bizonytalanság terheli, s a számításba vehetı belsı súrlódási szög meghatározása is bizonytalan, ezért a γRd=1,2 modelltényezıt célszerő mindig alkalmazni.

Itt érdemes kitérni még a Caquot-Kerisel-képletre, mely a lényeget illetıen a (2.15) for-mulához hasonló szemiempírikus eljárásnak tekinthetı. Ezt idehaza korábban szinte kizárólagossággal alkalmazták, pl. a próbaterhelési adattár lapjain külön rovat volt az e képlettel megállapított határerı beírására. A ma készülı geotechnikai szakvélemények-ben vagy tervekben is gyakran olvasható, hogy a cölöpöket e képlettel méretezték. Ma-gunk ugyanakkor még nem láttuk, hogy e munkákban részletesen bemutatták volna az ilyen számítást, vagy hogy egyáltalán mit is értenek a Caquot-Kerisel-képleten. Sejthe-tı, hogy a két francia szerzı elméleti képletének Hámory által módosított és a technoló-giát is figyelembe vevı alakjáról lehet általában szó, melyet egyes felsıoktatási intéz-mények sokáig tanítottak. Utolsó hivatalos megjelenése talán Rózsa (1977) mővében volt, de például az ME 1500/2:1990 elıírásba már nem került be. Mindezek alapján kijelenthetı, hogy a mai, viszonylag még mindig széleskörő használata ellenére sem állítható, hogy a Caquot-Kerisel-képlettel a hazai gyakorlat egy egyezményesen elfoga-dott, próbaterhelésekkel a ma használatos cölöpökre vonatkozóan is igazolt eljárást használna, amint azt az EC 7 megköveteli.

Ellenkezıleg: a gyıri egyetem elıdjén 1979-ben végzett kutatás (Varga, 1981) egyik eredményeként a képlet megbízhatóságát elfogadhatatlannak ítéltük. 229 kavicsba vert elıregyártott vasbeton cölöp próbaterhelési adatát értékelve például az derült ki, hogy az e képlettel számított, illetve a próbaterheléssel kimutatott törıerı (nyomási ellenál-lás) hányadosa átlagosan 2,02 (vagy 1,64) volt, ráadásul e hányados szórása 1,24 (vagy 1,12) értékőre adódott. A kétféle érték onnan van, hogy az adattár csak a számí-tott határerıt közölte, s így a törıerıt az alkalmazott csökkentı tényezıkre tett kétféle feltevéssel lehetett/kellett visszaszámítani. Ám ha a kedvezıbb zárójeles értékeket fo-gadjuk is el, akkor is azt kell megállapítani, hogy – bár az idı tájt a mainál alighanem egységeseben alkalmazták – a Caquot-Kerisel képlettel átlagosan is elfogadhatatlan mértékben (64 %-kal) túlbecsülték a teherbírást, és valamivel 5 % felett volt annak a valószínősége, hogy a túlbecslés háromszoros volt!

Megjegyezzük még, hogy a cölöpözéssel foglalkozó modern szakirodalomban sehol sem szerepel a Caquot-Kerisel-képlet, még francia mővekben, tiszteletbıl sem. Adódik a következtetés, a hazai gyakorlatban is indokolt elfelejteni.


2006. december 17

3. CPT-n (statikus szondázáson) alapuló empirikus méretezési módszerek

3.1 Áttekintés

Kimondható, mára ez lett a legáltalánosabban alkalmazott cölöpméretezési eljárás, amit a bıséges szakirodalmi reprezentáción túl az is bizonyít, hogy az Eurocode 7-2 most megjelenı végleges változatában (EN 1997-2:2007) a CPT-szondázáshoz kapcsolódó mellékletben is megjelent, azaz az egyébként óvatos szabványkészítık ezt már meg-engedhetınek találták. Emellett számos összehasonlító elemzés mutatta ki, hogy ez a módszer általában hatékonyabb, mint a szemiempírikus módszerek (Pando, 2006; Titi-Abu Farsakh, 1999).

Az Eurocode 7-2-ben megjelent eljárás lényegében a holland módszer (Van Tol, 1993), melyet a „Dutch cone-nal” mért qc csúcsellenállást felhasználva az ötvenes években fejlesztettek ki párhuzamosan végzett szondázások és próbaterhelések összevetésével. Hozzá kell azonban tenni, hogy a módszert a hollandiai talajadottságok miatt csak a szemcsés talajokra dolgoz(hat)ták ki, a kötött talajokra való kiterjesztése kezdetleges.

Magunk egy 1996 évi hollandiai tanulmányút nyomán kezdtünk el e módszerrel foglal-kozni, elsısorban a Bohn Kft. számára végzett próbaterhelések feldolgozása során. E közös munka elsı eredményeirıl egy cikkben számoltunk be (Szepesházi, 2001), s ta-pasztalható, hogy e cikkre cölöpméretezési gyakorlatukban sokan támaszkodnak, s a kérdéssel azóta többen is foglalkoznak (Imre és tsai, 2006; Mahler, 2007). A módszer megítélését illetıen – ha tudományosan nem is értékelhetı – talán hasznos lehet két érdekes vonatkozás említése. (A cölöpméretezésben – ez e jelentésbıl is kitőnhet – sok az intuitív elem, a tapasztalaton alapuló „érzék”, az egzakt formulákkal sokszor megfogalmazhatatlan összefüggések „beszámítása”, ezért a módszer alkalmasságát bizonyító „visszaigazolások” fontosak.)

Egyrészrıl említést érdemel, hogy a Bohn Kft. az eddigi tapasztalatokra támaszkodva ma rutinszerően készíttet saját költségén CPT-szondázást már a cölöpözésekre kidol-gozandó ajánlatokhoz is, s a magánpiaci munkáihoz, ahol nem kötelezik rá, alig-alig végeztet cölöp-próbaterhelést, megbízván a CPT-n alapuló saját méretezésben (Radványi, 2006). A másik igazolás a 2006-ban, Párizsban, a presszióméter ötven éves jubileuma alkalmából rendezett konferenciához kapcsolódóan kiírt cölöpméretezési „versenyhez” kötıdik. Prof. Mecsi J. kérésére, aki presszióméteres méretezési módsze-rét mutatta be a konferencián, kiszámítottuk a CFA-technológiájú „versenycölöp” teher-bírását a megadott CPT-diagram alapján. Ezt (természetesen) próbaterheléssel is meghatározták, s eredményét a konferencián tették közzé. Nos, kb. 3 %-os eltéréssel „találtuk” el az eredményt, de persze e pontosságot minden bizonnyal a véletlennek (a szerencsének) is köszönhettük. E sikerek túlértékelésétıl természetesen óvakodnunk kell, de arra bátoríthatnak, hogy jó esélyt lássunk a CPT-n alapuló holland módszerben, hogy azt saját tapasztalatok alapján érdemes fejleszteni.

A nemzetközi szakirodalomban azonban nem csupán a holland módszer jelenik meg. Még ha ez utóbbi az Eurocode 7-2-be való bekerüléssel fel is értékelıdött, fıleg a kötött talajokra való alkalmazhatóságának bizonytalansága miatt, illetve hogy hátterét megért-sük, mindenképpen érdemes további CPT-n alapuló módszereket is áttekintenünk. Dol-gozatunkban a következıkkel foglalkozunk:

− Schmertmann módszere,

− De Ruiter és Beringen módszere,

− francia módszer (LCPC, Bustamante és Gianeselli, CFEM),

− belga módszer (De Beer, van Impe),


2006. december 18

− a DIN 1054-2005 táblázatai,

− Eslami és Fellenius módszere,

− Eurocode 7-2 ajánlása (holland módszer),

Néhány, további eljárást azért nem tárgyalunk, mert azokat az említett összehasonlító elemzések az elıbbieknél gyengébbnek találták. A következı ismertetıkben eltérünk az eredeti jelölésektıl, inkább az Eurocode 7 szerintieket követjük, illetve annak jelölés-rendszerét bıvítjük, hogy a módszerek jobban összehasonlíthatók legyenek.

A CPT-n alapuló módszereket két csoportba lehet osztani:

− közvetlen módszerek: a cölöpök qb talpellenállását a CPT-vel mért qc csúcsellenál-lásból, a cölöp qs palástellenállást ugyanebbıl vagy a szondával mért fs köpenysúr-lódásból közvetlenül, valamilyen empirikus szorzót alkalmazva állapítják meg,

− közvetett módszerek: a CPT-szonda qc csúcsellenállásából elıbb valamilyen össze-függést alkalmazva a talaj nyírószilárdságát (ϕ' vagy cu) határozzuk meg, s aztán abból valamilyen szemiempírikus módszerrel számítjuk a cölöpellenállásokat.

3.2 CPT-n alapuló cölöpméretezési eljárások ismertetése

3.2.1 Schmertmann módszere talajkiszorításos cölöpökre

Schmertmann 1978-ban részben Nottingham munkáira támaszkodva közölte a talajkiszorításos cölöpökre ajánlott módszerét (Fellenius, 2006). Az USA-ban ezt ma is elterjedten használják, de az európai méretezési módszereket illetıen inkább abban van a jelentısége, hogy különösen a talpellenállás meghatározására bevezetett eljárá-sának alapjait a legtöbb CPT-n alapuló módszer átvette.

Eszerint a fajlagos talpellenállást a

2b

c 2c 1qq

q+

= ≤ 15 MPa (3.1)

képlettel kell számítani (és 15 MPa-ban korlátozni), ahol

qc1 a cölöptalp alatti 0,7⋅D<t<4,0⋅ D zónára a CPT-vel mért qc értékekbıl a 3.1 ábra szerint számított jellemzı (átlagos) qc értékek minimuma,

qc2 a cölöptalp feletti 8,0⋅ D zónára a CPT-vel mért qc értékekbıl szintén a 3.1 ábra szerint számított jellemzı qc érték,

A qc1 érték számítása mögött a következı megfontolások vannak:

− a cölöp körüli „hagymaszerő” csúszólap elméletileg a talp alatt 0,7⋅D és 4,0⋅D mély-ségig hatolhat le, s ezen belül „keresi meg” a leggyengébb szilárdságú felületet,

− a hagymaszerő csúszólap elméletileg a talp feletti 8,0⋅D magasságig hatolhat fel,

− a talp alatti talajzóna átlagos és minimális CPT-csúcsellenállása azonos súllyal befo-lyásolják a cölöp talpellenállást, míg a talp felett inkább a gyenge ellenállások hatása a meghatározó.

Megemlítjük, hogy hasonló módszert kínál Tumay-Fakhroo (Fellenius, 2006), de ık a qc1 értéket csak a t=4⋅D=const. mélységre állapítják meg. Titi és Abu-Farsakh (1999) viszont azt mutatta ki, hogy ezzel túlbecsülik a talpellenállást, s ez is igazolja, hogy a t<4⋅D lehatolású csúszólappal is számolni kell, ha úgy adódik kisebb talpellenállás.


2006. december 19

A fajlagos palástellenállást Schmertmann agyagtalaj esetén a

qs = αsfa⋅ fs (3.2)

képlettel (120 kPa-ban korlátozva) számítja, ahol

αsfa a palástellenállás redukciós szorzója agyag esetén a 3.2. ábra szerint

fs a CPT-vel mért köpenysúrlódás.

A 3.3 ábráról érzékelhetı, hogy az αsfc kb. úgy csökken a fs értékének növekedésével, ahogy αu csökkent a cu növekedésével a 2.1 ábrán.

Schmertmann a palástellenállást homoktalaj esetében a

s

8

8sssfh Aff

D8

zR

D

z

H

D

⋅

+⋅

⋅⋅α= ∑ ∑

⋅

= ⋅0

s (3.3)

képlettel (szintén 120 kPa-ban korlátozva) számítja, ahol

αsfh a relatív mélységtıl függı szorzó a 3.3 ábra szerint.

2

qqq c2c1c

+=

qc1

A talp alatti a-b-c pálya qc értékeinek átlaga arra a 0,7⋅D<t< 4,0⋅D mélységre számítva, mely a legkisebb értéket adja. (Összegzeni kell a pl. 2 cm-enként mért qc-értékeket a talptól (a) indulva és lefelé haladva a választott t mélységig (b), majd onnan a minimumok vonalán felfelé haladva a talpig (c), s az összeget osztani kell a 2⋅t hosszal. A minimumok vonalát úgy kell megállapítani, hogy alulról b-tıl elindulva mindig csak az addiginál kisebb értéket szabad számításba venni, azaz csak a csökkenı qc-értéket, a növekvıket nem.) qc2

A talp feletti c-e pálya qc értékeinek átlaga a 8,0⋅D magasságra számítva. (Összegzeni kell a pl. 2 cm-enként mért qc-értékeket a talptól (c) indulva a minimumok vonalán felfelé felfelé haladva a 8,0⋅D magasságig (e), s az összeget osztani kell a 8,0⋅D hosszal. A minimumok vonalát úgy kell megállapítani, hogy alulról c-tıl elindulva mindig csak az addiginál kisebb értéket szabad számításba venni, azaz csak a csökkenı qc-értéket, a növekvıket nem. Az extrém kicsi, egyedi qc-értéket (’X’) figyelmen kívül kell hagyni, ha homokról van szó, de ezek is számításba veendık agyag esetében.

qc

t

z mélység

3.1. ábra. Schmertmann módszere a talpellenállás jellemzı qc-értékek meghatározására


2006. december 20

0,0

0,5

1,0

1,5

0 50 100 150 200

CPT köpenysúrlódás f s kPa

palást-ellen-állási

szorzó

αααα sfabeton és fa cölöp

acél cölöp

vert cölöpök agyagtalajban

3.2. ábra. Schmertmann αsfa palástellenállási szorzója

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

0 10 20 30 40

relatív mélység z/D

palást-ellen-állási

szorzóααααsfh

négyzetalaprajzú vert betoncölöp homoktalajban

3.3. ábra. Schmertmann αsfs palástellenállási szorzója homoktalajra

A (3.3) képlet értelmezéseként annyit érdemes említeni, hogy a relatív mélységgel kap-csolatos módosítások jelennek meg benne, így a zárójeles összeg elsı tagja 8⋅D mély-ségig lineáris csökkentést jelent, míg az αsfs szorzó a teljes ellenállások olyanféle csök-kentését eredményezi, amilyenrıl a 2.2 táblázat kapcsán volt szó.

A fajlagos palástellenállás számítására Schmertmann homok esetében a

qs = αshc · qc (3.4)

képletet is ajánlja, melyben

αshc palástellenállási szorzó: betoncölöp esetében 0,012, acélcsı esetén 0,018.


2006. december 21

3.1.2 De Ruiter és Beringen módszere talajkiszorításos cölöpökre

A szerzık kötött talajokra elsısorban a közvetett módszert ajánlják, azaz a CPT qc csúcsellenállásából elıbb cu drénezetlen nyírószilárdságot számítanak, majd abból a cölöpellenállásokat (Fellenius, 2006).

A 2. fejezetben már megismert

k

c

N

qc =u (3.5)

qs = αu · cu (3.6)

qb = Nc · cu (3.7)

képleteket ajánlották a következı konstansokkal:

− Nk 15 és 20 között veendı fel a helyi tapasztalatok alapján a cölöptípustól függetlenül,

− αu 1,0 normálisan konszolidált agyagok esetében és 0,5 túlkonszolidáltakra

− Nc 9 az elmélet szerint függetlenül a cölöptípustól.

A szemcsés talajokhoz viszont a palástellenállás számítására azt ajánlották, hogy azt a

qs = αs · qc = 0,0033 · qc = qc / 300 (3.8)

qs = αsf · fs = 1,0 · fs = fs (3.9)

képletekkel számítható értékek közül a kisebbre kell felvenni, de ezt is (ık is) korlátoz-ták 120 kPa-ban. (Megjegyezzük, hogy az αs és αsf jelöléseket a szerzık nem alkalmaz-ták, csak a képletek utolsónak írt, egyszerő formuláját adták meg. Mi csak az összeha-sonlíthatóság céljából vezettük be a többi módszernél alkalmazott jelöléseket.)

A szemcsés talajok talpellenállásának számítására Schmertmann módszerét vették át. Azt javasolták azonban az Északi-tenger környezetében elıforduló homokokba vert cö-löpök próbaterhelései alapján, hogy talpellenállást egyrészt abszolút értékben 15 MPa-lal, másrészt a szemeloszlástól és a túlkonszolidáltságtól függıen a 3.4 ábra szerint korlátozni kell.

0

5

10

15

20

0 5 10 15 20 25 30 35 40

CPT csúcsellenállásból számított 0,5·(q c1+q c2) MPa

cölö

p talp

elle

nállá

s

qb

MP

a

finom és durva NC-homok (OCR=1)

kavicsos homok és OC-homok (OCR=2-4)

aprókavics és OC-homok (OCR=6-10)

3.4 ábra. A talpellenállás redukciója de Ruiter és Beringen módszerében


2006. december 22

Tudvalevı azonban, hogy a homokok elıterheltségének megállapítása nem egyszerő feladat, ami nehezíti e redukció végrehajtását. A hazai földtani adottságok mellett a ne-gyedkori homokok a talajvíz ingadozása miatt mérsékelten elıterheltek, a tömör pannon homokok viszont a lepusztulások okán nagyon elıterheltek lehetnek, s a meszes kötést, a kezdıdı kövesedést is lehet/szokás kvázi-elıterheltségként értelmezni. Ez utóbbi okot gyanítottuk néhány esetben az M5 autópályán, Szeged közelében, meszes ho-mokban készített CFA-cölöpökön végzett próbaterhelések értékelésekor, ahol a CPT alapján vártnál kisebb lett a talpellenállás. Feltételezhetı, hogy ilyen talajokban a CFA cölöpök talpán a fúrás hatása – a verés utáni visszarugózáshoz hasonlóan, vagy annál még erıteljesebben – csökkenti a teherbírást a „szőz” talajba hatoló CPT-szonda csú-csán mérthez képest.

A 3.2 ábra szerinti redukciót sok irodalmi hivatkozás nem említi, s az irodalomban talál-ható számpéldákban soha nem alkalmazzák. A szabványok közül egyedül a hollandban jelenik meg, de az azt átvevı Eurocode 7-2-ben már nem (lásd 3.1.7). Ugyanakkor megjelenik olyan mértékadó szakkönyvekben, mint Lunne és tsai (1997), Tomlinson (2001), Fellenius (2006). İk is jelzik azonban, hogy nehéz a 3.4 ábra közvetlen alkal-mazása, s inkább akként idézik, hogy elıterhelt, különösen nagy qc-értékeket mutató szemcsés talajok esetében a Schmertmann-módszer vagy a késıbbiekben tárgyalandó holland módszerbıl adódó nagy teherbírásokat óvatosan kell kezelni. Indokolt próbater-heléssel helyi tapasztalatokat győjteni, s a 15 MPa korlátozást feltétlenül be kell tartani.

3.1.3 Francia módszer

Bustamante és Gianeselli 1981-ben 197 próbaterhelés eredményét analizálva közölték méretezési javaslatukat, melyet gyakran LCPC-módszerként idéznek. Ebben mind a talp-, mind a palástellenállást a CPT qc-értékébıl számítják, s figyelembe veszik a cö-löp- és a talajtípust is. A módszert számos fontos irodalom (Lunne és tsai, 1997; Fellenius, 2006) alapeljárásnak tekint.

Az eljárásról többféle publikációt lehet találni, melyek a lényegüket tekintve azonosak, de az ajánlott számértékekben esetenként némileg különböznek. Bustamante és Frank (1997) tájékoztat a francia szabványban szereplı változatról, elvileg ezt kellene a legin-kább autentikusnak tekinteni, ám a CPT-re vonatkozó táblázatok hiányosnak és (talán szerkesztési okok miatt) zavarosnak, hibásnak látszanak. Ezért inkább a CFEM (1992), Lunne és tsai (1997), Fellenius (2006) és Pando és tsai (2006) által közölt számértéke-ket fogadtuk el.

A fajlagos talpellenállást a

qb = αb · qc,eq (3.10)

képlettel számítják, melyben

qc,eq a talp alatti és feletti 1,5·D közötti talajzóna CPT-vel mért qc értékeibıl a 3.5. ábra szerint számított equivalens qc,e-érték

αb a talajtól és a cölöptípustól függı talpellenállási szorzó a 3.1 táblázat szerint.

A 3.5 ábra szerinti eljárás a kiugró értékek kiszőrését eredményezi, s nem tulajdonít akkora súlyt a kisebb ellenállásoknak, mint más hasonló módszerek. Ezt a módszer azzal ellensúlyozza, hogy a αb szorzók kisebbek, mint máshol. Sajátos az is, hogy a többi módszerben ajánlottnál kisebb talajzóna teherbírását tartja meghatározónak.


2006. december 23

qc,eq

z mélység

cölöp

1. a talp feletti és alatti 1,5·D zóna átlagos qca értékének számítása

2. az 1,3·qca értéknél nagyobb, illetve a 0,7·qca értéknél kisebb qc-értékek kiszőrése az ábra szerint

3. a qc,eq equivalens érték számítása a megmaradó qc-értékek átlagaként a kihagyottak helyett 1,3·qca vagy 0,7·qca értékkel számolva

a = 1,5 · D

3.5. ábra Az LCPC módszer a talpellenállás számításához

3.1. táblázat. A talajtípusok és az αb talpellenállási szorzó javasolt értékei

talpellenállási szorzó αb CPT csúcs-

ellenállás talajhelyettesítéses cölöp talajkiszorításos cölöp talajtípus

qc MPa

markolt, szárazon fúrt, CFA béléscsıvel, fúróiszappal fúrt, kis nyomással injektált, jet

csavart, sajtolt, vert, acélcsı, helyben betonozott,

elıregyártott vasbeton

puha < 1 0,40 0,50

merev 1 – 5 0,35 0,45 agyag és

iszap kemény > 5 0,45 0,55

laza < 5 0,40 0,50

közepesen tömör 5 – 12 0,40 0,50 homok és

kavics tömör > 12 0,30 0,40

lágy < 5 0,20 0,30 kréta

mállott > 5 0,20 0,40


2006. december 24

A fajlagos palástellenállást a 3.2. táblázat segítségével a

qs = αs · qc (3.11)

képlettel a talaj- és a cölöptípustól függıen számítják és felsı korlátot is megadnak.

3.2 táblázat. Az αs palástellenállás szorzója és határértéke a francia módszer szerint

agyag és iszap homok és kavics kréta

puha merev kemény laza köze-pes

tömör lágy mállott talaj →

cölöp ↓

< 1 1 – 5 > 5 < 5 5 – 12 > 12 < 5 > 5

αs 0,0330 0,0250 0,0167 0,0167 0,0100 0,0067 0,0100 0,0167 markolt, CFA, szárazon fúrt,

fúróiszappal fúrt qsmax kPa 15 40 80 40 120 150 40 150

αs 0,0111 0,0125 0,0083 0,0067 0,0050 0,0033 0,0083 0,0125

talaj-helyet-tesí-téses cölöp

béléscsıvel fúrt, bennmaradó csıvel fúrt qsmax kPa 15 40 80 40 80 120 40 120

αs 0,0111 0,0250 0,0167 0,0167 0,0100 0,0067 0,0100 0,0167 elıregy. vasbeton, sajtolt betoncsı

qsmax kPa 15 40 80 40 120 150 40 150

αs 0,0330 0,0125 0,0083 0,0083 0,0050 0,0050 0,0083 0,0125

talaj-kiszorí-tásos cölöp vert acélcsı

sajtolt acélcsı qsmax kPa 15 40 40 40 80 120 40 120

A módszer – a bevezetıben említett bizonytalanságok ellenére – a palástellenállások felvételére tapasztalatom szerint jó támpontot ad. Érdekessége, hogy a változó αs té-nyezıvel dolgozik mind a szemcsés, mind a kötött talajok esetében. Ez formailag ugyanazt a problémát veti fel, mint ami az α-módszerben megjelenik, nevezetesen, hogy a (3.11) képlet nem helyes. Ezt igyekszik kiküszöbölni legújabban Mahler (2007), aki a cölöpök próbaterhelésekbıl visszaszámított palástellenállása és a szonda csúcs-ellenállása közötti kapcsolatot hatványfüggvénnyel írja le. Képleteit a viszonylag kis esetszám és a gyakorlati kipróbálás hiánya miatt még nem közöljük, de figyelmet érde-mel ez a megközelítés, egyezik azzal, amit a (2.2) képlettel magunk is bevezettünk.

A talpellenállást illetıen a módszer a számításba vett csekélyebb mélységhatás és a kisebb qc-értékek kevésbé hangsúlyos kezelése miatt inkább a mélységgel alapvetıen javuló talajkörnyezetbe kerülı cölöpök esetében ajánlható.

3.1.4 A belga módszer

A módszer kidolgozója De Beer (1963), továbbfejlesztıje Van Impe (1988) volt. A szon-da és a cölöp behatolásakor bekövetkezı jelenségeket hasonlították össze, s ez segí-tette értelmezni a többi módszer empirikus számításainak hátterét. Említést érdemel, hogy hasonló eredményekre jutott Meyerhof (1976), akinek egyes megoldásait itt hasz-nosítjuk is. A módszer mai alkalmazását Holeyman és tsai (1997) ismertették.

A talpellenállást a

qb = αb ⋅ qcu (3.12)

képlettel számítják, ahol

αb talpellenállási szorzó, melyet a 3.3 táblázat szerint kell felvenni,

qcu a CPt-vel mért értékekbıl megállapított jellemzı qc érték.


2006. december 25

Az eljárás legsajátosabb eleme a qcu érték értelmezése, meghatározási módja, melyet a mérethatás figyelembevételeként is szokás említeni. Azt veszi ugyanis számításba, hogy a CPT-szonda és a cölöp különbözı átmérıje miatt a szonda, ill. a cölöp körül ki-alakuló törési mechanizmusok nagyon eltérnek, ami kétféle hatást okoz.

3.3 táblázat. A talpellenállási szorzó a belga módszer szerint

αb talpellenállási szorzó cölöptípus homok merev OC-agyag (4)

vert, zárt keresztmetszettel 0,80 – 1,15 (1) 0,80 – 1,00 (1)

csavart 0,80 – 1,00 (2) 1,00 I nagymértékő

talajkiszorítással

sajtolt (simafalú) 1,00 1,00

vert (pl. H-cölöp) (3) (3) II

részleges talajkiszorítással vagy mérsékelt kitágulással

speciális eszközzel fúrt 0,60 – 0,80 0,80

III talajhelyettesítéssel fúrt (nagyátmérıjő vagy CFA) 0,33 – 0,67 0,80

(1) a legnagyobb érték csak kibıvített talp és száraz betonnal való kitöltés esetén alkalmazható az értékek helyben betonozott cölöp esetében csak folyós betonnal való kitöltés esetén évényesek az értékek közül a talplemez és a verıcsı átmérıjének viszonyától függıen kell választani

(2) a talp körüli süllyedés megengedett mértékétıl függıen

(3) speciális eljárások ajánlott szakirodalom szerint

(4) repedezett agyag esetén αb-t korrigálni kell a cölöptalp Db és a szondacsúcs d átmérıjébıl számított 476,0)1d/D(01,00,1 ≥−⋅−=ε bb szorzóval

Egyrészrıl azt, hogy a rúdszerő elemek behatolásakor az ellenállás – amint a 2.2 táblá-zathoz kapcsolódóan rámutattunk – csak egy bizonyos kritikus mélységig növekszik, utána (homogén talajban) konstans marad. A kritikus mélység az átmérıtıl és a tömör-ségtıl függ, de jellemzı a zkr/D ≈10-15 érték. A CPT szonda átmérıje viszonylag kicsi (általában d=3,6 cm), így annak behatolásakor, kb. zkr,d≈50 cm után már a rétegre jel-lemzı „állandó” qc értéket mérhetjük. A nagyobb D átmérıjő (pl. 60 cm-es) cölöp talpel-lenállása természetesen csak jóval nagyobb mélységtıl (pl. 6-9 m-tıl) lesz állandó, ad-dig a teherbírás elvileg lineárisan nı.

Másrészrıl azt a gyakori esetet elemezték a belga kutatók, mikor a célszerően egy jó teherbírású rétegbe beállított talp fölött néhány m-rel egy gyengébb teherbírású réteg van. A jó réteg felszíne alatt egy bizonyos mélységig, pl. Schmertmann szerint az átmé-rı nyolcszorosáig, az ellenállásban még megjelenik a felsı gyengébb réteg hatása, mert a cölöp, illetve a szonda körül kialakuló csúszólapnak a talp, illetve csúcs feletti szakasza még részben a gyengébb rétegben van. A CPT-szonda behatolásakor a kis (3,6 cm) átmérı miatt ez a hatás viszonylag hamar (kb. 30 cm-ben) elenyészik. A na-gyobb (pl. 60 cm) átmérıjő cölöp esetében viszont még nagyobb mélységig (4-5 m-ig) „érzıdik” ez a hatás is, bár távolodva a réteghatártól már egyre csökkenı mértékben.

Ugyanez a jelenség „visszafelé” is megmutatkozhat, ha a jó teherbíró réteg alatt gyen-gébb van, s a cölöptalp, illetve szondacsúcs közelít a réteghatárhoz. A CPT-szonda esetében a csúszólap a csúcs alatti, legfeljebb 4⋅D mélységő része mindössze 15 cm, ezért a qc értékeknek a réteghatárhoz közeledıen bekövetkezı csökkenése a tényleges mérési diagramokon alig érzékelhetı. A cölöpök esetében azonban ez a hatás már sokkal feljebb jelentkezik, és a réteghatárhoz közelítve egyre dominánsabban mutatko-zik meg.


2006. december 26

A két-, illetve háromféle hatás „összemosódva” jelentkezhet, s ez a cölöp qcu talpellenál-lásának meghatározását nagyban megnehezítheti. Viszonylag jól kezelhetınek látszik Meyerhof (1976) javaslata, melyet a Lancelotta (1995) nyomán szerkesztett 3.5. ábrán mutatunk be. Eszerint a cölöp qcu talpellenállása a CPT-szonda szerint qc átlagos érté-kekkel jellemezhetı rétegben a következı:

− ha a felsı réteg alján a CPT qcf-t mért, akkor a réteghatár alatti t mélységben

( ) cc fcc fc uq

D

tqqqq ≤

⋅⋅−+=10

(3.13)

− ha az alsó réteg tetején a CPT qca-t mért, akkor a réteghatár felett h magasságban

( ) cc acc ac uq

D

hqqqq ≤

⋅⋅−+=10

(3.14)

A 3.6 ábrán bemutatunk Holeyman és tsai (1997) nyomán egy eredeti, gyakorlati belga példát is, melyen (

m

)b uq

jelöli a mi jelölésrendünkben qcu-val jelölt talpellenállást.

3.5. ábra. A korlátozott vastagságú jó teherbírású rétegben kialakuló talpellenállás

3.5. ábra. A jó teherbírású rétegben kialakuló talpellenállás (belga példa)

qcf

qc

qcu 10·D

t

agyag

homok

qc

z

qcf

qca

qcu 10·D

h

agyag

homok qc

agyag

qc

z


2006. december 27

A vázoltak földstatikai alapon igazolják a talp feletti és alatti gyenge teherbírású rétegek fontos szerepét. Úgy tőnik azonban, hogy a belga módszert Belgiumon kívül nem hasz-nálják, talán mert a bemutatott gondolatokat nem lehet matematikailag egyértelmően megfogalmazni, és így számítógéppel egyszerően kezelni. Ugyanakkor Schmertmann és az ıt követık ugyanezt a jelenséget figyelembe veszik, s könnyebben alkalmazható formában kezelik.

A palástellenállást a belga módszerben többféleképpen számíthatják.

Egy érdekes lehetıség még a mechanikus szondához kapcsolódik, mely a csúcsellen-állás mellett méri a csúccsal azonos átmérıjő rúd benyomásához szükséges nyomóerı változását is (pontosabban a teljes nyomóerıt, amibıl kivonva a csúcsellenállást, szá-mítható a teljes rúdszakaszon ébredı köpenysúrlódás). Ebbıl a talajtól és a technológi-ától függı módosító szorzókkal számítható a cölöp palástellenállása.

Másik lehetıségként (mint Schmertmann) az fs köpenysúrlódás átszámítását ajánlja a

qs = αsf ⋅ fs (3.15)

képlettel, ám az ebben szereplı αsf tényezıre nem adtak irányértékeket sem, hanem azt javasolták, hogy próbaterheléssel kalibrálva állapítsák meg aktuális értékeit.

A harmadik módszer illeszkedik a szokásos, nálunk is alkalmazott gyakorlathoz, a

qs = αs · qc =ξs ·ηs · qc (3.16)

képlettel, melyben tehát az LCPC módszerben bevezetett αs (globális) palást-ellenállási szorzó itt két érték szorzataként jelenik meg:

ξs a cölöpözési technológia hatását veszi figyelembe és a 3.4. táblázatból vehetı,

ηs a talajfajta hatását értékeli és a 3.5. táblázat szerint kell megállapítani.

3.4 táblázat. A palástellenállási szorzó technológiai tényezıje a belga módszer szerint

ξs technológiai szorzó cölöptípus homok merev OC-agyag

palást: földnedves betonból tömörítve 1,60 1,15

palást: folyós vagy elıregy. betonból 0,80 – 1,00 (1) 0,65 – 1,00

palást: csavarás után folyós betonból 0,80 – 1,25 (2) 0,80 – 1,25 (2)

I nagymértékő

talajkiszorítással

palást: acélcsı 0,60 0,45 – 0,65

levert vert acélprofil (3) (3) II

részleges talajkiszorítással vagy mérsékelt kitágulással fúrás spec. eszközzel + nedves beton 0,60 – 0,80 0,65 – 0,85

III talajhelyettesítéssel fúrás béléscsıvel, fúróiszappal v. CFA 0,40 – 0,60 0,50

(1) az értékek helyben betonozott cölöp esetében folyós betonnal való kitöltés esetén érvényesek az értékek közül a talplemez és a verıcsı átmérıjének viszonyától függıen kell választani

(2) a legnagyobb érték a csavart cölöpre

(3) speciális eljárások ajánlott szakirodalom szerint

A 3.5. táblázat eredeti (belga) formájában az agyagokra „csak” a qc-értékekhez rendelt qs-értékeket, melyek ξs=1,0 (pl. egyes vert cölöpök) esetén rögtön a fajlagos palástel-lenállást jelentik. A gyakorlat számára ez így jó, amiként a (2.2) képlet bevezetésével mi is ilyen megközelítésre törekedtünk. Az összehasonlíthatóság céljából viszont képeztük az ηs=qs/qc szorzókat is, s ebbıl megállapítható, hogy ezek qc-vel csökkenek, akárcsak


2006. december 28

az LCPC-módszerben. A szemcsés talajok esetében fordított volt a helyzet, ott a belga szabvány az ηs szorzókat adta meg, s mi számoltunk qs-értékeket

3.5. táblázat. A talajtípustól függı szorzó a belga módszerben

qc MPa 0,075 0,2 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 ≥ 3,0

qs kPa 5 10 18 31 44 58 70 82 agyag

ηs - 0,067 0,05 0,036 0,031 0,0293 0,029 0,028 0,027 0,027

qc MPa ≤ 10 (pl. 5) 10 < qc < 20 (pl. 15) > 20 (pl. 30)

ηs - 0,0067 lineáris interpoláció 0,0067 és 0,0050 között 0,0050 homok

qs kPa 34 67 – 88 – 100 150

3.1.5 A DIN 1054 táblázatai

A német szabvány szemcsés talajokban készülı fúrt cölöpök tervezéséhez mind a talp-, mind a palástellenállásra vonatkozóan egy-egy táblázatot közöl, melyekben a bemenı talajparaméter a CPT-vel mért qc-érték. Végeredményben tehát a számítás a CPT-vel mért eredményen alapul, de a módszer az elıbbieknél kevésbé részletezett. A DIN-ben szereplı táblázatokban levı adatokat az összehasonlíthatósághoz célszerő volt az elıbbiekben alkalmazott formára hozni.

A talpellenállásra vonatkozó táblázatot

qb = αbh ⋅ qcá (3.17)

alakban vizsgálva az állapítható meg, hogy

αbh qcá≤15 MPa esetén 0,2, míg qcá≥25 MPa esetén 0,18, s közben interpolálni lehet, de az egyszerőség kedvéért vehetjük úgy, hogy a DIN 0,2 szorzóval dolgozik,

qcá a talp alatti átlagos qc.

A DIN 1054 rögzíti, hogy a táblázatos értékek akkor használhatók, ha

− a furat béléscsıvel vagy fúróiszappal megtámasztva készült,

− a talp legalább 2,5 m-nyire van a teherbírónak tekintett (a méretezéshez alapul vett) réteg felszíne alatt,

− a talp alatt legalább a talpátmérıvel azonos, de legalább 1,50 m mélységig ugyanaz a jó teherbíró-képességő talaj van,

− a talp alatt, a teherbírást befolyásoló zónában nincs qc≤10 MPa teherbírású réteg.

A DIN tehát a táblázattal közvetlenül nem veszi figyelembe a talp feletti zóna szondael-lenállásait, s a talp alatti gyenge értékeket sem, de az elıbbi kikötésekkel mégis biztosít egyfajta egyenletességet a talp körüli zónára, s rendkívül óvatosak az αbh szorzói.

A palástellenállás táblázata képlet formájában így írható:

qs = αsh ⋅ qc = 0,008 ⋅ qc ≤ 120 kPa (3.18)

vagyis a palástellenállási szorzó állandó, és 120 kPa-nál nagyobb érték nem vehetı fel.

Érdekes módon – miközben a talpellenállást illetıen a DIN 1054 rendkívül óvatos – a palástellenállásra vonatkozó javaslat nagyobb értéket ad, mint bármelyik másik eljárás.

Kétségtelen, hogy a fúrt cölöpök palástellenállásában kisebb a kockázat, nem lehet úgy elrontani, mint a talpellenállást, ezt tükrözi a német ajánlás. Ugyanakkor látnunk kell,


2006. december 29

hogy a nagy(obb) átmérıjő, többnyire nagy talpmélységő fúrt cölöpök esetében a talpel-lenállás szerepe meghatározó lehet, s annak túlzottan óvatos számítása gazdaságtalan terveket eredményezhet. A német módszer megítéléséhez azonban tudni kell még, hogy a táblázatos fajlagos cölöpellenállásokat az Eurocode 7-1 szerinti tervezési foga-lomrendszerben a németek már karakterisztikus értéknek tekintik (Ziegler, 2006). A többi módszerrel megállapított ellenállásuk viszont tartalmuk szerint – az új terminológia megnevezését használva – még ún. származtatott értéknek veendık, amelyekbıl a ξ korrelációs tényezıvel kell a karakterisztikus értéket számítani (Szepesházi, 2006). Ez a gyakorlatban kb. 1,3 lehet, tehát a DIN 1054 vázolt módszerében e „rejtett” biztonság már benne van. A táblázatos értékek óvatosságát tehát ennek tükrében kell megítélni. A talpellenállási szorzót azonban saját elemzéseim ezzel együtt is indokolatlanul óvatos-nak találták, míg a palástellenállást inkább merésznek.

3.1.6 Eslami és Fellenius módszere

Fellenius neve jól ismert a cölöpméretezés területén, különösen a negatív köpenysúrló-dással kapcsolatos megfontolásait hasznosítja ma már a hazai cölöptervezési gyakorlat is (Tóth, 2007). A munkatársával vert cölöpökre kidolgozott, a témakörben legfrisebb, már publikált módszer a következı (Eslami – Fellenius, 1997).

A talpellenállást a szokásos formájú

qb = αbD ⋅ qcbE (3.19)


qcbE a talp körüli talajzóna „hatékony” csúcsellenállása,

αbD talpellenállási szorzó általában 1,0, mivel a vert cölöp esetében a technológia a CPT behatolásához képest nem ronthatja le a teherbírást, ám a szerzık nagyobb átmérıkhöz (kb. 0,4 m-tıl) a következı szorzó bevezetését ajánlják, melybe a D átmérı m-ben helyettesítendı be.

αbD = 0,33 / D (3.20)

Ez utóbbit a CPTu-val mért adatokból a következı módon kell számítani:

− a CPTu-val mért minden qc értéket korrigálni kell a szondacsúcs vállára ható pórus-víz-nyomással, azaz az utóbbiból kiadódó erıvel meg kell azt növelni, amit azonban a berendezések általában automatikusan megtesznek, s qc helyett a korrigált qt érté-keket adják meg,

− a qt értékekbıl le kell vonni a mért (u2) pórusvíznyomást, s így a hatékony szondael-lenállást (qt -u2) kell meghatározni,

− meg kell állapítani a tervezett talpszint esetén érvényes „befolyásolási zónát”, mely a talp feletti 8⋅D-tıl a talp alatti 4⋅D-ig terjed, ha gyengébbıl jobb talajba kerül a talp, a talp feletti 2⋅D-tıl a talp alatti 4⋅D-ig terjed, ha jobb talajból gyengébbe kerül a talp,

− a (qt -u2) értékek geometriai átlagát kell képezni a befolyásolási zónára.

A kutatók úgy fogalmaznak, hogy a vázolt módon valamennyi mért qc-érték figyelembe-vételével nem szőrik meg önkényes módon a kiugró értékeket, mint teszik azt mások. Különbözik ez a módszer annyiban is a többitıl, hogy formálisan nem tulajdonítanak különleges jelentıséget a nagyon kis qc-értékeknek. Ha azonban a geometriai átlag al-kalmazásának hatását értelmezzük, akkor megállapíthatjuk, hogy az a kisebb qc-értékek szerepét valamelyest felnagyítja, a nagyobbakét viszont kevésbé. Így a qcbE hatékony csúcsellenállás a kiugró nagy értékektıl megszőrt adatok számtani átlagától a


2006. december 30

kisebb értékek felé mozdul el. Ez pedig elvileg, a lényeget illetıen hasonló ahhoz, amit pl. Schmertmann és az Eurocode 7-2 is ajánl. Hogy számszerően mennyiben hasonlít azokhoz, azt csak sok összehasonlító számítással lehetne meghatározni.

A palástellenállást is a szokásos formájú

qb = αst ⋅ qcsE (3.21)


αst palástellenállási szorzó a 3.6 táblázat szerint

qcsE a vizsgált szint „hatékony” csúcsellenállása, melyet a CPTu-val mért adatokból a qcbE értékhez hasonlóan a pórusvíznyomás „beszámításával” kell meghatározni, de természetesen ez esetben csak egy-egy mélységre vonatkozó egyedi értékrıl van szó. (Nem kell a befolyásolási zónát és a geometriai átlagot képezni.)

3.6. táblázat. Az αst palástellenállási szorzó Eslami és Fellenius szerint vert cölöpökhöz

talajtípus αst

puha érzékeny agyag 0,080

agyag (általában) 0,050

merev agyag vagy agyagos iszap vagy iszapos agyag 0,025

iszapos homok vagy homokos iszap 0,010

homok 0,004

Megjegyezzük, hogy a módszert ugyan jobbára csak vert cölöpökön kalibrálták, de más αb és αst szorzókkal, elvileg használhatónak látszik más típusú cölöpökre is. Az azon-ban kérdéses, hogy a (3.20) képlet érvényessége kiterjeszthetı-e pl. 120 cm átmérıjő cölöpre. Magunk kétségesnek érezzük továbbá a 3.6 táblázat szorzóit is, az agyagoké nagynak tőnik, a homokokét kicsinek.

3.1.7 Az Eurocode 7-2-ben ajánlott holland módszer

Az Eurocode 7-2 a holland módszert vette át, melyet Koppejan kutatásai alapoztak meg, de sajátos módon ezekrıl nem lehet publikációt találni. Az eljárást Van Tol (1993) egyetemi jegyzetébıl, valamint Everts és Luger (1997) szabványismertetıjébıl tanul-mányozhatjuk, de a háttérrıl bıvebb információ nincs.

A fajlagos talpellenállást a

+

+⋅⋅α= c I I I m

c I I m e a nc I mbb

qqq

q22

1 (3.22)

képlettel lehet σ≤15 MPa korlátozással számítani, ahol

αb a cölöp típusát veszi figyelembe a 3.7 táblázat szerint,

qcIm a cölöptalp alatti t zóna mért qc-értékeinek az átlaga, mely t mélységet úgy kell 0,7⋅D és 4⋅D között felvenni, hogy a számított qb a legkisebb legyen,

qcIIm a cölöptalp alatti t zóna legkisebb qc-értékeinek átlaga, mely „legkisebb” értéke-ket úgy kell felvenni, hogy a t mélységtıl a talpig felfelé haladva az elızınél min-dig csak kisebbeket szabad számításba venni,


2006. december 31

qcIIIm a cölöptalp feletti 8⋅D zóna legkisebb qc-értékeinek az átlaga, mely „legkisebb” értékeket a talptól 8⋅D-ig felfelé haladva az elıbbi elv szerint kell felvenni, a talp-tól a qcII számításakor figyelembe vett utolsó értékbıl indulva.

Az elıbbi qc-értékek értelmezéséhez az EC 7-2 a 3.6. ábrán látható értelmezést adja, mely azonban keveset segít. Jobban megérthetı az eljárás a 3.7 ábráról mely van Tol (1993) mővébıl származik. Segíti továbbá az értelmezést, ha felismerjük, hogy a mód-szer tulajdonképpen Schmertmann eljárásával azonos, még ha a (3.1) és (3.22) képle-tek különböznek is. Belátható ugyanis, hogy qc1=0,5·(qcIm+qcIIm) és qc2=qcIIm, s így Schmertmann javaslatát követve a 3.1. ábra szerint lefelé haladva kell a qcIm „igazi” át-lagot meghatározni, míg t-tıl a minimumok vonalán felfelé haladva a qcIIm „átlagot”.

3.6. ábra. A jellemzı qc értékek meghatározását magyarázó ábra az Eurocode 7-2-bıl


2006. december 32

3.7. ábra. Példa a jellemzı qc értékek meghatározására egy 25×25 cm-es cölöp esetén

Már említettük, hogy a holland szabvány része a 3.4 ábrán látható redukció is, de az Eurocode 7-2-bıl az kimaradt. A 3.4 ábra kapcsán a 3.1.2 fejezetben írtakat tehát e módszer alkalmazásakor is meg kell fontolni.

A palástellenállást az Eurocode 7-2, illetve a holland módszer a szokásos

qs = αs⋅ qc (3.23)

képlettel számítja, amihez az αs palástellenállási szorzót szemcsés talajok esetében szintén a 3.7, kötött talajok esetében a 3.8. táblázatból kell venni.

3.7 táblázat. A cölöpellenállások szorzója homoktalajokhoz az Eurocode 7-2 szerint

talpellenállási szorzó

palástellenállási szorzó Cölöptípus

αb αs (a)

elıregyártott vert vasbeton cölöp 1,0 0,010 talajkiszorításos

cölöp helyben betonozott cölöp zárt véggel levert és visszahúzott csı helyén

1,0 0,014

CFA-cölöp 0,8 0,006 (b) talajhelyettesítéses

cölöp fúróiszap védelmében fúrt cölöp 0,6 0,005

(a) Az értékek finom és durva homokra vonatkoznak, redukálni kell ıket nagyon durva homok esetén 0,75, kavics esetén 0,5 szorzóval.

(b) Az érték a cölöpözés elıtt készült CPT qc-értékeire alkalmazandó. Ha a CPT a kész cölöp közelé-ben készült, akkor az érték 0,010-re növelhetı.

Az Eurocode 7-2 itt 3.8 jelő táblázata kétségeket ébreszt. Az ajánlás önmagában is elég bátortalan, hiszen csak felsı korlátokat tartalmaz, s a cölöptípusok tekintetében egyálta-lán nem tesz különbséget. Az 1<qc<3 MPa jellemzıjő agyagokra a szabványban αs<0,02 van megadva, de az nagy valószínőséggel hibás, ezért helyette a jobban il-leszkedı 0,04-et vezettük be. E javítással együtt is úgy tőnik, hogy e táblázat alkalma-


2006. december 33

zása nem biztonságos. Ennek nyilván az az oka, hogy – mint jeleztük – a módszert el-sısorban homokokra dolgozták ki.

3.8 táblázat. A fajlagos palástellenállás szorzója kötött talajhoz az Eurocode 7-2 szerint

CPT csúcsellenállás palástellenállási szorzó talajtípus

qc MPa αs

> 3 < 0,030

1 – 3 < 0,040 agyag

< 1 < 0,050

iszap < 0,025

tızeg 0

Az Eurocode 7-2-bıl származó 3.7. táblázat megjegyzés rovatában már szerepel két korrekció, de még két további is van azonban a szövegben a palástellenállást illetıen:

− ha 1,0 m-nél hosszabb szakaszon qc>15 MPa, akkor e szakaszon csak qcH=15 MPa vehetı figyelembe, ami pl. CFA-cölöp esetében a szokásos qc<120 kPa korlátozás,

− ha 1,0 m-nél rövidebb szakaszon qc>12 MPa, akkor e szakaszon csak qcH=12 MPa vehetı figyelembe legyen, ami a kiugró értékek kiszőrését célozza.

Az Eurocode 7-2-ben nem, a holland szabványban viszont szerepel még az a korrekció is, mely akkor alkalmazandó, ha a szondázáskor a terepszint magasabban van, mint lesz az üzemi állapotban a cölöp körül. Ekkor ugyanis a függıleges hatékony feszültség valamely mélységben σ’zc-rıl σ’z-ra csökken, s ilyenkor a figyelembe vehetı szondael-lenállás:

z cz

cc kσσ′′

⋅= qq (3.24)

Érdemes még említeni, hogy a holland szabványban az Eurocode 7-2-höz képest to-vábbi cölöptípusokra is vannak αb és αs szorzók, éspedig a következık:

− vert és bennmaradó zárt végő acélcsı: αb=1,0 – αs=0,0100

− helyben betonozott cölöp vibrációval kiemelt acélcsı helyén: αb=1,0 – αs=0,0100

− helyben betonozott csavart cölöp: αb=0,9 – αs=0,0060

− elıregyártott csavart cölöp: αb=0,8 – αs=0,0060

− acélprofilok és nyitott végő acélcsı αb=1,0 – αs=0,0075

− markolt cölöp bennmaradó csı védelmében αb=0,5 – αs=0,0050

3.3. A CPT-n alapuló módszerek összegzı értékelése, ajánlások

3.3.1 Összegzı értékelés

Az elıbbiekben bemutatott módszereket a hazai alkalmazás szempontjából összegezve a következık szerint értékelhetjük. Ehhez abból érdemes kiindulnunk, hogy a holland eljárás az Eurocode 7-2-ben való megjelenéssel „kiemelkedett” a többi közül, alkalma-zása mellett erıs érv lehet, hogy– ha csak függelékben is – bekerült egy európai szab-ványba. Emiatt és mert ezzel már vannak éspedig eléggé kedvezı hazai tapasztalatok


2006. december 34

is, ma ezt érdemes alapnak tekintenünk, s a többit abból a szempontból vizsgálni, hogy javíthatók-e velük az Eurocode 7-2 javaslatai.

Schmertmann módszere csak szemcsés talajokra és vert cölöpökre készült, ami eleve szőkíti az alkalmazhatóságát. Fı értéke a talp alatti gyenge talajok szerepének felisme-rése és számbavétele volt, amit, ha más képlettel is, de tartalmában és számértékében pontosan ugyanúgy vesz figyelembe az Eurocode 7-2 ajánlása is. A palástellenállás meghatározására vonatkozó három javaslat az azóta megjelent módszerekhez képest esetlegesnek látszik.

De Ruiter és Beringen a szemcsés talajok talpellenállására Schmertmann módszerét veszi át, nyilván mert vizsgálataik során az jónak bizonyult. Ezzel megerısítik azt, de egyben az Eurocode 7-2 módszerét is. Fontos az a kiegészítésük, amelyet a durvább szemcséjő és az elıterhelt homokok esetében a túlzottan nagyra adódó értékek reduk-ciójára adnak. Ha a 3.4 ábrán látható javaslatukat az elıterheltség megítélésének ne-hézsége és bizonytalansága miatt szigorú következetességgel többnyire nem is lehet alkalmazni, hasznos, hogy az ábra a redukció szükségességére figyelmeztet, illetve végrehajtásában segíthet. A palástellenállást illetıen a javasolt αs=0,0033 szorzó ta-pasztalataink szerint túlzottan kicsi. A kötött talajokra javasolt közvetett eljárásukat, melyben a CPT-vel mért qc csúcsellenállásból a cu drénezetlen nyírószilárdságot szá-mítják, s abból az α-módszerrel a palástellenállást, illetve az Nc teherbírási tényezıvel a talpellenállást, mi a saját gyakorlatunkban jónak találtuk, jobbnak mint bármelyik közvet-len módszert, s ezért erre még visszatérünk.

A francia módszer értéke viszonylagos egyszerősége és széleskörő érvényessége. Ha a teherbírást közvetlenül a CPT-diagramokból (a grafikonból) kívánjuk számítani, akkor ezzel könnyebben célt érünk, mert a nagy értékek kiszőrése és az átlagolás „ránézésre” általában elfogadható pontossággal elvégezhetı. Ha a qc-ábrán a talp alatt nincs nagy-mértékő csökkenés, akkor e módszer általában a biztonság oldalán maradó eredményt szolgáltat. A palástellenállásra vonatkozó szorzók változó értékeinek aránya iránymuta-tóként használható, bár a változást nem írják le elég finoman. Értékes támpontot szol-gáltatnak a palástellenállás maximumára adott értékek.

A belga módszer fı érdeme, hogy a talpellenállások értelmezését segíti, földstatikai magyarázatát adja az Eurocode 7-2 eljárásának. Érdemes lehet továbbá ellenırzésként az utóbbi szerint számított qb talpellenállások mélység szerinti változását qc változásá-val úgy összevetni, amiként azt a 3.5 ábra mutatja. A palástellenállást illetıen túlzottan óvatos a szabvány. A 3.5 táblázatot munkáink során a CFA-cölöpökre vonatkozóan ta-láltuk jónak, azaz ezekhez ξs=1,0 technológiai szorzót rendelnénk, kb. kétszeresét a 3.4 táblázatbelinek. Elıregyártott vert cölöpökre ezzel összhangban agyagok esetén kb. ξs=1,1, homokok esetében viszont kb. ξs=1,5 szorzót tartunk reálisnak.

A DIN 1054 csak a fúrt cölöpökre vonatkozik, s a palástellenállás tekintetében kissé túlbecsülheti, a talpellenállást illetıen jócskán alulbecsülheti a teherbírást. Az Eurocode szerinti tervezésben való alkalmazását (akárcsak ellenırzı értékként is) nem ajánljuk, mert más a tartalma, mint a többi módszerrel megállapított cölöpellenállásoknak.

Eslami és Fellenius módszere vert cölöpökre és a pórusvíznyomással csökkentett qcE hatékony CPT-csúcsellenálláson alapul. Független ellenırzés, gyakorlati tapasztalat még nincs vele, Mahler (2007) munkája lehet e tekintetben az elsı. Közvetlen gyakorlati alkalmazása ma még nem ajánlható, de vizsgálni érdemes lesz.

Az Eurocode 7-2 ajánlását (a holland módszert) szemcsés talajokra dolgozták ki, a kö-tött talajokat illetıen csak a palástellenállás számítására közölnek irányszámokat, de azoknak már a megadása is bizonytalannak látszik, s helyességükre nincs bizonyíték.


2006. december 35

Saját gyakorlatunkban ezeket nem találtuk jónak. A szemcsés talajokra való alkalma-zást illetıen a CFA-cölöpök, az elıregyártott vert vasbeton cölöpök és fúróiszap védel-mében fúrt cölöpök vonatkozásában a hazai és a saját tapasztalataink is jók, s vannak már irányszámaink a helyben betonozott, csavart cölöpökre is. A talpellenállást illetıen a gyenge zónák figyelembevételének szükségességét és ajánlott módszerét lényegé-ben igazoltnak tekinthetjük. Mindenképpen kötelezınek „tetszik” a 15 MPa abszolút kor-lát betartása. A palástellenállást illetıen a szemcsés talajokra javasolt szorzók összeségükben jónak ítélhetık, természetesen pontosításukra érdemes törekedni, illet-ve konkrét projekteken próbaterheléssel kalibrálva célszerő aktualizálni ıket.

3.3.2 Javaslat a CPT-n alapuló cölöpméretezésre

Az elıbbi értékelés alapján a következı méretezési gyakorlat javasolható:

− szemcsés talajok esetében az Eurocode 7-2-ben ajánlott, közvetlen, holland mód-szer alkalmazható, a következıkben vázolt kiegészítésekkel,

− kötött talajok esetében De Ruiter és Beringen nyomán, saját kedvezı tapasztalata-ink alapján a közvetett módszert javasoljuk.

A szemcsés talajok esetében tehát

− a talpellenállást a (3.22) képlet szerint célszerő számítani, amihez az αb-szorzók a 3.7 táblázatból vehetık, s a számított értéket, fıleg ha 10 MPa fölöttiek adódnak ki, a 3.4 ábra szerint célszerő redukálni,

− a palástellenállást a (3.23) képlet szerint lehet számítani, amihez az αs-szorzók a 3.7 táblázatból vehetık, s érdemes vert cölöpök és durva szemcsés talaj esetén a qs≤150 kPa, fúrt cölöp és durva szemcsés talaj esetén a qs≤120 kPa korlátot betar-tani.

A módszer alkalmazásakor természetesen figyelembe kell venni még azokat a kiegészí-téseket, melyeket a 3.1.7 fejezetben a képletekhez kapcsolódóan megfogalmaztunk.

A kötött talajok esetében elsınek a cu drénezetlen nyírószilárdságot kell meghatározni, amihez a (2.4) képletet és az ahhoz kapcsolódóan megadott Nk=12-18 értékek hasz-nálhatók. Ezeket helyi tapasztalat, összehasonlító vizsgálatok alapján pontosítani lehet, másik irányban viszont – ha a talaj kötöttségét nem lehet pontosan megállapítani, akkor középértékként Nk=15 vehetı figyelembe.

A palástellenállás számításához a palást menti rétegek qc-értékeit általában szabad átlagolni, illetve a „valódi” helyett egy „óvatos” átlagot kell felvenni, s abból továbbszá-molni. A talpellenállás számításához a talp alatti kb. 3·D és a talp feletti kb. 1,5·D vas-tagságú zóna kisebb, az alsó (kb. 5 % valószínőségő) szélsı értékeknek megfelelı qc-értékeit kell figyelembe venni.

Ezután e cu-értékekbıl

− a talpellenállást a (2.5) képlettel kell számítani, s a számításba vett érték 8 MPa-nál nagyobb csak kivételesen (kövesedett agyagok esetén) lehet,

− a palástellenállást a (2.2) képlet szerint lehet számítni, melyben a qs0 constans vert cölöpök esetében 160 kPa, fúrt cölöp esetében 140 kPa lehet, és célszerő betartani a qs≤100 kPa korlátozást.

Meg kell jegyezni, hogy a javasolt korlátok akkor alkalmazandók, ha csak CPT alapján számítjuk a teherbírást, de ezek az értékek azonban nem feltétlenül abszolút korlátok.


2006. december 36

Ha próbaterhelésekbıl visszaszámolva ezeknél 20-30 %-kal nagyobbak adódnak ki, akkor azokat nem kell hibának tekinteni, s szabad azokkal tovább számolni.

Az 1.2 fejezet végén idéztük a nemzeti mellékletnek a modelltényezı alkalmazásáre vonatkozó utasításait. Ezzel kapcsolatban az ajánlott két módszerre vonatkozóan – a módszerek hátterét ismerve és értékelve – a következıket javasoljuk.

Szemcsés talaj esetén

− nem szükséges a modelltényezı alkalmazása, ha a javasolt korlátozásokat betart-juk, továbbá, ha a fajlagos palástellenállásokat minden egyes mért qc-értékbıl köz-vetlenül számítjuk, vagy ha egy-egy rétegre (talajzónára) vonatkozóan a változé-konyságot szemrevételezéssel (vagy pontos statisztikai módszerekkel) értékelve a karakterisztikus qc-értéket az átlagnál kisebbre (az „óvatos átlagot” megállapítva) vesszük fel, s abból számítjuk a fajlagos palástellenállást, illetve ha a talpellenállást mindenegyes qc-értéket figyelembe véve az EC 7-ben leírt módon, szabatosan hatá-rozzuk meg,

− CPT-hez javasolt γRd=1,1 modelltényezıt kell alkalmazni, ha a palástellenállást egy-egy réteg (talajzóna) szemrevételezéssel átlagolt qc-értékébıl számítjuk, illetve ha a talpellenállás képletében szereplı átlagokat csak szemrevételezéssel vesszük fel, továbbá, ha a javasolt korlátozásokat nem tartjuk be.

Kötött talaj esetén

− nem szükséges a modelltényezı alkalmazása, ha a javasolt korlátozásokat betart-juk, továbbá, ha a fajlagos palástellenállásokat a palást menti egy-egy rétegre (talaj-zónára), a változékonyságot szemrevételezéssel (vagy pontos statisztikai módsze-rekkel) értékelve a karakterisztikus qc-értéket az átlagnál valamivel kisebbre (az „óvatos átlagot” megállapítva) vesszük fel a drénezetlen nyírószilárdság, majd a faj-lagos ellenállások számításához, míg a fajlagos talpellenállást a talp alatti 3·D és a talp feletti 1,5·D zónára vonatkozóan inkább az alsó szélsı qc-értékbıl számítjuk,

− CPT-hez javasolt γRd=1,1 modelltényezıt akkor kell alkalmazni, ha a palástellenállás meghatározásához a cu drénezetlen nyírószilárdságot egy-egy réteg (talajzóna) szemrevételezéssel átlagolt qc-értékébıl számítjuk, illetve ha a talpellenállást is in-kább az átlagot alulról közelítı értékbıl határozzuk meg.


2006. december 37

Irodalomjegyzék

API - Recommendations for Planning, Designing and Constructing Fixed Offshore Platforms. RP2. American Petroleum Institut, Washington DC, 1993.

Arz, P. – Schmidt, H. – Seitz, J. – Semprich, S.: Grundbau. Sonderdruck aus dem Betonkalender 1994. Verlag Ernst & Sohn, Berlin, 1994.

Broms, B. B.: Foundation Enginering. Geo Texts and Publications, www.geoforum. com, 2000.

Burland, J. B.: Shaft friction of piles in clay – a simple fundamental approach. Ground Engineering, 6 (3), London, 1973.

Bustamante, M. – Frank, R.: French practice. Ed. de Cock, F. – Legrand, C.: Design of axially loaded pile, European practice. Proc. of ERTC3 Seminar. Brussels, 1997. Balkema, Rotterdam-Brookfield, 1997.

Canadian Foundation Engineering Handbook. Third Edition. Canadian Geotechnical Society, BiTech Publishers, Richmond, 1993.

De Beer, E.: Scale effect in transposition of the results of deep sounding tests on ultimate bearing capacity of piles and caisson foundations. Geotechnique, 13, 1963

De Cock, F. – Legrand, C. ed.: Design of axially loaded pile, European practice. Proc. of ERTC3 Seminar. Brussels, 1997. Balkema, Rotterdam-Brookfield, 1997.

De Cock, F. – Legrand, C. – Lehane, B. ed.: Survey report on the present-day design methods for axially loaded pile, European practice. Report of ERTC-3-Piles, ISSMGE Subcommittee. XIIth Eur. Conf. on Soil Mech. and Geotech. Eng., Amsterdam, 1999.

De Cock, F. – Legrand, C. – Huybrechts, N.: Overview design methods of axially loaded piles in Europe. Report of ERTC-3-Piles, ISSMGE Subcommittee. Proc. of the 13th Eur. Conf. on Soli Mech. and Geotech. Eng., Prága, 2003.

DIN 1054:2005-01 Baugrund – Sicherheitsnachweise im Erd- und Grundbau, Deutsche Normingsinstitut, Berlin, Beuth Verlag 2005.

EN 1997-2 EUROCODE 7-2: Geotechnikai design. Part 2. Ground investigation and testing. European Committee for Standardization, Brussels, 2007.

Eslami, A – Fellenius, B. H.: Pile capacity by direct CPT and CPTu methods applied to 102 case histories. Canadian geotechnical Journal, 34(6), 1997.

Everts, H. J. – Luger, H. J. : Dutcs national code for pile design. Ed. de Cock, F. – Legrand, C.: Design of axially loaded pile, European practice. Proc. of ERTC3 Seminar. Brussels, 1997. Balkema, Rotterdam-Brookfield, 1997.

Frank, R. – Baudruin, C. – Driscoll, R. – Kavvadas, M. – Krebs Ovesen, N. – Orr, T. – Schuppener, B.: Designer's Guide to EN 1997-I. Eurocode 7: Geoetchnical Design - General Rules. Thomas Telford, London, 2004.

Fellenius, B. H.: Basic of Foundation design. Electronic Edition. www.Fellenius.net, 2006.

Gwizdała, K.: Polish design methods for single axially loaded piles. Ed. de Cock, F. – Legrand, C.: Design of axially loaded pile, European practice. Proc. of ERTC3 Seminar. Brussels, 1997. Balkema/Rotterdam/Brookfield, 1997.

Holeyman, A. és tsai: Design of axially loaded pile. – Belgian practice. Ed. de Cock, F. – Legrand, C.: Design of axially loaded pile, European practice. Proc. of ERTC3 Seminar. Brussels, 1997. Balkema, Rotterdam-Brookfield, 1997.


2006. december 38

Imre, E. – Szabó, V. – Szalay, E. – Pusztai, J. – Mahler, A.: Evaluation of CFA pile bahaviour using CPT data. XIII. Proc. of Danube-European Conf. On Geotechn. Eng., Ljubljana, 2006.

Kézdi, Á.: Talajmechanika II. Tankönyvkiadó, Budapest, 1975.

Lancelotta, R.: Geotechnical Engineerin. Balkema, Rotterdam-Brookfield, 1995.

Lehane, B.M.: Design of axially loaded piles – Irish practice. Ed. de Cock, F. – Legrand, C.: Design of axially loaded pile, European practice. Proc. of ERTC3 Seminar. Brussels, 1997. Balkema, Rotterdam-Brookfield, 1997.

Lunne, T. – Robertson, P. K. – Powell, J. J. M.: Cone penetration testing in geotechnivcal practice. E and FN Spon/Routledge, London, New York, 1997.

Mahler, A.: Settlement prediction of CFA-piles based on CPTu results. Cikk-kézirat a 2008 évi madridi európai geotechnikai konferenciára, Budapest, 2007.

Mandorlini, A. – Russo, G. – Viggiani, C.: Pile foundations: Experimental investigations, analysis and design. Proc. of the 16th Int. Conf. on Soil Mech. and Geotech. Eng. Osaka. Millpress, Rotterdam, 2005.

Meyerhof, G. G.: Bearing capacity and settlemet of piled foundations. Proc. of the American Society of Civil Eng., GT3, 1967.

Mecsi, J.: Stress-strain condition around the pile point. XIII. Proc. of Danube-European Conf. On Geotechn. Eng., Ljubljana, 2006.

Mecsi, J.: A talaj tömörödési tulajdonságának figyelembe vétele a szerkezet és talaj közötti kölcsönhatások vizsgálatában. Varga László Emlékkonferencia, Gyır, 2007.

MI 15005-2:1989 Alapozások tervezése. A cölöpalapozás tervezési elıírásai. A cölöp-alapozás erıtani tervezésének becslési módszerei. Magyar Szabványügyi Testület, Bu-dapest, 1989.

MSZ 15005-1:1989. Alapozások tervezése. A cölöpalapozás tervezési elıírásai. Ma-gyar Szabványügyi Testület, Budapest, 1989.

MSZ EN 1997-1:2006 EUROCODE 7-1: Geotechnikai tervezés. 1. rész: Általános sza-bályok. Magyar Szabványügyi Testület, Budapest, 2006.

MSZ EN 1997-1:2006 Eurocode 7: Geotechnical tervezés. 1. rész: Általános szabályok. Nemzeti melléklet. Magyar Szabványügyi Testület, Budapest, 2006.

Norlund, R. L.: Bearing capacity of piles in cohesionless soils. Proc. of the American Society of Civil Eng., SM3 may. 1963.

Orr, T. – Farrel, E.: Geotechnical Design to Eurocode 7. Springer Verlag, London, 1999.

Pando, M. A. – Ealy, C. D. – Filz, G. M. – Lesko, J. J. – Hoppe, E. J.: A Laboratory and Field Study of Composite Piles for Bridge Substructures. U.S. Department of Transpor-tation, Federal Highway Administration, Washington, 2006.

Poulos, H. G.: Pile behaviour – Theory and applications. 29th Rankine Lecture. Getech-nique 39, No. 3.

Poulos, H.G. – Carter, J.P. – Small, J.C.: Foundation and retaining structures – Re-search and practice. Proc. of the 15th Int. Conf. on Geotech. and Found. Eng., Isztan-bul, 2001.

Radványi, L.: A Bohn Kft. cölöpméretezési gyakorlata. Szóbeli közlés, Budapest, 2006.

Rózsa, L. szerk: Az alapozás kézikönyve. Mőszaki Könyvkiadó, Budapest, 1977.


2006. december 39

Skempton, R.: Cast in situ bored piles in London clay. Geotechnique (9), London, 1959.

Skempton, R.: The bearing capacity of clays. Proc. Building Research Congress, Lon-don, 1951

Smoltczyk, U. ed.: Geotechnical Enineering Handbook. Ernst & Sohn, Berlin, 2003.

Szepesházi, R.: A talajok kezdeti (K0) feszültségi állapotának jellemzıi, meghatározási módszerei és következményei. Egyetemi doktori értekezés, Budapesti Mőszaki Egye-tem, 1993.

Szepesházi, R.: Geotechnikai példatár. Tankönyvkiadó, Budapest, 2000.

Szepesházi, R.: A CFA-cölöpök hazai bevezetésének módszerei és tapasztalatai. Köz-lekedési és Mélyépítési Szemle, 51. évf. 5. szám, Budapest, 2001.

Szepesházi, R.: Hidak cölöpalapozásának biztonsága. 1. rész. Közlekedési és Mélyépí-tési Szemle, 56. évf. 12. szám, Budapest, 2006.

Szepesházi, R.: Hidak cölöpalapozásának biztonsága. 2. rész. Közlekedési és Mélyépí-tési Szemle, 57. évf. 1. szám, Budapest, 2007.

Tomlinson, M. J.: Foundation design and construction. Pearson Education, Harlow, 2001.

Tóth, R.: „Új” méretezési eljárás a cölöptervezésben a negatív köpenysúrlódás hatásá-nak figyelembe vételével. Széchy Károly Emlékülés, Magyar Tudományos Akadémia, Budapest, 2007.

Van Impe, W.: Consideration on auger pile design. Proc. of the 1rst Int. Seminar on Deep Foundations on Bored and Auger Piles. Ghent, 1988.

Van Tol, A. F.: Funderingstechnieken. TU Delft, 1993.

Varga, L. – Németh, G. – Szepesházi, R.: Vert vasbeton cölöpök teherbírásnak megha-tározása. Kutatási jelentés. Közlekedési és Távközlési Mőszaki Fıiskola, 1981.

Viggiani, C.: Fondazioni. Ed. CUEN, 1993.

Ziegler, M.: Geotechnische Nachweise nach DIN 1054 – Einführung mit Beispielen. 2. Auflage, Ernst und Sohn, Berlin, 2005.

Documents

Miskolci Egyetem Mőszaki Földtudományi Kar …szepesr/anyagok/kutatas+fejlesztes...Miskolci Egyetem Mőszaki Földtudományi Kar Mikoviny Sámuel Doktori Iskola PhD - kutatószeminárium