HULLADÉKLERAKÓK ÁLLÉKONYSÁGI KÉRDÉSEI

HULLADÉKLERAKÓK ÁLLÉKONYSÁGI KÉRDÉSEI PhD értekezés

Varga Gabriella Budapesti Műszaki és Gazdaságtudományi Egyetem

Tudományos vezető: Dr. Farkas József

Budapest 2010. szeptember

HULLADÉKLERAKÓK ÁLLÉKONYSÁGI KÉRDÉSEI PhD értekezés

MELLÉKLETEK

Varga Gabriella Budapesti Műszaki és Gazdaságtudományi Egyetem

Tudományos vezető: Dr. Farkas József

Budapest 2010. szeptember

TARTALOMJEGYZÉK 1

Bevezetés ................................................................................................................... 3

2

Szakirodalmi áttekintés ........................................................................................... 5 2.1 Hulladéklerakók vizsgálatának aktuális kérdései ............................................... 6 2.2 A hulladék nyírószilárdsági paramétereinek meghatározása a szakirodalom szerint.................................................................................................................. 9

3

Hulladékok nyírószilárdsági paramétereinek meghatározása a degradációs fok szerint ...................................................................................................................... 14 3.1 Hulladékok lebomlási fázisai............................................................................ 14 3.2 Helyszíni vizsgálatok ismertetése ..................................................................... 15 3.3 Laboratóriumi vizsgálatok bemutatása ............................................................. 18 3.3.1 Minták bomlási fokának meghatározása ................................................. 18 3.3.2 Víz- és szervesanyag tartalom meghatározása ........................................ 19 3.3.3 Szemeloszlás meghatározása................................................................... 21 3.3.4 Hatékony térfogatsúly meghatározása .................................................... 24 3.3.5 Hulladék összetételének meghatározása ................................................. 25 3.3.6 Közvetlen nyírókísérlet ismertetése ........................................................ 26 3.3.6.1 Az alkalmazott nagy nyíróláda bemutatása .............................. 26 3.3.6.2 A vizsgálati eredmények ismertetése ........................................ 28 3.4 Hulladéklerakók állékonyságvizsgálata a degradációs fok figyelembe vételével .......................................................................................................................... 32 3.4.1 Statikus állékonyság vizsgálat Plaxis programmal ................................. 32 3.4.1.1 A végeselemes modell bemutatása ........................................... 32 3.4.1.2 Hálógenerálás és peremfeltételek .............................................. 33 3.4.1.3 A választott anyagmodell bemutatása ....................................... 34 3.4.1.4 A vizsgálat típusának ismertetése ............................................. 35 3.4.1.5 A vizsgált esetek bemutatása .................................................... 35 3.4.1.6 Lebomlás hatásának vizsgálata a hulladéktest állékonyságára . 36 3.4.2 Statikus állékonyság vizsgálat Geoslope programmal ............................ 39 3.4.2.1 A Morgenstern-Price módszer bemutatása ............................... 39

1

3.4.2.2 Lebomlás hatásának vizsgálata a hulladéktest állékonyságára Geoslope programmal ............................................................... 41 3.4.3 A hulladéktest geometriai kialakításának hatása a biztonsági tényező alakulására ............................................................................................... 43 3.5 Statikus állékonyságvizsgálat szakirodalmi adatok alapján ............................. 45 4

(Szál)erősítő anyagok jelenlétének figyelembe vétele hulladékok nyírószilárdsági paramétereinek meghatározásakor ......................................... 48 4.1 A szakirodalom ismertetése .............................................................................. 48 4.2 Laboratóriumi vizsgálatok ................................................................................ 50 4.2.1 Minta beépítése és a közvetlen nyírókísérlet ismertetése........................ 51 4.2.2 1 dimenziós erősítő szálak nyírószilárdságra gyakorolt hatásának vizsgálata ................................................................................................. 52 4.2.3 2 dimenziós erősítő anyagok nyírószilárdságra gyakorolt hatásának vizsgálata ................................................................................................. 57 4.3 Az erősítő szálak hatásának figyelembe vétele hulladéklerakók állékonyság vizsgálatakor ..................................................................................................... 60

5

Hulladékok teherbírásának meghatározása CPTu eredmények alapján......... 63 5.1 A CPTu eredmények kiértékelése .................................................................... 63 5.2 Talaj analógia felállítása hulladékokra ............................................................. 68

6

Tézisek összefoglalása ............................................................................................ 71 6.1 1. Tézis összefoglalása...................................................................................... 71 6.2 2. Tézis összefoglalása...................................................................................... 72 6.3 3. Tézis összefoglalása...................................................................................... 73 6.4 4. Tézis összefoglalása...................................................................................... 74 6.5 5. Tézis összefoglalása...................................................................................... 76 6.6 6. Tézis összefoglalása...................................................................................... 78

Köszönetnyilvánítás ........................................................................................................ 80 Irodalomjegyzék .............................................................................................................. 81

2

1 BEVEZETÉS Környezetünk

védelme,

állapotának

megóvása

kiemelkedő

fontosságú

kérdés

napjainkban. A mérnöki tervezés is mindinkább környezettudatos, hiszen az egyes létesítmények tervezése során mi mérnökök is felelősséggel tartozunk az „egészséges” feltételek biztosítását illetően (97). Mindez különösen igaz hulladéklerakók tervezése, létesítése során, amikor sok esetben a környezetre potenciálisan – kisebb-nagyobb mértékben - ártalmas anyagok elhelyezésére kell megfelelő műszaki megoldást találnunk úgy, hogy a környezetszennyezés veszélyét a minimálisra csökkentsük. A hulladéklerakók megfelelő helykiválasztása, üzemeltetése, műszaki kialakítása illetve hasznosítása tehát mindenképpen aktuális kérdés hazánkban, az Európai Unióban is, de világviszonylatban is. A hulladék elhelyezés központi szervezése hazánkban az 1990-es években jelentősen átalakult (42). A korábban létesült lerakók többnyire szigetelés nélkül készültek úgy, hogy az alapkőzet vízszigetelési tulajdonságait próbálták csupán kihasználni. Ezt követően az újonnan épülő lerakókat már a törvényi előírásoknak megfelelően kellett kialakítani (88), a még működésben lévő, szigeteletlen lerakókat azonban tovább üzemeltették. A magyar 2000. évi XLIII. hulladékgazdálkodással foglalkozó törvény előírta ezen lerakók felülvizsgálatát, illetve a már megtelt hulladéklerakók szakszerű lefedését (106). A települési önkormányzatok számára 2003 januárjától a hulladékkezelés megszervezése kötelező közszolgáltatássá vált. Az Európai Uniós előírásoknak megfelelően 2007-re minden olyan hulladéklerakót meg kellett szüntetni, amely szennyezi környezetét, illetve 2009-re minden hulladéklerakónak meg kellett felelnie az uniós szabványoknak. A felülvizsgálatot nehezíti, hogy az esetek 99 %-ában semmilyen monitoring tevékenység nem folyt, gyakran még a behordott hulladék mennyisége sem ismert. Az 1. ábrán a 2005-2009 között és 2009 után is üzemelő hulladéklerakók területi elhelyezkedése látható (87).

3

1. ábra A 2005-2009 között és 2009 után is üzemelő hulladéklerakók területi elhelyezkedése A háztartási hulladékok legnagyobb részét Magyarországon - a világ legtöbb országához hasonlóan - hulladéklerakókban helyezik el. Közelítőleg a teljes képződő hulladékmennyiség 54 %-a kerül be a lerakókba. A lerakók jelentős része lakott területektől távol helyezkedik el, ami az esetleges csúszások kialakulásakor a személyi sérülések kialakulásának valószínűségét csökkenti. A gazdasági károk azonban gyakran el nem viselhető terheket jelentenek az üzemeltetők számára. A hulladéklerakók állékonyságának vizsgálata kiemelten fontos terület a hulladékgazdálkodással foglalkozó kutatások körében. A mozgást kiváltó tényezők sokrétűsége, és a fizikai-kémiai és biológiai folyamatok bonyolult egymásra hatása miatt meglehetősen nehéz az általános törvényszerűségek feltárása.

Értekezésem fő célja a kommunális hulladéklerakók állékonyság vizsgálataihoz nélkülözhetetlen talajfizikai jellemzők meghatározása hazai viszonyokra, a hulladék degradációs állapotának a figyelembevételével. A nyírószilárdság alakulását a hulladékban található,

erősítést

okozó

alkotórészek

arányának,

anyagának

és

orientációjának

függvényében határoztam meg. A nehezen kivitelezhető és költséges fúrásos mintavétel kiváltása érdekében átszámítási eljárást dolgoztam ki a statikus szonda (CPT) és a fúrási adatok között, az egyes hulladékrétegek degradációs állapotának és talajfizikai jellemzőinek meghatározása céljából.

4

Kutatómunkám, vizsgálataim célja kettős volt. Az első tudományos jellegű: minden szerzett tapasztalatot fel kell használni arra, hogy az eddigi vizsgálati módszereinket, eljárásainkat felülvizsgáljuk, és közelebb kerüljünk a valósághoz. A csak laboratóriumi eredményeken alapuló elméleti kutatómunka, illetve a csak tapasztalati alapokon nyugvó ténymegállapítások külön- külön nem célravezetők. A kettő együtt lehet csak eredményes. A második cél gyakorlati: útmutatást és igazolást kapni a hulladéklerakók kialakításához, az állékonyság növelése érdekében elvégzendő intézkedésekhez és építési beavatkozásokhoz. Munkám során fontos feladatnak tekintettem a tudományos vonatkozásokon túlmenően, hogy az „építésben”, a gyakorlatban tevékenykedő mérnökök számára is többletet adhassak az eddigi ismeretek vonatkozásában. Eredményeimmel a mérnöki építés céljait is szolgálni szeretném, hogy csökkenteni lehessen azokat a károkat, amelyek a hulladéklerakók miatt érik a nemzetgazdaságot.

2 SZAKIRODALMI ÁTTEKINTÉS A hulladéklerakók geotechnikai vizsgálata igen szerteágazó (93). Rendkívül fontos a hulladéklerakók

megfelelő

talajmechanikai

(61),

helykiválasztása

mérnökgeológiai,

(96),

geofizikai

amely

során

vizsgálatokat

környezetföldtani, végzünk

(83).

A

hulladéklerakók tervezés során a szigetelőrendszer kialakítása (86), a depóniatest állékonyságának vizsgálata, a gázmentesítés megtervezése (107), a monitoring rendszer kiépítése, a csurgalékvizek kezelése (44) és a süllyedésvizsgálatok állnak a középpontban (48). Mindazonáltal a nemzetközi gyakorlatban a figyelem a hulladéklerakókban képződő biogáz hasznosítása (31) és a bioreaktorok telepítése felé fordult (58). Ezzel összefüggésben a bioreaktorokban és a hagyományos lerakókban lejátszódó folyamatok megismerése került előtérbe.

5

2.1

HULLADÉKLERAKÓK VIZSGÁLATÁNAK AKTUÁLIS KÉRDÉSEI Az Egyesült Államokban és Európában a hulladéklerakókban képződő metángáz

hasznosítása már évtizedek óta zajlik. Az így nyert energiából áramot állítanak elő, vagy üzemanyagot készítenek. Franciaországban például a Grenoble környéki hulladéklerakó gázhasznosításával több település teljes elektromos áram és gáz ellátása biztosított. A lerakókban képződő metángáz hasznosítása céljából hazánkban is egyre több lerakóba építettek be gázfigyelő kutakat. Jelenleg már egyre több helyen (például a pusztazámori lerakóban) történik kísérlet a fenti energiaforrás kiaknázására. Ehhez a képződő gáz minőségének monitorozása mellett (89) ismernünk kell a lerakókban lezajló biológiai és kémiai folyamatokat, melyekkel a hulladéklerakók gázképződésének időtartamát pontosabban megbecsülhetjük (41). A hulladéklerakók vizsgálata számos tudományos területet érint. A biológiai, kémiai és talajfizikai vizsgálatok mellett, a stabilitásvizsgálatok is kiemelt szerephez jutottak. A hulladéklerakók laboratóriumi

hosszú méréseket

távú

viselkedésének

vetettek

össze

megismerése

számítógépes

érdekében

modellezési

helyszíni (76)

és

eljárások

eredményeivel. A megfelelő modell kidolgozása lehetőséget ad a hulladéklerakókban játszódó folyamatok megértésére (11), melyekkel a lerakók vizsgált elemeinek alakváltozása, degradációs folyamatai, gázképződése és a csurgalékvíz kémiai összetétele is jól becsülhető (57). A nemzetközi geotechnikai gyakorlatban 6 kutatócsoport dolgozott ki különböző modelleket: a GasSim2 angol modell (7), amely kizárólag a gázképződés folyamatát vizsgálja. A Brazil Sao Carlos egyetem által kifejlesztet modell (1) elsősorban az alakváltozásokat kutatja, és becslést ad a gázképződés folyamatára is. A németországi Braunschweigi Műszaki Egyetem által kidolgozott POSE modell (77) a csurgalékvíz kémiai összetételét és a gázképződést modellezi. Az angliai Southamptoni Egyetemen megalkották az LDAT modellt (32), amely a Napier Egyetemen alkalmazott HBM modellhez (56) és a Spanyolországi Cantabria Egyetem által kifejlesztett MODUELO modellhez (47) hasonlóan mind az alakváltozásokat, mind a gázképződést, mind a csurgalékvíz kémiai összetételének alakulását szimulálja. A fenti modellek összehasonlíthatósága számos problémát felvet. Hulladéklerakók viselkedésének laboratóriumi körülmények között történő modellezése meglehetősen nehéz feladat, hiszen a vizsgált anyag összetétele igen heterogén, legnagyobb „szemcseátmérője” pedig az alkalmazott hulladékkezelési technikától függően a deciméteres - méteres

6

nagyságrendet is elérheti. Ennek megfelelően csak kevés helyen áll rendelkezésre megfelelő laboratóriumi háttér a szükséges vizsgálatok elvégzésére. Korábban a lerakók stabilitásának geotechnikai vizsgálatai igen ritkák és csaknem szükségtelenek voltak, hiszen a hulladéklerakók jellemzően igen lapos rézsűkkel (1:3) és kis magasságokkal épültek. A stabilitás vizsgálatokkal szemben azok környezetvédelmi vonatkozásai kerültek a középpontba. A népesség számának jelentős emelkedése, a városiasodás, a gazdaság fejlődése és az életszínvonal jelentős emelkedése a hulladékok mennyiségének ugrásszerű emelkedését vonta maga után. Ez a tendencia azonban nemcsak a fejlett országban mutatkozott meg. A fejlődő országoknál is hasonló változások tapasztalhatóak. Hazánkban a lerakóba kerülő hulladék mennyiségének alakulása a 2. ábrán látható (60). Települési szilárd hulladék összetétele (m/m%, nedves hulladék) PRHK2009.11.26. Kis szemcseméretű hulladék (<20 mm) 15,5

Biológiailag lebomló hulladék 24,4

Veszélyes hulladékok 0,6 Nem osztályozott éghetetlen hulladékok 3,9

Papírok 11,6

Fémek 2,4 Üvegek 4,1 Nem osztályozott éghető hulladék 1,6

Kartonok 4,4

Műanyagok 20,8 Kompozitok Higiéniai hulladékok Textíliák 4,4 3,4 2,8

2. ábra A települési szilárd hulladék összetételének alakulása 2009-ben

A hulladék mennyiségének növekedése a telekárak emelkedésével párosulva arra késztette a szakembereket, hogy a meglévő lehetőségeiket jobban kihasználva nagyobb, mélyebb és meredekebb lerakókat alakítsanak ki. A lerakók méreteinek változása nagyobb terhelést jelent, minek következtében nagyobb nyírószilárdságnak kell mobilizálódnia a hulladéktestben.

A

lerakók

hosszú

távú viselkedésének

7

modellezése

során

azok

alakváltozásait kiemelt fontossággal vizsgáljuk, hiszen a beépítésre kerülő gázkutak, csurgalékvíz elvezető és monitorozó rendszerek illetve lefedések telepítési költsége jelentős, azok folyamatos megfigyelése és karbantartása szükséges (2). Az USA-ban az elmúlt évtizedben több jelentős méretű rogyás és csúszás következett be a hulladéktesteken belül, ami a meglévő csurgalékvíz elvezető rendszert jelentősen megrongálta, a gázkutakat pedig használhatatlanná tette. Mindezek elkerülése érdekében a hulladékok nyírószilárdsági paramétereinek pontosabb megismerése előtérbe került (74). Az elmúlt két évtizedben számos katasztrofális tönkremenetel következett be (lásd 3. ábra és 1. táblázat) mind a mérnökök által tervezett, mind „spontán” létrehozott lerakókban (30).

3. ábra Légi felvétel a Payatas lerakóban (Fülöp- szigetek) bekövetkezett csúszásról (110) 8

Ezek a környezeti károk mellett emberéleteket követeltek (81), amely gyakran meghaladta a természeti katasztrófák áldozatainak számát (68)(69).

Év

Lerakó helye

1984 1988 1989 1989 1993 1994 1996 1997 2000 2005

É-Amerika Kettleman Hills É-Amerika Verona (Olaszország) Isztambul (Törökország) Europa Rumke (USA) Bulbul Drive Landfill (Dél-Afrika) Payatas (Fülöp-szigetek) Bandung (Indonézia)

Lecsúszott hulladék mennyisége (m3) 110000 490000 500000 nincs adat 470000 60000 1200000 300000 15000 2700000

Szerző Koerner, Soong (2000) Mitchell (1990), Seed (1990) Koerner, Soong (2000) Mazzucato (1999) Kocasoy, Curi (1995) Koerner, Soong (2000) Eid (2000) Blight (2004) Merry (2005) (59) Koelsch (2005) (39)

1. táblázat Lerakókban bekövetkezett jelentősebb csúszások és az azokat feldolgozó szakirodalom szerzői (84)

2.2

A HULLADÉK NYÍRÓSZILÁRDSÁGI PARAMÉTEREINEK MEGHATÁROZÁSA A

SZAKIRODALOM SZERINT

A hulladéklerakók vizsgálata egy meglehetősen új tudományág, melynek fejlődése és kiteljesedése napjainkban zajlik. A hulladék heterogén szerkezete teszi igen nehézzé a vizsgált

anyagok

mérnöki

modellezését.

Az

egyes

minták

kora,

térfogatsúlya,

előválogatottsága, tömörítettsége jelentősen befolyásolják a vizsgált hulladék mechanikai tulajdonságait (46). Mindazonáltal a hulladékok jellemzőinek alapos ismerete szükséges annak érdekében, hogy azok mechanikai tulajdonságait időben becsülni tudjuk (34). Az alakváltozási tulajdonságok mellett fontosak a nyírószilárdsági paraméterek vizsgálatai, amelyek ismerete nélkülözhetetlen a rézsűk tervezésénél és a talaj-geoműanyag kölcsönhatás modellezésénél is (90). A nemzetközi gyakorlatban az alábbi vizsgálati módszerek terjedtek el: 1.Laboratóriumi vizsgálatok: - kisméretű mintákkal (triaxiális- és közvetlen nyírás), - nagyméretű mintákkal (triaxiális- és közvetlen nyírás). 2.In-situ (helyszíni) vizsgálatok.

9

3.Back-analízis:

Korábbi

tönkremenetelek, csúszások

vizsgálata alapján szilárdsági

paraméterek meghatározása (71).

1.Laboratóriumi vizsgálatok: Az eddigiekben a legelterjedtebb vizsgálati módszer a közvetlen nyírási kísérlet volt. Ezzel a módszerrel könnyebben lehetett elegendően nagyméretű mintát vizsgálni. Különböző alaprajzú (négyzetes, téglalap és kör) és méretű (63,5 mm átmérőtől 1,5 x 1,5 m alaprajzi méretig) nyíró berendezéseken végeztek vizsgálatokat a hulladék nyírószilárdsági paramétereinek meghatározása érdekében (33). Triaxiális tesztekből kevesebbet végeztek, mivel elegendően nagy triaxiális berendezés kevés helyen áll rendelkezésre (24). A triaxiális vizsgálatokat d=100-300 mm átmérőjű és h=200-700 mm magas méretű mintákon végezték el, amelyeknek eredményeit a szakirodalomban is megtaláljuk (lásd 2. táblázat). A hulladék jellegéből fakadóan laboratóriumi nyírókísérleteknél a csúcsértéket csak igen ritka esetben lehet elérni, ezért a nemzetközi gyakorlatban az elmozdulások és az összenyomódások egy adott határértékénél fejezik be a kísérletet. Közvetlen nyírókísérletek esetén egy felvett elmozdulás értékhez (jellemzően a minta méretének 10 %-a vagy 1/6 része) tartozó nyírási ellenállást tekintik a maximális értéknek, triaxiális kísérleteknél pedig a 1020%-os (ritka esetben 30 %-os) függőleges deformációhoz tartozó értéknél határozzák meg a legnagyobb nyírási ellenállást (82). 2.In-situ (helyszíni) vizsgálatok: A helyszíni vizsgálatok során lehetőség nyílik zavartalan mintavételre, a hulladék lerakott állapotban való megvizsgálására és nagymodell kísérletek elvégzésére is. A kísérletek azonban csak bonyolult és igen költséges berendezésekkel végezhetőek el, így azokat csak ritkán alkalmazzák (12). 3.Back-analízis: Mivel a laboratóriumi vizsgálatok elvégzéséhez szükséges, megfelelő háttér csak kevés helyen áll rendelkezésre, és azok eredményeit az alkalmazott berendezések jellege is erősen befolyásolja, napjainkban a back analízis alkalmazása került előtérbe (84). A back analízis során

korábban

bekövetkezett

csúszásokat,

tönkremeneteleket

modellezünk

és

visszaszámítjuk az események ismeretében a hulladéktest talajfizikai paramétereit (3). A

10

valóságban lejátszódott események vizsgálatakor a csúszólap helyének az ismeretében következtetni tudunk a tönkremenetel jellegére, a gyenge síkok helyzetére is. A 2. táblázat a szakirodalomban fellelhető (23), lényegesebb korábbi vizsgálatok eredményeit tartalmazza időrendi sorrendben (a teljesség igénye nélkül). Vizsgálat típusa

Minta mérete

AC –TX

-

Nincs adat Nincs adat Nincs adat Nincs adat Nincs adat Nincs adat Nincs adat

Nyírószilárdsági paraméterek c=0 kPa φ=24-42° c=7 kPa φ=38° c=0 kPa φ=30-40° c=10-20 kPa φ=30-35° c=0 kPa φ=30° c=10 kPa φ=15-17° c=1-20 kPa φ=25-35° c=7,5 kPa φ=17,5°

Nincs adat

c=5 kPa φ=17,5-25°

Nincs adat

c=5-15 kPa φ=32-38° c=0-10 kPa φ=30-35°

Közvetlen nyírás

c=10-23 kPa φ=24-42°

434 x 287

Nincs adat

c=0-20 kPa φ=20-30°

Nincs adat

c=0-50 kPa φ=17-40°

Triaxiális Közvetlen nyírás

D=130, h=76-102

φ=39-53°

Helyszíni közvetlen nyírás

A=1,5 m2

-

Egyirányú nyomó kísérlet 30 kPa-ig Egyirányú nyomó kísérlet 30 kPa fölött

Hivatkozás

-

Stoll (1971)

Háztartási hulladék Háztartási hulladék

Gay et al. (1978) Cassina (1979) Gondolla et al. (1979)

Kb. 30 éves hulladék

Rettenberger et al. (1980) Spilmann (1980)

Települési hulladékösszlet Lerakó szennyvíziszappal Települési és ipari hulladék szennyvíziszappal Települési és ipari hulladék Vegyes kanadai hulladék (papír, zöldhulladék, fém, műanyag) Települési hulladék (friss és előkezelt) Friss és idősebb háztartási hulladék

c=0-60 kPa φ=15-28° c=0-100 kPa φ=0-10°

Triaxiális

Back analízis

Törési kritérium/ Vizsgált anyag

Müller (1981) Salomo (1985) Pregl (1988)

Schumann (1989) Landva és Clark (1986, 1990)

Drescher (1990)

Turczynski (1990) Jessberger (1990) Singh and Murphy (1990)

10 %-os nyírási elmozdulás / 10-48 éves hulladék Kommunális hulladék

c=10 kPa φ=25 ° c=24 kPa φ=0 ° c=0 kPa φ=30 °

Siegel (1990) Richardson és Reynolds (1991) Cowland (1993) Kavazanjain (1995) Kavazanjain (1995)

11

Helyszíni közvetlen nyírás

1500 x1500 x1500

c=10 kPa φ=30°

CU Triaxiális

71,0

c=6,8 φ=34°

CU Triaxiális

d=250 h=650 d=300 h=600 d=100 h=200

Feszültség függő

5%, 10%, 20%

Grisolia (1995)

φ=31-49° max. feszültségnél

1-3 éves hulladék

Jessberger és Kockel (1995)

Közvetlen nyírás

1220 x 1220 x 1220

c=5kPa 35°

Drénezett nyírás

63,5

Triaxiális

közvetlen

Üveg, papír, fém és építési törm. 20 % feszültség/ Hamu, talaj, kőzet, textil, műanyag, fém.

φ=33-

c=0-27,5 kPa φ=20,5-39° 40 %-os feszültségnél: c=70 kPa φ=45°

Drénezett triaxiális

-

Közvetlen nyírás

D=300

c=27 φ=42°


d=300 h=600

φ=30-35°

Közvetlen nyírás

D=460

c=43 φ=31

Egyszerű nyírókísérlet

454

c=16-30 kPa φ=33-59°

Közvetlen nyírás

D=800 H=440

c=43 φ=31°

Nagy közvetlen nyírás és back analízis Egyszerű nyírókísérlet Drénezett nyírás

közvetlen


450 x 305 x 300 450 x 305 x 300

150 és 200

Drénezett triaxiális közvetlen

900

Gabr és Valero (1995)

Houston (1995) Gabr és Valero (1995)

-

Grisolia és Napoleoni (1996)

Legnagyobb elmozdulás / Friss hulladék

Edincliler (1996) Aburatani (1998)

10 %-os feszültség/ 11-35 éves hulladék 10 %-os feszültség Veronai kommunális hulladék

c=25kPa φ=35°


Drénezett nyírás

Háztartási hulladék és építési törmelék 5 és 10%-os feszültség

Withiam (1995)

c=0 kPa φ=2629,2° c=0 kPa φ=29,4° 10 %-os feszültségnél: c=23,3 kPa φ=20° 30 %-os feszültségnél: c=77,4 kPa φ=32° Normál víztartalom mellett c=39,2 kPa φ=29° Telített mintánál c=60,7 kPa φ=23° c=67 kPa φ=23°

12

Kavazanjian (1999)

Kavazanjian (1999) Mazzucato (1999) Eid (2000)

Feldarabolt hulladék

Pelkey (2001)

2-5 éves hulladék

Pelkey (2001)

10, 20 és 30 %-os

Vilar és Carvalho (2002)

20 %-os

Vilar (2002)

és

Carvalho

20 %-os

Vilar (2002)

és

Carvalho

Szerves anyag, papír, textil, műanyag, fém, talaj.

Caicedo (2002b)

CU- Triaxiális

c=45kPa φ=14°

300

Caicedo (2002a)


-

-

Műanyag, textil, talaj, fém.

Drénezett nyírás

400 x 250 x 100

Deformáció függő: c=2,5-4 kPa φ=21-36°

Brazil kommunális hulladék.

D=100 h=200

-

közvetlen

Drénezett triaxiális Triaxiális

c=49kPa φ=26° c=0kPa φ=43°

Közvetlen nyírás

c=15kPa φ=36° c=0kPa φ=3641° c=0kPa φ=3537° c=0-8,4kPa φ=35-47° c=16-36kPa φ=21-41°

Triaxiális Nagy triaxiális Nagy triaxiális Nagy triaxiális

15 %-os feszültségnél Szerves talaj, műanyag, kő. 15 éves hulladék. Kommunális hulladék. 200 kPa-nál

Gomes (2002) Mahler és De Lamare Netto (2003) Towhata (2004) Vilar and (2004)

Carvalho

Zekkos (2005) Zekkos (2007) Zwanenburg (2007)

Kommunális hulladék.

Singh (2007) Singh (2008)

2. táblázat Hulladékok nyírószilárdsági paramétereinek adatai a szakirodalom alapján A 4. ábra az említett laborvizsgálatok alapján a súrlódási szög és a kohézió alakulását mutatja. Mint látható a hulladék heterogén szerkezetéből adódóan a mért értékpárok jelentős

c

szóródást mutatnak. 120,00 110,00 100,00 90,00 80,00 70,00 60,00 50,00 40,00 30,00 20,00 10,00 0,00 0,00

10,00

20,00

30,00

40,00

50,00

60,00

70,00

fi

4. ábra A súrlódási szög és a kohézió értékei laborvizsgálatok alapján

13

3 HULLADÉKOK NYÍRÓSZILÁRDSÁGI PARAMÉTEREINEK MEGHATÁROZÁSA A DEGRADÁCIÓS FOK SZERINT

HULLADÉKOK LEBOMLÁSI FÁZISAI

3.1

A biodegradációs hulladéktárolás (29) egy, a közelmúltban kialakult hulladékgazdálkodási eljárás melynek alapja, hogy a szerves anyagok anaerob bomlását jellemzően a nedvesség szabályozásával (17), vagy biológiai úton gyorsítják (75). Az eljárás során a teljes lebomlási folyamat időtartama jelentősen csökken, a fejlődő depóniagáz minősége javul, hamarabb válik hasznosíthatóvá, a konszolidációs idő csökken, miáltal a lerakható hulladék mennyisége megnő. Figyelembe véve ezen pozitív jellemzőket, a bioreaktorok alkalmazása világszerte terjed (72). A települési szilárdhulladék-lerakó lényegében egy természetes, nagytérfogatú „bioreaktornak” fogható fel (35), ahol a levegőtől elzárt (anaerob) körülmények dominálnak, tehát a szerves anyagok lebomlása lassú (27). A lerakóban lényegében öt leépülési fázis megy végbe, amelyek időben egymást követik (lásd 5. ábra) (28): 

a lerakás után egy rövid aerob fázisban a hulladék szerves alkotóinak egy része a még jelenlévő oxigénnel szén-dioxiddá és vízzé alakul át;



ezt követően az első anaerob fázisban a nagy molekulájú szerves anyagok lebontása megy végbe kismolekulájú anyagokká: a fehérjékből, zsírokból, szénhidrátokból egyszerű aminosavak, zsírsavak, cukor és víz keletkezik;



a második anaerob fázisban az erjesztő és savasító baktériumok aktivitása megnő, folyékony zsírsavak, széndioxid, hidrogén keletkezik;



az anaerob folyamat további lefolyása során megnő a metánképző baktériumok aktivitása: metán, szén-dioxid és víz képződik;



a folyamat végén csak a nehezen leépülő szerves anyagok maradnak vissza, fokozatosan ismét nitrogén és oxigén diffundál a depóniatestbe.

14

5. ábra A hulladék bomlási fázisai (92) Kutatómunkám során a hulladék nyírószilárdsági paramétereinek alakulását vizsgáltam meg a lebomlási folyamat alatt laboratóriumi kísérlettekkel.

3.2

HELYSZÍNI VIZSGÁLATOK ISMERTETÉSE Közös együttműködési program keretében a Pusztazámori Regionális Hulladéklerakóban

végeztem helyszíni méréséket. A több lépcsős vizsgálatsorozatban összesen 7 db CPT statikus szondázás készült két ütemben (15,0-22,0 m mélységben), 4 db dinamikus szonda eredménye lett rögzítve, és 4 db nagyátmérőjű fúrást mélyítettünk térszint alatti 12-12-20-21 méteres

15

mélységig. A vizsgálati jegyzőkönyveket a melléklet tartalmazza. A lerakó helyszínrajzán feltüntettük az egyes vizsgálati helyeket, amelyeket a 6. ábra mutat.

6. ábra A helyszíni vizsgálatok helyei a Pusztazámori regionális hulladéklerakó helyszínrajzán A hulladéktest osztályozása már a fúrási folyamat során megkezdődik, ahol elsősorban mennyiségi információ gyűjthető a hulladékról, de igen fontos az egyes jellegzetességek (összetétel, halmazállapot, víztartalom, egyedi jelleg) feltüntetése is a fúrási naplóban.

16

A statikus szondázások előtt a műszer védelme érdekében minden alkalommal dinamikus szondát mélyítettünk le. A hulladék jellegéből fakadóan a dinamikus szonda gyakran elakadt és csak többszöri próbálkozás után találtunk statikus szondázásra alkalmas keresztmetszetet. A gondos előkészítés ellenére is előfordult, hogy a CPT is elakadt, így egy-egy tervezett mérést csak sokadik próbálkozásra sikerült elvégezni. Mintavétel céljából 4 db nagyátmérőjű fúrást mélyítettünk a hulladéktestbe a terepszint alatti 12-12-20 és 21 méteres mélységig. A mintákat az előírásoknak megfelelően megjelölve és lezárva szállítottuk a laboratóriumba további vizsgálatok céljából. A fúrások végeztével a lyukakat becsöveztük és monitoring kutakat alakítottunk ki belőlük. A kutak esetleges sérülését elkerülendő a fúrásokat a második (magasabban fekvő) padkában mélyítettük le, ahol további lerakási tevékenységre és kompaktálásra már nem kerül sor. A fúrások mélységének meghatározásakor a döntő szerepet az aljzatszigetelő rendszer épségének megóvása jelentette.

A lerakó egészére vonatkozóan ismert a hulladéktest sűrűsége, amelyet évente meghatároznak a behozott anyag tömegének és a hulladéktest GPS-es mérőműszerrel meghatározott térfogatának hányadosaként. A hulladék térfogatsűrűségének az alakulását 2000 óta a 3. táblázat mutatja. Év 2000 2001 2002 2003 2004 2005 2006 2007 2008 2009

Depónia tömege (t) 114.283 358.859 769.734 1.333.943 1.988.300 2.540.654 3.026.669 3.428.754 3.847.867 4.245.516

Depónia térfogata (m3) 134.000 422.000 832.000 1.302.000 1.913.000 2.341.000 2.629.600 2.878.400 3.099.000 3.317.000

Térfogatsűrűség (t/m3) 0,853 0,85 0,925 1,025 1,039 1,085 1,151 1,191 1,242 1,28

3. táblázat A hulladék depónia térfogatsűrűségének alakulása a Pusztazámori Regionális Hulladéklerakóban

17

3.3

LABORATÓRIUMI VIZSGÁLATOK BEMUTATÁSA A hulladékok laboratóriumban végzett geotechnikai vizsgálatára vonatkozó hazai és

nemzetközi szabályozás sem határozza meg egyértelműen a vizsgálat menetét, a szükséges minta mennyiségét, a vizsgálat sebességét és egyéb körülményeit (36). Ezzel ellentétben a lerakók telepítésére, kémiai- biológiai vizsgálataira részletes szabályozási rendszer létezik (91). Ennek megfelelően az egyes eredmények összehasonlíthatósága igen nehézkes, hiszen számos szerző e körülményekre nem tér ki az eredmények ismertetésekor. Laboratóriumi vizsgálataim során az EUROCODE 7 (20) szerint dolgoztam. Az alkalmazott szabványokra és előszabványokra az egyes vizsgálatoknál részletesen hivatkozom.

3.3.1 MINTÁK BOMLÁSI FOKÁNAK MEGHATÁROZÁSA A vizsgált minta degradációs fokát a szakirodalom alapján a víztartalom, a kor (60), az összetétel és a szervesanyag tartalom együttes figyelembevételével állapítottam meg. A degradációs állapot meghatározásakor a csurgalékvíz minták vízkémiai kiértékeléseinek az eredményeit is felhasználtam, amelyeket a 4. táblázat mutat. Mért érték Vizsgált jellemző

Vizsgálati módszer

101 kút

102 kút

pH

MSZ 448-22

8,4

8,4

Kloridion tartalom, mg/dm3

MSZ 448-15

6200

7600

Szulfátion tartalom, mg/dm3

MSZ EN 196-2

70

500

Ammóniumion, mg/dm3

IDRIMETER

4000

8000

Oxigénfogyasztás, mg/dm3

MSZ 448-20

7520

3840

24600

19861

Hidrogén-karbonátion tartalom, mg/dm3 MI-04.88/4-82

4. táblázat Csurgalékvizek vízkémiai vizsgálatai

Annak érdekében, hogy a fúrásokba telepített figyelőkutak ne rongálódjanak, a fúrások a felső padkában készültek, mivel ott már nem folyik további lerakási tevékenység. Itt a lerakási tevékenység már 2009-ben befejeződött és a hulladékra egy vékony fedőréteg került. Ennek 18

megfelelően a felszín közeli rétegek is levegőtől elzártan, anaerob állapotban, azaz a II. bomlási fázisban vannak. A vizsgálataimhoz szükséges I. degradációs állapotú hulladékot a frissen beszállított hulladékból nyertem. A mélyebben fekvő rétegek degradációs állapotát a csurgalékvíz kémiai vizsgálatai alapján határoztam meg. Az eredményeket (lásd 9. táblázat) az 5. ábra alapján vizsgálva megállapítható, hogy a 101-es kútból nyert minta a IV. állapotra (ún. metán fázis), míg a 102-es kútból vett minta a III. állapotra (közbülső anaerob fázis) jellemző adatokat mutatja.

3.3.2 VÍZ- ÉS SZERVESANYAG TARTALOM MEGHATÁROZÁSA A laboratóriumi feldolgozás során első lépésben a hulladékot 16 mm-nél kisebb és annál nagyobb „szemcseátmérőjű” frakciókra bontottam szét szitálással, melynek képeit a melléklet tartalmazza. A 16 mm-nél kisebb szemcseátmérőjű anyagokat a nemzetközi gyakorlat „talaj jellegű” alkotórészként nevezi (112) el. A hulladék e csoportját a szokásos talajmechanikai módszerekkel tudjuk vizsgálni, azaz meghatározzuk a víztartalmát (63), szervesanyag tartalmát (62) és szemeloszlási görbéjét (66). A vizsgált minták szervesanyag tartalmát és víztartalmát az 5. táblázat mutatja. Minta neve (degradációs foka) A (1) B (1) C (1) D (2) E (2) F (2) G (3) H (3) I (3) J (4) K (4) L (4) M (5) N (5) O (5)

Víztartalom (%) 32,3 35,7 29,5 45,6 54,6 57,8 88,5 84,2 79,6 106,7 95,7 103,8 121,4 115,6 118,9

Szervesanyag tartalom(%) 63,8 56,4 50,1 42,5 40,9 37,5 32,6 35,9 35,7 29,4 25,6 27,2 18,9 23,6 15,3

5. táblázat A vizsgált hulladékminták víztartalmának és szervesanyag tartalmának alakulása az egyes degradációs fázisok esetén A hulladékminták víztartalmának ismerete kiemelten fontos a geotechnikai elemzések alkalmával (109). A minták víztartalma a hulladék degradációja során folyamatosan változik. 19

A hulladék lerakását követően annak víztartalma azonnal nőni kezd, mivel egyes alkotórészek –mint a papír vagy a textil – adszorpciós úton vizet kötnek meg. A hulladék víztartalmát annak kora, a lebomlás, az időjárás alakulása, hirtelen csapadékosabb időszakok, és az évszakok változása is jelentősen befolyásolja (25). Mindazonáltal megállapítható, hogy a hulladék víztartalma a felszín közelében a legkisebb, majd a mélységgel folyamatosan növekszik. A bomlási folyamat során a víztartalom szintén jelentősen növekszik. Vizsgálati eredményeim jó egyezőséget mutatnak korábbi szakirodalmi adatokkal is, amelyeket a 6. táblázatban foglaltam össze. Szerző Sowers (1973) Huitritic (1981) Gifford (1990) Landva és Clark (1990) Blight (1992) Tchobanoglous (1993) Coumoulos (1995) Gabr és Valero (1995) Varga (2010)

Víztartalom(%) 10-50 15-40 14-68 15-125 10-100 15-45 20-125 30-130 29,5-121,4

6. táblázat Hulladékok víztartalmának alakulása a szakirodalom és jelen kutatás szerint

A hulladék szervesanyag tartalmának változása jelentősen befolyásolja annak mechanikai tulajdonságait. A hulladék szervesanyag tartalma a degradáció folyamán csökken, azaz mélyebben kisebb szervesanyag tartalmat tapasztalunk, mint a felszín közeli, frissen lerakott hulladék rétegekben, amelyek még az első lebomlási szakaszban vannak. A degradáció folyamán leghamarabb a szerves alkotók bomlanak le, a hulladék vázszerkezete megváltozik, tömörsége megnő. Jelen kutatásban is a szervesanyag tartalom csökkenését tapasztaltam a lebomlás előrehaladtával.

20

3.3.3 SZEMELOSZLÁS MEGHATÁROZÁSA A vizsgált hulladékminták szemeloszlását a hagyományos talajmechanikai módszerekkel határoztam meg (66). Az egyes minták szemeloszlási görbéit a melléklet tartalmazza, mintaként azonban a 7. ábrán bemutatom az 5 eltérő bomlási fokú minta eredményeit.

7. ábra Hulladékok szemeloszlási görbéi Látható, hogy az egyes lebomlási szakaszokban a szemeloszlási görbe egyre feljebb tolódik, az egyes szitákon egyre több „szemcse” fér át. A degradáció alatt egyes alkotók apróbb darabokra törnek szét, mások lebomlanak vagy gázzá, és folyadékká alakulnak, a hulladék tömörebb lesz. A degradáció tehát a szemeloszlási görbe jelentős eltolódását eredményezi.

21

A. 8. ábrán a hulladékot alkotó frakciók arányának alakulását mutatom be a lebomlási folyamat során. Minden degradációs állapotban több kísérletet végeztem, majd ezek átlagát tüntettem fel a grafikonon. Az egyes mintákhoz tartozó mérési eredményeket a melléklet tartalmazza. A hagyományos talajmechanikai szemeloszlási vizsgálat a „macskakő” csoportot a 63-200 mm szemcseátmérőjű alkotókra használja, míg a 200-630 mm közötti alkotókat görgetegnek nevezi. A szemeloszlási görbén ez a tartomány már nem látható (94), de a hulladék szétválogatása során bebizonyosodott, hogy a 63 mm-nél nagyobb szemcseátmérőjű alkotók minimális kivétellel a „macskakő” osztályba tartoztak, így görgeteg kategóriát nem különböztettem meg. 70,00

Alkotók aránya (%)

60,00 50,00

1.degradációs fok

40,00

2.degradációs fok 3.degradációs fok

30,00

4.degradációs fok

20,00

5.degradációs fok

10,00 0,00 Macskakő

Kavics

Homok

Iszap

Agyag

Frakciók

8. ábra A hulladékot alkotó frakciók arányának alakulása a bomlási folyamat során

Az ábrán jól látható, hogy a lebomlás előrehaladtával a legjelentősebb változás a macskakő és az agyag frakciónál volt. Az eredmények könnyebb kiértékelése érdekében a macskakő+kavics frakciót (durva szemcsék) és az agyag+iszap frakciót (finom szemcsék) összevonva ismét ábrázoltam az eredményeket, melyet a 9. ábra mutat be.

22

80,00


70,00 60,00 1.degradációs fok

50,00

2.degradációs fok 3.degradációs fok 4.degradációs fok

40,00 30,00

5.degradációs fok

20,00 10,00 0,00 Macskakő+Kavics

Homok

Agyag+Iszap

Frakciók

9. ábra Az összevont frakciók arányának alakulása a bomlási folyamat során Ez a felosztás még szemléletesebben mutatja a hulladék szemcseméretének változását a degradáció alatt. A durva szemcsék aránya 76%-ról 33%-ra csökkent, míg a finom szemcsék aránya 8%-ról 42%-ra emelkedett. A homok jellegű alkotók aránya 16-26% között változott, itt jellemző tendencia nem volt megfigyelhető. A fentiek alapján megállapítható, hogy az általam vizsgált hulladék esetén egy adott hulladékminta szemeloszlási vizsgálatával az adott minta degradációs állapota becsülhető. Természetesen a szemeloszlást a minta összetétele, a lerakott hulladék jellege, az előválogatottság foka és a lakosság fogyasztási szokásai alapvetően befolyásolják, ezért hasznos lenne az eredményeket összevetni más lerakókból vett minták adataival. A 7. táblázatban az összevont frakciók százalékos arányára vonatkozó intervallumot fogalmaztam meg az egyes degradációs állapotok esetében. Degradációs állapot 1.

2.

3.

4.

5.

Durva szemcsék (%)

66-86

58-75

40-58

30-45

25-40

Homok (%)

10-25

11-27

20-35

20-35

20-35

Finom szemcsék (%)

5-15

8-18

15-30

25-40

35-50

7. táblázat A hulladékot alkotó összevont frakciók arányának alakulása a bomlási folyamat során 23

Ezen táblázat segítségével az általam vizsgált hulladékoknál egy minta degradációs állapota a szemeloszlási görbe alapján jól becsülhető. A degradációs állapot ismerete az állékonysági vizsgálatok elvégzéséhez szükséges talajfizikai paraméterek felvétele során igen hasznos információ.

3.3.4 HATÉKONY TÉRFOGATSÚLY MEGHATÁROZÁSA A vizsgált hulladékok térfogatsúlyát szintén az EUROCODE (64)(65) alapján határoztam meg. Az eredményeket a 8. táblázat foglalja össze. Minta neve (degradációs foka) A (1) B (1) C (1) D (2) E (2) F (2) G (3) H (3) I (3) J (4) K (4) L (4) M (5) N (5) O (5)

γ(kN/m3) 7,98 8,42 8,13 8,76 8,50 9,11 9,44 9,23 9,85 10,31 10,11 10,28 11,20 11,02 10,70

8. táblázat Hulladékminták térfogatsúlya

A hulladék térfogatsúlya a bomlási folyamat során fokozatosan növekedett, ami a mélységel alapvetően nő, hiszen a hulladék leterheltsége is megnő. Ez a tendencia az apróbb alkotók töredezésével, a tömörödéssel, a szerves anyagok átalakulásával is magyarázható, ami a vázszerkezet tömörödését idézte el. A laboratóriumban kis mintákon mért értékek jó egyezőséget mutatnak a hulladéklerakó egészére vonatkozó adatsorral (lásd 3. táblázat).

24

3.3.5 HULLADÉK ÖSSZETÉTELÉNEK MEGHATÁROZÁSA A 16 mm-nél nagyobb szemcseátmérőjű alkotórészeket anyaguk szerint kézzel válogattam szét. Ez alapján papír, műanyag, fa, kavics fém, textil, és egyéb kategóriákat különböztettem meg. A vizsgált lerakó korától, helyétől, a behordó terület gazdasági fejlettségétől és a lakosság vásárlási szokásaitól függően a hulladék összetétele széles skálán változik. A hulladék osztályozására és szétválogatására a 10. ábrán mutatok be egy példát.

10. ábra A hulladék szétválogatása alkotó anyagok szerint

A Pusztazámori Regionális Hulladéklerakóban évente készülő vizsgálati jelentés is tartalmaz hulladék összetételi vizsgálatot, melynek eredményét a 2. ábra mutatja. A vizsgálatok eredményei alapján a 16 mm-nél kisebb szemcseátmérőjű hulladék csoport tömege jellemzően a minta tömegének 40-70 %-át jelentette. A 9. táblázat öt általam vizsgált eltérő degradációs állapotú minta összetételének alakulását mutatja. 16 mm-nél kisebb alkotók Papír Műanyag Fa Kavics Fém Textil Egyéb

A (1) 42 20 15 2 5 2 7 7

D(2) 49 18 16 2 4 2 6 3

G(3) 59 11 18 1 3 2 3 3

L(4) 62 8 19 1 3 2 3 2

N(5) 66 5 21 1 2 2 1 2

9. táblázat Különböző hulladék típusok tömegszázalékos aránya a vizsgált mintákban

25

A táblázatban jól látható, hogy a bomlás előrehaladtával a papír jellegű alkotók tömegszázaléka jelentősen csökkent, míg a 16 mm-nél kisebb szemcseátmérőjű részek aránya növekedett. Az általam megvizsgált minták esetében a papír, a műanyag és a 16 mm-nél kisebb alkotórészek alkották a minta nagy részét. A fa alkotórész aránya minimális volt, ami az előválogatásnak és a komposztálásnak a következménye. A kavics és fém alkotók alacsony aránya szintén a részleges előválogatásnak az eredménye.

3.3.6 KÖZVETLEN NYÍRÓKÍSÉRLET ISMERTETÉSE 3.3.6.1 AZ ALKALMAZOTT NAGY NYÍRÓLÁDA BEMUTATÁSA Hulladékok nyírószilárdsági paramétereinek meghatározása igen bonyolult feladat a minta előkészítése, beépítése és mérete miatt, ezért a korábbi kutatásokban jellemzően 5-20 vizsgálati eredmény született az egyes szerzőktől, gyakran csak egyetlen feltárásból dolgozva. Jelen kutatási folyamatban 15db nagy nyírókísérletet végeztem 500 x 500 x 400 mm-es nyíróládában a feltárt hulladék υ-c-jének meghatározására (105). A vizsgálatokra a Budapest Műszaki Egyetem Geotechnikai Tanszékének laboratóriumi csarnokában került sor.

Vizsgálataim során különböző összetételű mintákat készítettem. A vizsgált minták beépítése az amerikai javaslatok alapján történt. Első ütemben a helyszíni viszonyoknak megfelelő hulladék összetétel elérése érdekében a 16 mm-nél kisebb és nagyobb alkotórészeket a fúrás során meghatározott tömegszázalékban kevertem össze, figyelembe véve az egyes anyagtípusok arányát is. A minta beépítését a feltárás során meghatározott víztartalom mellett végeztem el. A nemzetközi gyakorlatnak megfelelően a maximális alkotórész mérete nem haladhatta meg a mérőeszköz méretének 1/6-od részét, azaz a 8,3 cm-t. Mivel a kevésbé degradálódott, frissebb hulladékban gyakran előfordultak ennél nagyobb szemcséjű alkotók, a nagyobb darabokat ollóval daraboltam fel a megfelelő méretre. A hulladékot jellemzően 8 rétegben tömörítettem be. Hulladékok

esetében

nagy

nyíródobozzal

végzett

kísérleteknél

az

egyes

normálfeszültségekhez igen nehéz azonos összetételű és tömörségű mintákat beépíteni. Az egységes összetétel elérése érdekében a nemzetközi szakirodalomban alkalmazott technika szerint a legkisebb normálfeszültség mellett elvégezzük a nyírást, majd visszahúzzuk a mintát, és megterheljük a következő normálerővel (6). A már korábban elnyírt mintát természetesen tovább kell tölteni, hiszen a nagyobb teher hatására tovább tömörödik. Ezt követően 26

elvégezhetjük a második vizsgálatot is. A első és a második nyírási sík a tömörítés és újratöltés következtében nem esik egybe, hanem egymással közelítőleg párhuzamosan fog elhelyezkedni. Ez a gyakorlat a nemzetközi kutatások során terjedt el, miután Mazzucato (55) laboratóriumi kísérletekkel bebizonyította, hogy külön-külön beépített minták és újra elnyírt minták esetén a nyírószilárdsági paraméterek közötti eltérés elhanyagolható volt. Vizsgálataim során 50-100-150-200 kPa normálfeszültség mellett végeztem el a kísérleteket. A minták beépítését követően a vas terhelőlemezt a fenti normálfeszültségekkel terheltük meg, figyelve arra, hogy a nyíróláda széléhez ne érjen hozzá a lemez. A függőleges terhelést egy acél terhelő hídhoz csatlakoztatott sajtó biztosította, amelyet folyamatosan kontrolláltunk az erőmérő segítségével. Az általunk készített berendezésről készült fényképeket a 11. ábra és a melléklet mutatja.

11. ábra Közvetlen nyírókísérlet 500 x 500 x 400 mm-es nyíróládában

A vizsgálatok alatt a láda felső része vízszintes irányban ki volt támasztva, alsó részét pedig egy másik hidraulikus sajtóval toltuk el. Az alsó rész egy görgőkre fektetett 27

vaslemezzel együtt tudott elmozdulni. A görgőket a súrlódás minimalizálása érdekében a vizsgálatok előtt grafitos zsírral kentük be. Az alsó és a felső láda között a súrlódást szintén zsírozással és az alsó ládára ragasztott műanyag fólia elhelyezésével csökkentettük. Az elmozdulást mérőórán olvastam le. A vizsgálat során meghatározott elmozdulás értékekhez tartozó erő értékeket rögzítettem a nyírási jegyzőkönyvben. A vizsgálatot addig folytattuk, amíg az elmozdulás az eszköz méretének 1/6-od részét, azaz a 83 mm-t el nem érte. A nyírási jegyzőkönyv adatait az Excel program segítségével dolgoztam fel. Az egyes elmozdulásokhoz tartozó nyírófeszültség értékeket és a normálfeszültség – nyírófeszültség diagrammokat a melléklet tartalmazza.

3.3.6.2 A VIZSGÁLATI EREDMÉNYEK ISMERTETÉSE Jelen kísérletsorozatban 15 db közvetlen nyírókísérletet végeztem el, amely során minden degradációs

fázishoz

3

mintát választottam. A kísérleteket

50-100-150-200 kPa

normálfeszültség mellett folytattam le. Az egyes mérések alkalmával –a korlátozott alakváltozási lehetőségek miatt- a minták nem érték el a törési állapotot, ami a hulladék jellegéből fakad és a szakirodalmi adatok is hasonló tapasztalatokról számolnak be. Az eredményként kapott nyírószilárdság értékeket a normálfeszültségek függvényében a 12. ábra szemlélteti. 180 B

160

C A

Nyírószilárdság (kPa)

140 120

E D

100

F I

80

G H

60

J K

40

L M

20

N O

0 0

50

100

150

200

Normálfeszültség (kPa)

12. ábra A nyírószilárdság alakulása a normálfeszültségek függvényében

28

250

Mint látható, a bomlási folyamat előrehaladtával az adott normálfeszültségekhez tartozó nyírószilárdság értéke jelentősen, akár harmadára csökken, azaz a hulladéktest „teherbírása” a degradáció folyamán romlik. Minden vizsgált esetben meghatároztam a minták belső súrlódási szögét (υ) és kohézióját (c), amelyet a 10. táblázatban foglaltam össze. 1.állapot φ(°) c(kPa) 2.állapot φ(°) c(kPa) 3.állapot φ(°) c(kPa) 4.állapot φ(°) c(kPa) 5.állapot φ(°) c(kPa)

A 34,86 4,31 D 26,78 15,17 G 23,08 12,68 J 21,49 12,28 M 21,09 5,47

B 35,99 25,74 E 28,4 4,4 H 22,35 10,59 K 21,74 9,87 N 20,32 3,69

C 35,42 26,15 F 22,92 22,13 I 23,46 15,67 L 21,92 11,29 O 19,77 3,44

10. táblázat A belső súrlódási szög és a kohézió alakulása az egyes bomlási állapotokban

Az eredmények alapján látható, hogy a hulladék súrlódási szöge és kohéziója is csökkent a degradáció folyamán. Az általam kapott értékpárokat a korábbi szakirodalmi adatokkal is összehasonlítottam, amit a 13. ábra mutat. 1. Bomlási áll. 4. Bomlási áll.

Szakirodalmi adatok 3. Bomlási áll.

2. Bomlási áll. 5. Bomlási áll.

90,00 80,00 70,00

c (kPa)

60,00 50,00 40,00 30,00 20,00 10,00 0,00 0,00

10,00

20,00

30,00

40,00

50,00

60,00

70,00

fi (fok)

13. ábra A belső súrlódási szög és a kohézió alakulása hulladékok esetén 29

Az ábrán eltérő színnel jelöltem az egyes degradációs állapotokhoz tartozó eredményeket. A jelen vizsgálatsorozatban kapott eredmények jól illeszkednek a korábbi szakirodalmi adatok halmazába. Az ábra alapján megállapítható, hogy a degradáció elsősorban a súrlódási szög jelentős csökkenését vonja magával. A kohézió alakulása elsősorban a minta fibrózus jellegéből adódik, ami szintén az összetétel függvénye. Hulladékok esetében az inhomogén összetételből fakadóan a teherbírás jellemzésére inkább a nyírószilárdság értékét használjuk υ és c helyett. A 14. ábra adott normálfeszültségek esetén az egyes bomlási állapotokhoz tartozó nyírószilárdság értékeket mutatja. 100 kPa

50 kPa

120


Nyírószilárdág (kPa)

60 50 40 30 20 10 0

100 80 60 40 20 0

0

1

2

3

4

5

6

0

1

Degradációs állapot

3

4

5

6

5

6


200 kPa

150 kPa

200

160 140 120 100 80 60 40 20 0

Nyirószilárdság (kPa)


2

150 100 50 0

0

1

2

3

4

5

6

0


1

2

3

4


14. ábra A nyírószilárdság alakulása a bomlási folyamat során

Vizsgálataim elemzésekor minden normálfeszültség esetén megvizsgáltam a degradáció nyírószilárdságra gyakorolt hatását.

30

A fenti vizsgálati eredmények alapján friss hulladék nyírószilárdságának az ismeretében lehetőség van a bomlási folyamat során a nyírási teherbírási értékek megbecslésére, és a lerakók hosszú távú stabilitásának az ellenőrzésére. Az eredmények alapján teherbírási görbéket határoztam meg, melyekkel a hulladék szilárdságának időbeni alakulása jól modellezhető. A teherbírási görbéket a 15. és a 16. ábra mutatja. 180


160

50 kPa

100 kPa

150 kPa

200 kPa

140 120 100 80 60 40 20 0 0

1

2

3

4

5

6

Degradációs fok

15. ábra


Hulladék nyírószilárdságának változása a degradáció alatt 1. degradációs fok

2. degradációs fok




180 160 140 120 100 80 60 40 20 0 0

50

100

150

200

250


16. ábra Hulladék nyírószilárdságának változása a normálfeszültségek függvényében

31

A teherbírási görbék segítségével a normálfeszültségek és a nyírószilárdságok ismeretében egy adott hulladékminta degradációs állapota jól becsülhető, ami a lerakó üzemeltetése, a lerakási terv és a depóniagáz kinyerés szempontjából elengedhetetlen. Megállapítható tehát, hogy a kapott teherbírási görbék lehetővé teszik a lerakók állékonyságvizsgálatainak elvégzését a teljes bomlási folyamat figyelembe vételével, ezáltal az éppen aktuális biztonság meghatározását szolgálják. Amennyiben szükséges (a jövőbeni biztonság kiszámításával) még az esetleges károsodás bekövetkezte előtt lehetőség nyílik biztonsági intézkedések megtételére vagy a lerakási geometria megváltoztatására.

HULLADÉKLERAKÓK

3.4

ÁLLÉKONYSÁGVIZSGÁLATA A DEGRADÁCIÓS FOK

FIGYELEMBE VÉTELÉVEL

Numerikus állékonyságvizsgálataim során a degradáció egyes szakaszainak figyelembe vételével végeztem el egy lerakó állékonyságvizsgálatát (99). A hulladéktestet az öt degradációs fázisnak megfelelően öt rétegre osztottam, melyek talajfizikai jellemzőit a lebomlás előrehaladtával folyamatosan módosítottam. A vizsgálatot a kétdimenziós végeselemes PLAXIS programmal és a GEOSLOPE programmal végeztem el, majd összevetettem a kapott eredményeket (9). A számítógépes modellezéshez szükséges bemenő adatokat a laboratóriumi kísérletek eredményei szolgáltatták.

3.4.1 STATIKUS ÁLLÉKONYSÁG VIZSGÁLAT PLAXIS PROGRAMMAL A

vizsgált

hulladéklerakó

állékonyságvizsgálatát

normál

körülmények

mellett

vizsgáltam, majd kielemeztem a lebomlás hatását az állékonyságra (4).

3.4.1.1 A VÉGESELEMES MODELL BEMUTATÁSA A vizsgált lerakó keresztmetszetét a 17. ábra szemlélteti. A teljes lerakott hulladékmennyiséget a lebomlás fokának megfelelően 5 különböző rétegként jelenítettem meg. Az egyes rétegek jellemzői a degradáció folyamán természetesen változnak, így azok tulajdonságait folyamatosan az aktuális állapothoz kell igazítani. A 60 méter magas lerakót kétdimenziós sík alakváltozás-állapot modellel vizsgáltam. A modellezett rézsűt a jelenlegi szabályozásnak megfelelően 3H:1V alakítottam ki. 32

1. Réteg 2. Réteg 3. Réteg 4. Réteg 5. Réteg Altalaj

17. ábra A végeselemes modell keresztmetszete

3.4.1.2 HÁLÓGENERÁLÁS ÉS PEREMFELTÉTELEK A vizsgálatok során a 15 pontos háromszög elemeket használtam (lásd 18. ábra). A Plaxis 8.6 program a hálógenerálás során egy hatékony háromszögekre bontási eljárást alkalmaz annak érdekében, hogy egy szabálytalan (strukturálatlan) hálót alakítson ki. A 15 pontos háromszög elemek a feszültségek és törőerők pontos meghatározását teszik lehetővé (PLAXIS, 2002).

18. ábra Az alkalmazott 16 pontos háromszögelem A két függőleges határ mentén a rétegek elmozdulhatnak, míg a harmadik, vízszintes határ fix, ahogy a 19. ábra is mutatja. Az altalajt stabil rétegként vettem figyelembe.

33

19. ábra A generált háló keresztmetszeti modellje

3.4.1.3 A VÁLASZTOTT ANYAGMODELL BEMUTATÁSA Jelen vizsgálatoknál a Mohr- Coulomb anyagmodellt használtam (103). Ez a modell öt bemenő paramétert használ, melyek a Young modulus, E, a Poisson tényező , υ, a kohézió, c, a súrlódási szög, υ, és a dilatációs szög, ψ. A számítás során használt paramétereket az egyes degradációs fázisokban a 11. táblázatban foglaltam össze. A számításhoz szükséges jellemzőket saját laboratóriumi kísérleteim szolgáltatták. Az egyes degradációs fázisoknál a vizsgált 3 minta közül véletlenszerűen választottam ki a számításban résztvevő adatsort. Minta jele

Térfogatsúly γ(kN/m3)

Poisson tényező

Kohézió c(kPa)

Belső súrlódási szög φ(°)

1. Állapot

C

8,13

0,25

26,15

35,42

2. Állapot

F

9,11

0,4

22,13

22,92

3. Állapot

G

9,44

0,41

12,68

23,08

4. Állapot

K

10,11

0,42

9,87

21,74

5. Állapot

O

10,70

0,45

3,44

19,77

11. táblázat A végeselemes számítás során felhasznált paraméterek Az eredmények jó egyezést mutattak a korábbi szakirodalmi adatokkal (26). A hulladék egységnyi térfogatsúlya igen fontos paraméter az állékonyságvizsgálatok során, mely közvetlenül függ a hulladék típusától, a lebomlás mértékétől, a tömörítés mértékétől, a napi takarás mértékétől és annak tömörítettségétől, a képződő csurgalékvíz mennyiségétől és a mintavétel mélységétől is (111). Az egységnyi térfogatsúly mértéke a lebomlás előrehaladtával és a takarásra használt talajréteg vastagságának növekedésével növekedett. A

34

degradáció során a nagyobb alkotórészek kisebb darabokra törnek szét, ami a hézagok mértékének csökkenését és a tömörítettség növekedését eredményezi.

A Plaxis program több merevségi modulust használ, mint a nyírási modulus, G, és a kompressziós kísérletből származó összenyomódási modulus, Eoed. Ezen modulusok az izotróp rugalmas Hook törvény értelmében összefüggésben vannak a Young modulussal és ennek megfelelően a Poisson tényezővel (98). A Poisson tényező értéke előrehaladott degradációs állapotban nagyobb, mint friss hulladék esetén.

3.4.1.4 A VIZSGÁLAT TÍPUSÁNAK ISMERTETÉSE A biztonsági tényező értékét a Plaxis program υ-c redukciós módszerével határoztuk meg minden egyes lebomlási ciklusnál. Ez megegyezik az Eurocode stabilitás vizsgálati eljárásával (21). A biztonságot a tényleges és a stabilitáshoz legalább szükséges belső súrlódási szög tangense, illetve a tényleges és a stabilitáshoz legkevesebb szükséges kohézió hányadosaként értelmezi a Plaxis program: n

tan  c  . tan ' c'

A fentiek szerinti csökkentő tényezővel mindaddig változtatja a program a modellben szereplő anyagok nyírószilárdságát: tan  

tan  c , c  ; n n

amíg csak a mozgások nem növekednek korlátlanul. A csökkentő tényező lehetséges maximuma adja az állékonysági biztonság értékét, amelynek meg kell haladnia a globális állékonysági biztonságra előírt parciális tényező (=c=1,35) értékét.

3.4.1.5 A VIZSGÁLT ESETEK BEMUTATÁSA Egy lezárt hulladéklerakóban található alkotórészek feltehetően eltérő korú és stabilitási állapotú elemek összekapcsolódásaként jellemezhetők (Pohland 1993). A hulladékok koruknak megfelelően öt eltérő csoportba sorolhatóak: aerob állapotban levők, első anaerob 35

fázisban levő hulladékok, második anaerob fázisban levők, növekvő metán termelés szakaszában levő szemét és a csökkenő metán termelés állapotában levő hulladék. Az általunk vizsgált rétegek az egyes szakaszokat szemléltetik a lebomlási folyamat különböző fázisaiban. Közvetlenül a lerakó lezárását követően a legfelső réteg feltételezhetően a degradáció kezdeti stádiumában van, míg a többi réteg valószínűsíthetően a 2-3-4-5 degradációs szakaszokkal jellemezhető. A degradáció előrehaladtával az egyes rétegek a következő lebomlási szakaszba lépnek. A 12. táblázat az idő múlásával az egyes szakaszok lebomlási állapotait mutatja be. Ennek megfelelően a lerakó stabilitásvizsgálatát is öt eltérő fázisban végeztem el. 1. Réteg

2. Réteg

3. Réteg

4. Réteg

5. Réteg

1. Fázis

1. Állapot

2. Állapot

3. Állapot

4. Állapot

5. Állapot

2. Fázis

2. Állapot

3. Állapot

4. Állapot

5. Állapot

5. Állapot

3. Fázis

3. Állapot

4. Állapot

5. Állapot

5. Állapot

5. Állapot

4. Fázis

4. Állapot

5. Állapot

5. Állapot

5. Állapot

5. Állapot

5. Fázis

5. Állapot

5. Állapot

5. Állapot

5. Állapot

5. Állapot

12. táblázat A lebomlás különböző állapotai a degradáció egyes fázisaiban

3.4.1.6 LEBOMLÁS HATÁSÁNAK VIZSGÁLATA A HULLADÉKTEST ÁLLÉKONYSÁGÁRA

A lebomlási folyamat állékonyságra gyakorolt hatása hulladéklerakók esetében ugyancsak figyelemre méltó. A Plaxis programmal végzett vizsgálat eredményeit 3:1-es rézsű esetén a 20. ábra szemlélteti. 1. Fázis

36

2. Fázis

3. Fázis

4. Fázis

5. Fázis

20. ábra A teljes elmozdulások alakulása A biztonsági tényező értéke (10) a bomlási folyamat előrehaladtával csökkent. Idővel minden egyes hulladékréteg a lebomlási folyamat következő állapotába lép és ennek megfelelően a hulladék „szilárdsági jellemzői” is csökkennek. A biztonsági tényező alakulását a bomlási folyamat során a 21. ábra szemlélteti.

37

Plaxis párhuzamos Biztonsági tényező

1,25 1,20 1,15 1,10 1,05 1,00 1

2

3

4

5

Degradáció fázisai

21. ábra A biztonsági tényező értékének alakulása a bomlási folyamat során A hulladék szilárdsági paramétereinek csökkenése a biztonsági tényező csökkenését eredményezi. A 22. ábrán a csúszólapok helyzetének alakulását mutatom be a degradáció előrehaladtával. Mint látható a csúszólapok egyre feljebb kerültek a rézsű mentén, ezáltal egyre nagyobb hulladéktest állékonysága került veszélybe. A degradáció előrehaladtával tehát egy esetleges csúszás bekövetkezésekor egyre nagyobb tömegű hulladék indul meg, ami fokozottan veszélyezteti a lerakó egészének működését.

1. Fázis

2. Fázis

38

3. Fázis

4. Fázis

5. Fázis

22. ábra A csúszólapok helyzetének alakulása

3.4.2 STATIKUS ÁLLÉKONYSÁG VIZSGÁLAT GEOSLOPE PROGRAMMAL A vizsgált hulladéklerakó állékonyságvizsgálatát a GEOSLOPE programmal is elvégeztem (22). A lerakó keresztmetszetét és az egyes rétegek talajfizikai jellemzőit a Plaxis programnál bemutatottak alapján határoztam meg. Számításaim célja a legkisebb biztonsági tényező mértékének (37) és a hozzá tartozó csúszólap helyének a megállapítása, amelyet a Morgenstern-Price módszerrel határoztam meg.

3.4.2.1 A MORGENSTERN-PRICE MÓDSZER BEMUTATÁSA A Morgenstern-Price módszer a Spencer módszerhez hasonlóan két egyensúlyi egyenlettel, a nyomatékok és a vízszintes erők egyensúlyával dolgozik. Míg a Spencer módszer a lamellák felületén működő normál- és nyíróerők kapcsolatát elsőfokú függvénnyel írta le, addig a Morgenstern-Price módszer alkalmazásakor több lehetséges függvénnyel

39

határozhatjuk meg azok viszonyát. (Konstans, fél-szinusz görbe, darabolt szinusz görbe, trapéz függvény stb.) Ezt követően egy iterációs eljárással a nyíró- és normálerők arányát () addig változtatja, amíg a két egyenletből kapott biztonsági tényező értéke meg nem egyezik egymással (lásd 23. ábra). Az így meghatározott normálerő- nyíróerő párhoz tartozó biztonsági tényezőt tekintjük mértékadó biztonsági tényezőnek, hiszen ez mindkét (nyomatéki és normálerő) feltételt kielégíti (24. ábra).

23. ábra Morgenstern-Price féle biztonsági tényező meghatározása fél-szinusz függvénnyel

24. ábra Lamellák közötti fél-szinusz függvény

40

25. ábra A lamellára ható erők és a belőlük képzett vektorpoligon A 25. ábra a lamellára ható erők alapján meghatározott vektorpoligont mutatja. Jól látható, hogy az egyszerűsített módszerekkel ellentétben a poligon nagyon jól zár, hiszen a lamellák oldalán fellépő nyíró- és normálerőket is figyelembe veszi a számítás.

3.4.2.2 LEBOMLÁS HATÁSÁNAK VIZSGÁLATA A HULLADÉKTEST ÁLLÉKONYSÁGÁRA GEOSLOPE PROGRAMMAL A GEOSLOPE programmal végzett vizsgálat eredményeit 3:1-es rézsű esetén a 26. ábra szemlélteti. Az ábrákon a csúszólapok helyét és a kritikus biztonsági tényező értékét láthatjuk. 23

10

9

1.226

24

15 8

7

14 7

20

6

13 6

19

5

16 5 12 4 26

21

2

1

25

18

4 3

17 11

3 28

1

2

27 22

41

23

1.117 10

9

24

15 8

21

7

14 7

20

6

13 6 12 4 26

19

5

16 5

2

25

18

4

17

3

1

11

3 28

1

2

23

27 22

1.060 10

9

24

15 8

21

7

14 7

20

6

13 6 12 4 26

19

5

16 5

2

25

18

4

17

3

1

11

3 28

1

2 23

1.034

27

22 10

9

24

15 8

21

7

14 7

20

6

13 6 12 4 26

19

5

16 5

2

25

18

4

17

3

1

11

3 28

1

2 23

1.019

27 22 10

9

24

15 8

20

6

13 6

19

5

16 5 12 4 26

21

7

14 7

2

1

25

18

4 3

17 11

3 28

1

2

26. ábra A csúszólapok helyzetének és a biztonsági tényező értékének alakulása 27 22

42

A korábbiakhoz hasonlóan a biztonsági tényező értéke a degradáció folyamán jelentősen csökken, a csúszólap pedig egyre nagyobb hulladéktestre terjed ki. A 13. táblázat a biztonsági tényező alakulását mutatja a Plaxis és a GEOSLOPE programmal végzett vizsgálatoknál az öt elemzett fázisban. 1. Fázis

2. Fázis

3. Fázis

4. Fázis

5. Fázis

PLAXIS

1,232

1,138

1,086

1,056

1,026

GEOSLOPE

1,226

1,117

1,060

1,034

1,019

13. táblázat A biztonsági tényező értékének alakulása a degradáció során a Plaxis és a GEOSLOPE programok eredményei alapján

3.4.3 A HULLADÉKTEST GEOMETRIAI KIALAKÍTÁSÁNAK HATÁSA A BIZTONSÁGI TÉNYEZŐ ALAKULÁSÁRA

A hazai gyakorlatban a hulladékok elhelyezésének számos módja ismert. A hulladéklerakó feltöltése során a különböző korú hulladékok más és más időpontban lépnek át a degradáció következő szakaszába. Az előző fejezetben ismertetett réteges lerakás után, lépcsős kialakítású és ferdén rétegzett lerakó állékonyságát is megvizsgáltam. Ferde rétegzettség esetén már az első degradációs fázisban sem mutatkozott állékonynak a hulladéktest, így annak részletes vizsgálatát nem ismertetem. A lépcsős esetben az azonos korú hulladékokat öt különböző rétegben lépcsősen egymásra helyezve modelleztük a lerakó viselkedését. A vizsgált geometriai kialakításokat a 27. ábra szemlélteti.

Ferde rétegzettség

43

Lépcsős rétegzettség

Párhuzamos rétegzettség

27. ábra Ferdén, lépcsősen és párhuzamosan rétegzett lerakó geometriai kialakítása A korábbiakban bemutatottak szerint az öt degradációs fázis folyamatos átalakulását a Plaxis és a GEOSLOPE programmal is vizsgáltam, majd meghatároztam a biztonsági tényezők értékét és a csúszólapok helyét. A biztonsági tényező értékének alakulását a 14. táblázat mutatja be a két vizsgált geometriai kialakításra a két alkalmazott program esetében. 1. Fázis

2. Fázis

3. Fázis

4. Fázis

5. Fázis

Párhuzamos

Lépcsős

Párhuzamos

Lépcsős

Párhuzamos

Lépcsős

Párhuzamos

Lépcsős

Párhuzamos

Lépcsős

PLAXIS

1,232

1,374

1,138

1,269

1,086

1,168

1,056

1,084

1,026

1,043

GEOSLOPE

1,226

1,365

1,117

1,254

1,060

1,146

1,034

1,074

1,019

1,033

14. táblázat A biztonsági tényező értékének alakulása párhuzamosan és lépcsősen lerakott hulladékrétegek esetén, a degradáció során a Plaxis és a GEOSLOPE programok eredményei alapján A táblázat alapján megállapítható, hogy a lerakás jellege, az adott korú hulladékok elhelyezésének geometriája is befolyásolja a biztonsági tényező értékének alakulását. Mint látható a lépcsős kialakítás során mindkét alkalmazott program esetében nagyobb biztonsági tényezőket kaptunk, mint párhuzamos lerakás során. Az is megfigyelhető, hogy az 5. fázisban,

44

amikor már a teljes hulladéktest az utolsó degradációs fázisba került és teljesen azonos a két vizsgált hulladéktömeg jellege, a lépcsős lerakás során nagyobb biztonsági tényező adódott. Ennek magyarázata, hogy az újabb szakaszok ráhelyezésekor a korábbi rétegek alakváltozása már részben lejátszódott, ami az egyes vizsgált geometriáknál más és más kiindulási feltételt jelent. Ennek megfelelően hulladéklerakók feltöltése során javaslom a lépcsős kialakítás alkalmazását a nagyobb állékonyság biztosítása érdekében

STATIKUS ÁLLÉKONYSÁGVIZSGÁLAT SZAKIRODALMI ADATOK ALAPJÁN

3.5

Hulladékok nyírószilárdsági paraméterei a korábban ismertetett okokból fakadóan igen nagy szórást mutatnak. Annak érdekében, hogy jelen kutatás eredményeit a korábbi ajánlásokkal összevessem, a fenti lerakó állékonyságvizsgálatát szakirodalmi adatok felhasználásával is elvégeztem a GEOSLOPE program segítségével, párhuzamosan és lépcsősen rétegzett lerakó esetén is. Az általam felhasznált szakirodalmi adatok a következőek: -

Az osztrák ÖNORM 2073 ajánlása, ami általában υ=25° c=5kPa értékekkel számol. A teljes hulladéktestet homogén egységként kezeli (70).

-

Sanchez-Alcituri és szerzőtársainak ajánlásai: υ=20° c=10kPa, illetve υ=20° c=20kPa. Ez az eljárás azt javasolja, hogy a helyszíni és laboratóriumi kísérletekkel egyaránt megerősített értékpárokat vegyük csak figyelembe. Szintén homogén hulladéktestet vizsgál (80).

-

Szabó Attila valószínűségi változókkal dolgozó módszere, ahol a hulladék véletlenszerűen változó nyírószilárdsági paramétereit úgy veszi figyelembe, hogy az egyes rétegeknek véletlenszerűen választott, de azonos előfordulási valószínűséggel rendelkező nyírószilárdsági paraméter értéket ad szakirodalmi adatok alapján. Az állékonyságvizsgálatot ezt követően rétegenként új értékpárokkal sokszor megismétli. A számítás végeredményeként megkapjuk a biztonsági tényezőre vonatkozó eloszlásfüggvényt, ami megmutatja, hogy mi a valószínűsége egy adott, vagy elvárt biztonsági tényező értékének (85).

A nyírószilárdsági paraméterek valószínűségi változóként való értelmezésekor a számításokat saját laboratóriumi vizsgálati eredményeimet felhasználva végeztem el. Az eredmények ábrázolásakor az átlagértékeket tüntettem fel. 45

Ezt követően az egyes degradációs állapotokhoz tartozó talajfizikai paramétereket, az előfordulási valószínűségüket jobban megközelítő módszerrel, súlyozva vettem figyelembe. A IV.-es és V.-ös degradációs állapotban levő hulladékok -amelyek feltehetően a régebben lerakott, alsó hulladékrészek- 3-szoros súllyal lettek figyelemve véve az alsó rétegek talajfizikai paramétereinek a kiválasztásakor. A fenti, frissebben lerakott hulladékoknál pedig az I.-es, II.-es degradációs állapothoz tartozó értékpárok szerepeltek nagyobb súllyal. A fenti számításokat a véletlenszerűen választott, de súlyozott paraméterekkel is elvégeztem a korábbiak szerint. Az így meghatározott biztonsági tényezők átlagértékét a 28.-as ábra mutatja. Az átlagos nyírószilárdsági paraméterekkel számított biztonsági tényező értékeket a 15. táblázatban foglalom össze. Lerakás geometriája

ÖNORM υ=25° c=5 kPa

Sanchez-Alcitturi υ=20° c=10 kPa

Sanchez-Alcitturi υ=20° c=20 kPa

Párhuzamos lerakás

n=1,162

n=1,137

n=1,266

Lépcsős lerakás

n=1,174

n=1,149

n=1,282

15. táblázat Az átlagos nyírószilárdsági paraméter értékekel számított biztonsági tényező értékek A 28.-as ábrán párhuzamos és lépcsős lerakás esetén látható a biztonsági tényező alakulása a degradáció függvényében, illetve az egyes szakirodalmi ajánlások alapján.

Biztonsági tényező

Párhuzamos lerakás 1,40 1,35 1,30 1,25 1,20 1,15 1,10 1,05 1,00 0,95 0,90

Plaxis Geo-Slope ÖNORM Sanchez-Alcizzuri 1 Sanchez-Alcitturi 2 Laboratóriumi adatok Súlyozott adatok

1

2

3


46

4

5


Lépcsős lerakás 1,40 1,35 1,30 1,25 1,20 1,15 1,10 1,05 1,00 0,95 0,90

Plaxis Geo-Slope ÖNORM Sanchez - Alcitturi 1 Sanchez - Alcitturi 2 Laboratóriumi adatok Súlyozott adatok

1

2

3


4

5

28. ábra A biztonsági tényező alakulása a degradáció függvényében és szakirodalmi adatok felhasználásával Mint látható, párhuzamos rétegzettség esetén a szakirodalmi ajánlásokkal meghatározott biztonsági tényező értéke közelítőleg a 2-es degradációs fázis eredményeit mutatta, annál valamivel nagyobb volt. A Sanchez – Alcitturi 2 ajánlás és az azonos előfordulási valószínűség elve esetén mutatkozott nagyobb eltérés. Lépcsős lerakás vizsgálatakor a szakirodalmi adatokkal meghatározott biztonsági tényező értéke közelítőleg a 3-as degradációs állapotban levő hulladéktest biztonsági tényezőjével eggyezett meg. Itt is a Sanchez – Alcitturi 2 ajánlás és Szabó Attila módszerének alkalmazásakor tapasztaltam más eredményeket, a 2-es degradációs állapothoz közelit. A nyírószilárdági paraméterek súlyozott figyelembe vétele mindkét esetben kisebb biztonsági tényezőt eredményezett, mint a hagyomás eljárás, ami feltehetően jobban közelíti a valóságot. Az eredmények ismeretében megállapítható, hogy a szakirodalmi ajánlások alapján meghatározott biztonsági tényező értékek a 2-es, 3-as degradációs fázishoz tartozó értékekhez közeliek. A lebomlás előrehaladtával a szakirodalmi adatoknál kisebb biztonság alakulhat ki, ami a hulladéktest állékonyságát veszélyezteti. Javaslom, hogy az állékonyságvizsgálatok elvégzésekor a nyírószilárdsági paraméterek lebomlásból adódó csökkenését vegyük figyelembe, és józan mérnöki megfontolások mellett alkalmazzuk a szakirodalmi ajánlásokat minden lerakóra egyedileg értelmezve.

47

4 (SZÁL)ERŐSÍTŐ ANYAGOK JELENLÉTÉNEK FIGYELEMBE VÉTELE HULLADÉKOK NYÍRÓSZILÁRDSÁGI PARAMÉTEREINEK MEGHATÁROZÁSAKOR

4.1

A SZAKIRODALOM ISMERTETÉSE Erősítő anyagokkal kevert homokok (108) vizsgálatai során korábban már többen

megállapították (5), hogy az erősítő anyagok jelenléte (18) jelentős hatással van a homok nyírószilárdságára (54)(8). Ebből a feltevésből kiindulva több kutató végzett vizsgálatokat (43) a szálerősítő anyagokat tartalmazó hulladék nyírószilárdságának a megállapítása céljából (53). Annak érdekében, hogy egy hulladéktest nyírószilárdságát pontosan meg tudjuk határozni, gyakran egy már bekövetkezett csúszás back analízise szolgáltatja a legpontosabb adatokat. Az Indonéziában, Bandungban 2005-ben bekövetkezett katasztrófa vizsgálata során Dr. Kölsch arra a megállapításra jutott, hogy a hagyományos talajmechanikai modellekkel elvégzett számítások talpponti csúszólapot eredményeztek, a valóságban azonban jóval nagyobb hulladéktömb indult mozgásnak (lásd 29. ábra).

29. ábra A Bandungi Műszaki Intézet felvétele a bekövetkezett csúszásról Az eltérések vizsgálatakor arra a következtetésre jutott, hogy a hulladékokban megtalálható ún. erősítő anyagok hatására a hulladéktest gyakorlatilag a vasalt talajhoz hasonlóan viselkedik. Az erősítő anyagok olyan elemek, amelyek jelentősebb húzást tudnak felvenni (45), azaz erősítő hatásuk az elmozdulások során mobilizálódik. Az erősítő anyagok

48

fenti tulajdonságát Dr. Kölsch (40) kohézió jellegű tulajdonságként fogalmazta meg és fibrózus kohéziónak nevezte el. A hulladékok nyírási ellenállását a belső súrlódási szögből fakadó ellenállás és a húzási ellenállás összegeként jellemezte (30. ábra). Elmélete szerint kezdetben a hulladék pusztán szemcsés anyagként viselkedik és a nyírási ellenállás kizárólag a szemcsés közeg súrlódásából fakad. Egy adott feszültséget / elmozdulást elérve a szálakban levő húzószilárdság mobilizálódni kezd, majd folyamatosan növekszik. Ez a növekedés addig tart, amíg eléri a szál maximális húzószilárdságát, vagy ki nem húzódik a közegből. A szálak elszakadását és/vagy kihúzódását követően a nyírófeszültség folyamatosan csökken, míg végül újra csak a súrlódásból fakadó ellenállás marad.

30. ábra Hulladékok nyírófeszültségének alakulása az elmozdulás függvényében (40) Ennek értelmében a hulladék egy anizotrop közeg, amely a hagyományos számítási eljárásokkal nehezen vizsgálható. Nagymodell kísérletekkel vizsgálta az erősítő szálak húzószilárdságát, amelyet különböző korú, összetételű és víztartalmú mintákon végzett el. A kapott eredmények alapján eltérő geometriájú lerakók rézsűállékonysági vizsgálatait végezte el, majd összefüggést adott meg a rézsű dőlésszöge és a biztonsági tényező értéke között különböző hulladékok esetére (40).

A hulladékvizsgálat egyre szélesebb körben való elterjedésével, és a mintavételek számának növekedésével megállapítást nyert, hogy a hulladéklerakókban elhelyezett anyagok terítési technikájából adódóan a hulladék egy vízszintesen rétegzett szendvics szerkezetként fogható fel, ahol az erősítést adó szálak iránya is megegyezik a lerakási iránnyal (13). 49

Laboratóriumban végzett közvetlen nyírókísérletek esetén a nyírási sík iránya a rétegzettség irányával párhuzamos, azaz gyakorlatilag a leggyengébb helyzetét tudjuk csak modellezni a hulladéknak. Ez magyarázza azt a tényt is, hogy azonos összetételű mintán elvégzett triaxiális és közvetlen nyíró kísérlet esetén a triaxiális kísérlet mindig valamivel nagyobb nyírószilárdságot mutat. Kommunális hulladékokat vizsgálva Zekkos nyírási síkkal párhuzamosan és arra merőlegesen is beépítette a közel azonos összetételű és térfogatsúlyú mintákat 300 x 300 mmes nyíródobozba (113). Az eredmények alapján merőleges beépítés esetén akár 60-70%-kal nagyobb nyírószilárdság adódott. A valóságban azonban egy esetleges csúszás bekövetkezésekor a nyírási sík az erősítő szálakkal egy tetszőleges α szöget zár be, nem párhuzamos velük vagy merőleges rájuk. Az erősítő anyagokban egy jelentős nyírási ellenállás mobilizálódik. Egyes feltételezések szerint, az α szög 45° közelében van, így annak vizsgálata javasolt. Vizsgálataim során 1 és 2 dimenziós erősítő anyagokat kevertem közel homogén hulladék összletbe, majd az erősítő szálak nyírási síkkal bezárt szögének nyírószilárdságra gyakorolt hatását határoztam meg. A kísérletsorozatot az erősítő anyagok tömegszázalékának és anyagának változtatása mellett végeztem el. Tudomásom szerint hulladékokban végzett nagyminta kísérlettel az erősítés hatását korábban az általam bemutatott vizsgálat típusokkal még nem elemezték.

4.2

LABORATÓRIUMI VIZSGÁLATOK

Annak érdekében, hogy a hulladéktestben elhelyezkedő nagyobb kiterjedésű és szilárdságú anyagok nyírószilárdságra vonatkozó erősítő hatását meg tudjuk állapítani, mesterségesen beépített mintákat nyírtam el 200 x 200 x 150 mm-es nyíródobozban. Vizsgálataim során az erősítő anyagok tömegszázalékát, anyagát és dimenzióját is változtattam, majd 1D és 2D irányú erősítéseket is beépítettem. A vizsgálatok során az erősítő anyagok nyírási síkkal bezárt szögét is változtattam.

50

4.2.1 MINTA BEÉPÍTÉSE ÉS A KÖZVETLEN NYÍRÓKÍSÉRLET ISMERTETÉSE Szálerősítés hatásának figyelembe vételekor a hulladék összetételének vizsgálataiból indultam ki. Mint a 2. és 7. ábrán látható, az általam vizsgált hulladék nagy részét papír, műanyag és 16 mm-nél kisebb szemcsék alkották. Az erősítő hatást jellemzően papír, műanyag (lágy és kemény), fém és textil alkotók jelenléte okozhatja. Hazánkban a fém hulladék előválogatása következtében, annak jelenléte nem túl jelentős. Vizsgálataim során ezért a legnagyobb arányban jelen levő papír és műanyag alkotók nyírási teherbírásra gyakorolt hatását kutattam. A nyírási síkkal bezárt szög három értékét (0°-45°-90°) vizsgáltam. Az erősítést okozó szálak tömegszázalékát 0,05%-0,5%-2%-ban határoztam meg. A papír és a műanyag kis súlyának köszönhetően, a 2 tömegszázalékos erősítés esetén a minta szinte tele volt rakva erősítő anyaggal. A kutatási tervet a 16. táblázatban foglaltam össze. 0°

45°

90°

Papír

0,05% 0,50% 2%

1D 1D 1D

2D 2D 2D

1D 1D 1D

2D 2D 2D

1D 1D 1D

2D 2D 2D

Műanyag

0,05% 0,50% 2%

1D 1D 1D

2D 2D 2D

1D 1D 1D

2D 2D 2D

1D 1D 1D

2D 2D 2D

16. táblázat Szálerősítés hatásának vizsgálati terve

A kísérleti eredmények összehasonlíthatósága érdekében a hordozó közeg (hulladék) egységes összetétele elengedhetetlen. Ennek érdekében vizsgálataim során a hulladékot 8 mm átmérőjű szitán leszitáltam. Az így kapott apró szemű hulladék közel homogénnak tekinthető. Az erősítő anyagokat ebbe a homogén összletbe építettem be az általunk létrehozott nagy nyíróládába, vízszintesen rétegezve. A beépített mintákat a hidraulikus sajtó segítségével betömörítettük, majd az így elkészült mintából a vizsgálat jellegének megfelelően a nyírási síkkal 0-45-90 fokos szöget bezárva, ferdén vágtuk ki a 200 x 200 x 150 mm-es mintát. Ezzel a technológiával kvázi zavartalan minta vehető és biztosítható, hogy a vizsgált minták tömörsége azonos legyen, a nyírási síkkal bezárt szög a beépítési folyamat, a tömörítés során ne torzuljon. A beépített mintákat 50-100-200 kPa normálfeszültség mellett vizsgáltam a nagy nyíróládánál bemutatott módon. Ennél a kísérletsorozatnál az alsó dobozrész maradt fix és a felsőt toltuk el. A vizsgálati berendezés a 31. ábrán látható. 51

31. ábra Szálerősítés hatásának vizsgálata közvetlen nyírókísérlettel

Vizsgálataim során a mintát nem tudtam törésig terhelni, mivel az elmozdulás maximális értékét már korábban elértem. Ez a jelenség hulladékok vizsgálatakor igen gyakori a minták összetételéből, jellegéből fakadóan. Mivel közvetlen nyírókísérlet során a beépített erősítő elemek nem nyíródnak el, csak jelentősen alakváltoznak, így egy nagyobb tönkremeneteli zóna alakul ki. A nyírás tehát feltehetően ezen zóna alsó és felső határa mentén megy végbe.

4.2.2 1 DIMENZIÓS ERŐSÍTŐ SZÁLAK NYÍRÓSZILÁRDSÁGRA GYAKOROLT HATÁSÁNAK VIZSGÁLATA

Annak érdekében, hogy az erősítő anyagok nyírószilárdságra gyakorolt hatását meg tudjam határozni, laboratóriumi vizsgálataim során a nyírási síkkal 0-45-90 fokos szöget bezárva építettem be a mintákba az eltérő tömegszázalékú és anyagú erősítéseket. A minták beépítését az előző fejezetben ismertettem. A vizsgálatokat 1 dimenziós (vonalszerű) és 2 dimenziós (lapszerű) anyagokkal is elvégeztem. A beépített anyagok fényképét a 32. ábra mutatja.

52

32. ábra 1 és 2 dimenziós erősítő anyagok (műanyag és papír) közvetlen nyírókísérlethez

Az eredmények kiértékelésekor a súrlódási szög és a kohézió változását külön vizsgáltam. Egy dimenziós erősítő anyagok alkalmazása során 0-45-90 fokos erősítésnél sem volt eltérés a belső súrlódási szögben az erősítés nélküli állapothoz képest 0,05 és 0,5 tömegszázalék esetén. Az erősítő anyagok mennyiségének növelésével (2%-nál) azonban mind műanyag, mind papír erősítés esetén 45°-os erősítésnél 10-11%-kal, 90°-os erősítésnél pedig 12,5-18,5%-kal növekedett a belső súrlódási szög (33.ábra).

53

Belső súrlódási szög (fok)

45,00

Papír 0,05% Papír 2% Műanyag 0,5%

42,50

Papír 0,5% Műanyag 0,05% Műanyag 2%

40,00 37,50 35,00 32,50 30,00 0,00

45,00

90,00

Nyírási síkkal bezárt szög (fok)

33. ábra A belső súrlódási szög alakulása a nyírási síkkal bezárt szög függvényében, eltérő anyagú és tömegszázalékú erősítések esetén (1D) A kohézió vizsgálatánál eltérő eredményt kaptam (lásd 34. ábra). Vízszintes erősítés alkalmazásakor az erősítő szálak tömegszázalékától és anyagától függetlenül, nem volt jelentős eltérés a kiindulási állapothoz képest. 45°-os erősítésnél azonban az erősítő elemek anyagától függetlenül (mind papír mind műanyag esetén) 0,05-0,5-2 tömegszázalék esetén közelítőleg 35-75-113%-kal növekedett a kohézió értéke. 90°-os erősítésnél a kohézió még jelentősebben, 105-192-242%-kal, azaz sokszorosára növekedett. 80,00 70,00

Kohézió (kPa)

60,00 50,00 40,00 30,00 20,00 10,00 0,00 0,00

Papír 0,05% Papír 2% Műanyag 0,5%

Papír 0,5% Műanyag 0,05% Műanyag 2% 45,00

90,00

Nyírási síkkal bezárt szög (fok)

34. ábra A kohézió alakulása a nyírási síkkal bezárt szög függvényében, eltérő anyagú és tömegszázalékú erősítések esetén (1D) 54

Az eredmények alapján megállapítható, hogy az erősítő anyagok tömegszázalékának növekedése nem befolyásolta jelentősen a belső súrlódási szög alakulását. A növekedés még 2%-os aránynál sem lépte túl a 20%-ot. Az erősítő anyagok beépítése azonban a kohézió ugrásszerű emelkedését vonta maga után. Egyértelműen megállapítható, hogy azonos tömegszázalékú erősítés esetén a beépített anyagok nyírási síkkal bezárt szögének növekedésével a kohézió közel lineárisan növekedett. Az egyes görbékre illesztett lineáris trendvonalak közül a legrosszabb illeszkedésű is R2=0,967 volt. Mindezek alapján megállapítható, hogy a szálerősítés beépítése minden esetben a kohézió jelentős emelkedését vonta maga után, a belső súrlódási szögre gyakorolt hatása jóval csekélyebb volt. Az erősítő anyagok által felvett húzóerő tehát, mint kohéziós többlet jelentkezik a hulladéktestben. A fenti kiértékelés igazolta Dr. Kölsch elméletét, miszerint az erősítő anyagok hatását kohézió jellegű mennyiségként értelmezi.

Ezt követően az eredményeket a szakirodalmi ajánlásoknak megfelelően is kiértékeltem. Ennek megfelelően

egy erősített

minta nyírószilárdságát

az

erősítés

nélküli

nyírószilárdság és a szálak által felvett feszültség összegeként határoztam meg: τ=σ*tg(υ)+c+E ahol E, az erősítő szálak által felvett nyírófeszültség értéke (100). A kiindulási állapothoz tartozó Coulomb egyenes alapján meghatároztam a minta kohézióját, ami c=20,82 kPa-ra adódott. Ezt követően a mérési eredményeket a σ=0 kPa, τ=20,82 kPa ponttal kiegészítve ábrázoltam. Eltérő tömegszázalékú erősítő anyag esetén a 35. ábra mutatja a nyírószilárdság értékeit a normálfeszültségek függvényében. Papír erősítés alkalmazásakor a tendencia azonos volt, csak a mérési értékek változtak. A papír szálakkal történő mérések jegyzőkönyveit hely hiányában a melléklet tartalmazza. Mint látható, σ>100 kPa esetén az E erősítés értéke állandó maradt, 0-100 kPa között pedig közel lineárisan nőtt. Az ábrán jól látható hogy az erősítés mértéke 45°-os elrendezés esetén közelítőleg a fele volt a 90°-os elrendezéshez képest. A vízszintesen beépített erősítő elemek nem növelték jelentősen a minták nyírószilárdságát a beépített szálak mennyiségének növelésével sem.

55

Műanyag 1D 0,5%

Műanyag 1D 0,05% 250



200

150

100

50

200 150 100 50

0

0 0

50

100

150

200

250

0

50


100

150

200

250


Műanyag 1D 2%


300 250

Műanyag 0

200

Műanyag 45

150

Műanyag 90

100

Közelítés Lineáris (Műanyag 0)

50 0 0

50

100

150

200

250


35. ábra A nyírószilárdság alakulása a normálfeszültségek függvényében 1D műanyag erősítés alkalmazásával

Az

eredmények

alapján

megállapítható,

hogy

egydimenziós

erősítő

anyagok

alkalmazásakor az erősítést okozó szál anyaga nem befolyásolja jelentősen az eredményeket, azaz a műanyag és a papír szálak is hasonló módon viselkedtek. Ennek oka, hogy vonalszerű elemek estén a felületi kialakítás hatása nem igazán tud érvényesülni, a papír és a műanyag húzószilárdsága között pedig a vizsgált esetben nem volt jelentős különbség. Ezt a jelenséget az is magyarázhatja, hogy a vizsgálatot alacsony víztartalmú hordozó közegben végeztem el, ahol a papír felpuhulása, elázása és lebomlása nem következett be. Célszerű lenne a jövőben eltérő víztartalom és degradációs állapot mellett is elvégezni a vizsgálatokat. A laboratóriumi mérések eredményei alapján papír és műanyag erősítések esetére is meghatároztam a hulladékminták nyírószilárdságát leíró összefüggéseket, amelyeket a 17. táblázatban foglalok össze.

56

Műanyag (1D)

Papír (1D)

σ>100 kPa (α=0°)

    tg ( )  c

    tg ( )  c

(α=45°)

    tg ( )  c  (24,7  x  30,3) / 2

    tg ( )  c  (28,2  x  24,3) / 2

(α=90°)

    tg ( )  c  (24,7  x  30,3)

    tg ( )  c  (28,2  x  24,3)

σ<100 kPa (α=0°)

    tg ( )  c

    tg ( )  c





(α=45°)

(α=90°)

    tg ( )  c 

100

    tg ( )  c 

(24,7  x  30,3) / 2     tg ( )  c 

 100

(24,7  x  30,3)

100

    tg ( )  c 

(28,2  x  24,3) / 2

 100

(28,2  x  24,3)

17. táblázat Hulladékok nyírószilárdságának meghatározása az erősítő szálak tömegszázaléka és azok nyírási síkkal bezárt szöge alapján (1D)

Az egyenletekben x az erősítő szálak mennyisége tömegszázalékban. Az általam meghatározott tervezési táblázat segítségével adott normálfeszültség mellett, az erősítő elemek tömegszázalékának figyelembe vételével határozható meg egy hulladékminta nyírószilárdsága. Mindezt a nyírási síknak az erősítő elemekkel bezárt szögének (α) a függvényében is ki tudjuk számítani. Az eredmények alapján feltételezhető, hogy E értéke α függvényében lineárisan változik. A tervezési táblázat alkalmas back-analízisek elvégzésére is, ahol a csúszólap szögét ismerjük, így α a vízszintes lerakási technikából adódóan könnyen kiszámítható.

4.2.3 2 DIMENZIÓS ERŐSÍTŐ ANYAGOK NYÍRÓSZILÁRDSÁGRA GYAKOROLT HATÁSÁNAK VIZSGÁLATA

Az előző fejezetben bemutatott kísérleteket 2 dimenziós, azaz lapszerű erősítő anyagok beépítése mellett is elvégeztem. Az erősítést okozó szálak anyagát, nyírási síkkal bezárt szögét (α) és tömegszázalékát is változtattam. A mérési eredményeket az előző fejeztben bemutatott módon értékeltem ki 2 dimenziós esetben is. Az 1 dimenziós esethet hasonlóan a kohézió értéke jóval nagyobb mértékben

57

növekedett, és itt is bebizonyosodott, hogy az erősítő anyagok hatása kohéziós többletként vehető figyelembe. A számszerű értékeket a melléklet tartalmazza.

Eltérő tömegszázalékú erősítő anyag esetén a 36. ábra mutatja a nyírószilárdság értékeit a normálfeszültségek függvényében. A diagrammon látható jelölések megegyeznek az előzőekben leírtakkal. Papír 2D 0,5%

Papír 2D 0,05% 250



250 200 150 100 50 0

200 150 100 50 0

0

50

100

150

200

250

0

50


100

150

200

250


Papír 2D 2%


350 300 Papír 0

250

Papír 45

200

Papír 90

150

Közelítés

100

Lineáris (Papír 0)

50 0 0

50

100

150

200

250


36. ábra A nyírószilárdság alakulása a normálfeszültségek függvényében 2D papír erősítés alkalmazásával

Műanyag erősítés alkalmazásakor a tendencia szintén azonos volt. A mérések jegyzőkönyveit hely hiányában a melléklet tartalmazza. 2 dimenziós erősítő lapok alkalmazásakor az eredmények hasonlóan alakultak. σ>100 kPa esetén az E erősítés értéke állandó maradt, 0-100 kPa között pedig közel lineárisan nőtt. Az erősítés mértéke 45°-os elrendezés esetén közelítőleg a fele volt a 90°-os elrendezéshez képest és a vízszintesen

58

beépített erősítő elemek nem növelték jelentősen a minták nyírószilárdságát a beépített szálak mennyiségének növelésével sem. 2 dimenziós esetre is meghatároztam a hulladékminták nyírószilárdságát leíró összefüggéseket, amelyeket a 18. táblázatban foglalok össze. Műanyag (2D)

Papír (2D)

σ>100 kPa (α=0°)

    tg ( )  c

    tg ( )  c

(α=45°)

    tg ( )  c  (30,6  x  49) / 2

    tg ( )  c  (36,5  x  58,5) / 2

(α=90°)

    tg ( )  c  (30,6  x  49)

    tg ( )  c  (36,5  x  58,5)

σ<100 kPa (α=0°)

    tg ( )  c

    tg ( )  c

(α=45°)

(α=90°)

    tg ( )  c 

 100

    tg ( )  c 

(30,6  x  49) / 2     tg ( )  c 

 100

(30,6  x  49)

 100

    tg ( )  c 

(36,5  x  58,5) / 2

 100

(36,5  x  58,5)

18. táblázat Hulladékok nyírószilárdságának meghatározása az erősítő szálak tömegszázaléka és azok nyírási síkkal bezárt szöge alapján (2D)

Az eredmények alapján megállapítható, hogy 2 dimenziós elemek esetében a papír erősítés hatása jelentősebb volt, mint a műanyag hatása. Ez a jelenség azzal magyarázható, hogy nagy kiterjedésű (lapszerű) elemeknél a felületi kialakítás hatása jóval erősebben érvényesül, mint vonalszerű (1D) alkotóknál. A gyűrődő papír érdesebb felületébe a környező hulladékszemcsék bele tudtak kapaszkodni, ami jelentősen megnövelte a közeg elmozdulással szembeni ellenállását. A műanyag lapok azonban sima felszínükkel nem tudtak kötéseket kialakítani a környező elemekkel, csak az éleik mentén tudtak ellenállást kifejteni. 2 D esetben tehát, - az 1 D-nél tapasztaltaktól eltérően - az erősítés anyaga befolyásolta a minta nyírószilárdságának alakulását. A fenti vizsgálatok igazolják, hogy a hulladéktestben megtalálható erősítést okozó anyagokat az állékonyságvizsgálatok során nem szabad elhanyagolni, hiszen a feltételezettnél jóval nagyobb talajfizikai paraméterekkel dolgozhatunk. Az így számított csúszási felületek jellemzően a talpponttól jóval hátrébb alakulnak ki, sokkal nagyobb hulladéktömeg elmozdulását eredményezve. Mivel a hulladékban levő, húzást felvevő szálak egymással

59

összekapcsolódva, hálót alkotva magukkal rántják a mögöttük levő hulladéktestet is, a gyenge síkok valós helyzete máshova kerül, mint azt korábbi ismereteink alapján feltételezhettük.

ERŐSÍTŐ SZÁLAK HATÁSÁNAK FIGYELEMBE HULLADÉKLERAKÓK ÁLLÉKONYSÁG VIZSGÁLATAKOR

4.3

AZ

VÉTELE

A hulladéktest viselkedésének valósághű modellezésére leginkább back analízis elvégzésével van lehetőség. A back analízis során korábban bekövetkezett csúszásokat, tönkremeneteleket modellezünk és visszaszámítjuk az események ismeretében a hulladéktest talajfizikai paramétereit. A valóságban lejátszódott események vizsgálatakor a csúszólap helyének az ismeretében következtetni tudunk a tönkremenetel jellegére, a gyenge síkok helyzetére is (67). A következőkben a Leuwigajah (Indonézia) lerakóban történt csúszás végeselemes modellezését mutatom be (104). Vizsgálataim során a Plaxis végeselemes programot használtam. Számításaim során a Mohr- Coulomb talajmodellt választottam a hulladéktest viselkedésének a leírására, a húzást felvevő szálerősítésű anyagokat pedig georácsként építettem be a modellbe (14)(15). A szigetelést képző agyagréteget határfelületi elemként jelenítettem meg figyelembe véve annak igen kis vastagságát a hulladéktest méreteihez képest. Számításaim

során

a

hulladéktest

talajfizikai

paramétereire

vonatkozó

érzékenységvizsgálatot végeztem (16). Adott geometria és vízszint mellett kezdetben c=50 kPa-os kohéziónál változtattam a súrlódási szög értékét. Az eredmények egyértelműen mutatták, hogy a hulladéktest hátsó részénél a felszínsüllyedés υ = 35° szögnél következett be. 34° súrlódási szögnél egyértelműen talpponti csúszólap alakult ki, míg 36° szögnél már a hátsó szakaszon ment végbe a tönkremenetel. A 37. ábra 34°-35°-os súrlódási szög esetén mutatja be a csúszólap helyzetének alakulását.

60

37. ábra 34°-35°-os súrlódási szög esetén a csúszólap helyzetének alakulása

A következőkben a 35 fokos súrlódási szög mellett változtattam a kohézió értékét. Az eredmények alapján itt egy szélesebb bifurkációs tartomány (az eredmények elágazása) jelentkezett, c=49-52 kPa, melyet a 38. ábra szemléltet.

38. ábra 49-52kPa-os kohézió esetén a csúszólap helyzetének alakulása

A számításokat különböző υ -c érték párok mellett megismételtem, és minden esetben hasonló eredményeket kaptam. A valóságban a 29. ábrán látható módon az utóbbi csúszólap alakult ki 2 700 000 m3 hulladék elmozdulását eredményezve. Következtetésként elmondható, hogy a hulladékok talajfizikai paramétereit általában alábecsüljük a hagyományos számítások során. A biztonság számértékének meghatározásakor a kisebb talajfizikai paraméterek alkalmazása nem okoz problémát, csak a biztonság növelését jelenti, ugyanakkor kritikus lehet a tönkremenetel helyének meghatározása céljából, hiszen alapvetően hibás csúszólap alakokat és helyeket határozhat meg. A fent említett csúszás back 61

analízise megmutatta, hogy a nem megfelelően kiválasztott talajfizikai paraméterekkel végzett számítás hibásan jelölte meg a csúszólap helyét. Túl kis értékű bemenő adatokat használva jóval kisebb hulladéktest csúszását eredményezte a vizsgálat. A valóságban azonban egy hatalmas hulladéktest indult mozgásnak, amelyet a nagyobb υ-c érték párok alkalmazása esetén tudtunk modellezni. A Leuwigajah lerakó vizsgálata megmutatta, hogy a stabilitásvizsgálatokat a lehető legvalósághűbben kell elvégezni annak érdekében, hogy megtaláljuk a gyenge szakaszokat és elemezzük a problémát.

62

5 HULLADÉKOK TEHERBÍRÁSÁNAK MEGHATÁROZÁSA CPTU EREDMÉNYEK ALAPJÁN

Magyarországon a jelenleg keletkező hulladéknak csak elenyésző százaléka megy át mechanikai, biológiai előválogató rendszeren. Ennek megfelelően a lerakott hulladék alkotórész „átmérője” igen nagy szórást mutat, gyakran elérheti a deciméteres nagyságrendet is. Ennek megfelelően a hulladék viselkedésének megismeréséhez a szokványos talajmechanikai feltárási módszerek - a talajmechanikai fúrások – csak igen nehézkesen és magas költségekkel kivitelezhetőek. A vizsgálatokat mindezek mellett jelentősen megnehezíti a rendelkezésre álló laboratóriumi háttér korlátozott mérete is. Annak érdekében, hogy a hagyományos feltárások számát és ezáltal a költségeket minimalizálni lehessen, a CPT és CPTu (73) szondázások alkalmazása került előtérbe a talajmechanikai gyakorlatban (50). Figyelembe véve a korlátozó tényezőket, hulladéklerakók esetében a CPT vizsgálati eredmények alapján történő tervezés (52) a szokásosnál is nagyobb előnyökhöz juttathatja a szakembereket. A hulladéktest viselkedésének megismerése érdekében CPTu szondázásokat, dinamikus szondázásokat és nagyátmérőjű fúrásokat végeztünk a Pusztazámori Regionális Hulladéklerakó telep több pontján (102), majd elvégeztük a kapott eredmények kiértékelését és összehasonlítását.

5.1

A CPTU EREDMÉNYEK KIÉRTÉKELÉSE A kapott mérési jegyzőkönyvek kiértékelését a vizsgált hulladék rétegekre bontásával

kezdtem, melyet Mahler integrálgörbés módszere (51) szerint végeztem el. Statikus szondázás során a szemcsés és kötött talajok csúcsellenállása között közel egy nagyságrend különbség tapasztalható, így a csúcsellenállás helyett annak természetes alapú logaritmusát használtam. A véletlenszerű mérési hibákkal terhelt adatsor elemzésére közismert eljárás az integrálgörbe alkalmazása. Első lépésben létrehoztam a csúcsellenállások logaritmusának integrál görbéjét, amelyen a közel azonos csúcsellenállású rétegek különböző meredekségű egyenesekkel jelentkeztek. Ezt követően a legkisebb négyzetek módszerét használva megkerestem az integrálgörbére legjobban illeszkedő egyenest, majd az integrálgörbét két részszakaszra bontottam. Az osztópontot oda tettem, ahol az integrálgörbe és az illesztett egyenes között az eltérés maximális volt. Vizsgálataim során a rétegekre bontást addig folytattam, amíg az

63

eltérés minimális nem lett. Az így kapott rétegek átlagos csúcsellenállását és szórását (a logaritmusokon keresztül) is meghatároztam. A 39. ábra a csúcsellenállás értékeket és az átlagokat tünteti fel a D jelű szonda esetében. Qc (MPa)

Mélység (m)

0

10

20

30

40

50

60

5 7 9 11 13 15 17 19 21 23

39. ábra A D jelű szonda mérési eredményeinek rétegekre bontása és az átlagos értékek a csúcsellenállások alapján A rétegekre bontást követően az egyes rétegek vizsgálatát külön- külön végeztem el. Első lépésben elvégeztem a rendelkezésre álló adatsor szűrését (96), amely során az 1 %-nál kisebb bekövetkezési

valószínűségű/előfordulási

gyakoriságú

értékeket

eltávolítottam,

bár

hulladékok összetétele és viselkedése pontról pontra változhat, így az esetlegesen kiugró értékeket nem lehet egyértelműen mérési hibaként értelmezni. Ezt követően az adott rétegben mért csúcsellenállások gyakoriságát határoztam meg 20 intervallumot vizsgálva. Annak érdekében, hogy a gyakorisági diagramokat közel azonos tartományon vizsgáljam, a gyakorisági görbe tartományait úgy módosítottam, hogy a maximálisan előforduló darabszám min. 10 legyen. A gyakorisági görbék minden esetben jellemzően lognormális eloszlásúnak tűntek (40. ábra).

64

35

Darabszám

30 25 20 15 10 5 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 Csúcsellenállások tartományai

40. ábra A csúcsellenállások gyakorisági görbéje és a közelítő lognormális görbe a D jelű szonda 3. rétegénél Az eredmények felhasználásával elvégeztem minden rétegre a csúcsellenállások logaritmusának a kiértékelését is a fentiek alapján. A gyakorisági görbék ezen esetben normál (Gauss) eloszlást mutattak (41. ábra). 25

Darabszám

20 15 10 5 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 Csúcsellenállások logaritmusainak tartományai

41. ábra A csúcsellenállások logaritmusának gyakorisági görbéje és a közelítő Gauss görbe a D jelű szonda 3. rétegénél Az egyes adatsorok eloszlásának igazolását a Dr. Rétháti László által publikált (78) matematikai statisztikai elveknek megfelelően végeztem el. Első lépésben meghatároztam a ferdeségi együttható értékét a

65

n i1 x i  x  n

Cs 

3

n  1n  2s3

képlet segítségével, ahol: n: elemszám. x: átlagérték. s: szórás, xi: függvényérték.

Ezt követően a függvény lapultsági együtthatóját számítottam ki : ni 1 xi  x  n

Ck 

4

n  1n  2s 4

 3.

A ferdeségi együtthatóhoz hasonlóan a lapultsági együttható is az eloszlás típusának meghatározásához használható fel. A folytonos függvénytípusok jelentős része az ún. Personcsaládba tartozik (21). Sűrűségfüggvényük közös sajátossága, hogy eleget tesznek a következő differenciálegyenletnek, ahol a nagybetűk valós állandók (38):

y, D  Ex  y A  Bx  Cx 2 Pearson hét görbe típust különböztetett meg a K

1  2  32 42 2  31  64 2  31 

kifejezéssel meghatározott kritérium értéktől függően. A ferdeségre jellemző β1, és a csúcsosságra jellemző β2 a következőképpen számítható: β1=Cs2 ,

β2=Ck+3.

A függvénytípusok K értékétől való besorolását a 42. ábra mutatja.

66

42. ábra Az eloszlásfüggvények Pearson-rendszerének felépítése a K kritérium szerint és a β1- β2 koordináta-rendszerben

67

Az egyes rétegekhez tartozó csúcsellenállások logaritmusának kiértékelése igazolta, hogy azok valóban a normál eloszlást követik. A 19. táblázatban példaként a D jelű szonda 3. rétegére elvégzett számítás eredményeit foglalom össze.

Cs

Ck

B1

B2

K

-0,07653 0,206515 0,005858 3,206515 0,011137 19. Táblázat A D. jelű szonda 3. rétegének paraméterei Mint látható, K értéke közel 0, azaz a csúcsellenállások logaritmusa valóban a normál eloszlást követi. Ezt támasztja alá β1 és β2 értéke is, amiket a 43. ábrára felrakva szintén Gauss eloszlás adódott. Ebből adódóan a csúcsellenállások alakulása lognormális eloszlással írható le. Ezek alapján, a talajokban végzett CPTu eredmények kiértékelésekor jellemzően használt képletek (95), amelyek normál eloszlásra lettek kidolgozva nem alkalmazhatóak. A karakterisztikus értéket a normál eloszlás helyett a lognormális eloszlással javaslom meghatározni. Az 5%-os valószínűséghez és a 95%-os konfidencia-szinthez tartozó karakterisztikus értékek a talajokra vonatkozó szabványban megadott képletekkel nem határozhatóak meg (20), hanem az egyes eloszlásfüggvények alapján számítandóak. Ebből adódóan a nyírószilárdság eloszlása is lognormális lesz, amit a karakterisztikus értékek alapján ki tudok választani. A fenti eljárással tehát matematikai statisztikai módszerekkel, és nem becslés alapján tudjuk kiválasztani azokat az értékeket (karakterisztikus értékeket), amelyek a tervezésnél felhasználhatóak.

5.2

TALAJ ANALÓGIA FELÁLLÍTÁSA HULLADÉKOKRA Annak érdekében, hogy a hulladéktest állékonyságát a megszokott geotechnikai

módszerekkel meg tudjuk határozni, a talajokra jellemző talajfizikai paraméterek ismerete szükséges a hulladékokra vonatkozóan is. A talajok CPTu eredmények alapján történő osztályozására jelenleg számos szerző alkotott meg diagramokat, amelyek gyakran túl összetettek a hulladék változó jellegének vizsgálatára (19). Az átláthatóság érdekében az egyes hulladék rétegekhez kapcsolható talaj analógiát kerestem, a Robertson – Campanella féle talajazonosítási diagram segítségével (49). Ez a diagram a CPT alapján meghatározott csúcsellenállást a súrlódási arányszám függvényében vizsgálja (79), majd 6 különböző talaj

68

kategóriát különböztet meg. Az általam meghatározott 27 réteg közül 4 a homok kategóriába, 18 az iszapos homok / iszap/ agyagos iszap osztályba, 5 pedig a szerves talajok közé esett (lásd 43. ábra). A szerves tartományba kerülő pontokat a Robertson – Campanella féle diagram az igen nagy súrlódási arányszám miatt nem tudja megjeleníteni, ezért azok súrlódási arányszámát a még ábrázolható maximumra, 7-re csökkentve ábrázoltam. A súrlódási arányszám alakulása két okra vezethető vissza: az „eltemetett” hulladék összetételére és a degradáció előrehaladására.

43. Ábra A vizsgált hulladékrétegek „talajazonosítása” a Robertson – Campanella féle diagram segítségével A nemzetközi gyakorlatban a talaj merevségének és nyírószilárdságának meghatározása a szonda csúcsellenállása (qc, MPa) szerint, a talajazonosítás pedig elsősorban a súrlódási arány (Rf) alapján történik. A hulladéklerakóból vett minták geotechnikai jellemzőik alapján leginkább az átmeneti talajokhoz hasonlítanak, melyet a CPT eredmények is alátámasztottak, mivel a vizsgált rétegek legnagyobb része az iszapos homok / iszap/ agyagos iszap osztályba tartozott. Ezek alapján feltételezhető, hogy az egyes csoportba tartozó hulladékrétegek a megnevezett talajokhoz hasonlóan viselkednek. Ennek megfelelően a szerves tartományba eső rétegek nyírószilárdsága igen kicsi, a homok tartományba eső rétegek leginkább belső súrlódási szögükkel jellemezhetők, míg az iszapos rétegek rendkívül érzékenyek a víztartalom

69

változására. Ezen hipotézisek igazolásához azonban nem állt rendelkezésemre elegendő kísérlet, így ezt jövőbeni kutatás feladata lehet. A CPT-k eredményeit a mellettük mélyített fúrások adataival vetettem össze. Ezen fúrások esetében a Robertson – Campanella diagramban szervesként jelölt területen található rétegek (C), a laboratóriumi vizsgálatok során IV degradációs állapotú minták voltak. A B2 területre eső rétegek III, a B1 területre esők pedig II degradációs állapotúnak mutatkoztak. Helyszíni vizsgálataink során csak 2 fúrás mellett végeztünk CPTu szondázást is, így ezeket a tapasztalatokat nem tekinthetjük általános érvényűnek. Mindazonáltal a felvetés érdekes, miszerint a CPTu vizsgálatok eredményei és a minták degradációs állapotai között esetlegesen egyértelmű kapcsolat írható le. Természetesen ezt a gyanút további mérési eredményekkel kell igazolni. A dinamikus szonda eredmények kapcsolata a CPTu szondáéval és a talajmechanikai fúrások eredményeivel nem írható le pontosan. Ennek magyarázatául korábbi kutatási eredmények szolgálnak, miszerint durva szemcsés talajok esetére (dmax>2,0 mm) nem sikerült még közelítő összefüggést sem találni, a CPTu és a dinamikus szonda eredmények között, márpedig a hulladék nagy mennyiségben tartalmaz ilyen méretű összetevőket.

70

6 TÉZISEK ÖSSZEFOGLALÁSA 6.1

1. TÉZIS ÖSSZEFOGLALÁSA Laboratóriumi

kísérletekkel

határoztam

meg

az

általam

vizsgált

hulladék

szemeloszlásának alakulását a degradáció során (105). A szemeloszlási vizsgálatok eredményei alapján megállapítottam, hogy a szemeloszlási görbe a degradáció előrehaladtával jelentősen felfele tolódik. Ez a jelenség az alkotók mechanikai elaprózódásán túl, a szerves anyagok lebomlásából fakad. Egyes alkotó részek a degradáció alatt folyadékká vagy gázzá alakulnak, a hulladék tömörebb lesz. A lebomlás tehát a szemeloszlási görbe jelentős eltolódását eredményezi. A 44. ábrán a hulladékot alkotó (összevont) frakciók arányának alakulását mutatom be a degradáció során. 80,00


70,00 60,00 1.degradációs fok

50,00

2.degradációs fok 3.degradációs fok 4.degradációs fok

40,00 30,00

5.degradációs fok

20,00 10,00 0,00 Macskakő+Kavics

Homok

Agyag+Iszap

Frakciók

44. ábra Az összevont frakciók arányának alakulása a lebomlási folyamat során Mint látható a durva szemcsék aránya több mint felére csökkent, míg a finom szemcsék aránya ötszörösére emelkedett. A homok jellegű alkotók aránya 16-26% között változott. A fentiek alapján megállapítható, hogy az általam vizsgált hulladéktípusra egy adott hulladékminta szemeloszlási vizsgálatával annak degradációs állapota jól becsülhető. Természetesen a szemeloszlást a minta összetétele, a lerakott hulladék jellege, az

71

előválogatottság foka és a lakosság fogyasztási szokásai alapvetően befolyásolják, ezért hasznos lenne az eredményeket összevetni más lerakókból vett minták adataival.

A 20. táblázatban az összevont frakciók százalékos arányára vonatkozó intervallumot fogalmaztam meg az egyes degradációs állapotok esetében. Degradációs állapot 1.

2.

3.

4.

5.

Durva szemcsék (%)

66-86

58-75

40-58

30-45

25-40

Homok (%)

10-25

11-27

20-35

20-35

20-35

Finom szemcsék (%)

5-15

8-18

15-30

25-40

35-50

20. táblázat A hulladékot alkotó összevont frakciók arányának alakulása a bomlási folyamat során

Ezen táblázat segítségével az általam vizsgált hulladékoknál egy minta degradációs állapota a szemeloszlási görbe alapján jól becsülhető. A degradációs állapot ismerete az állékonysági vizsgálatok elvégzéséhez szükséges talajfizikai paraméterek felvétele során igen hasznos információ.

6.2

2. TÉZIS ÖSSZEFOGLALÁSA Laboratóriumi vizsgálataim során kimutattam, hogy a hulladék nyírószilárdsága jelentősen

függ annak degradációs állapotától (105). A degradáció során a hulladék belső súrlódási szöge jelentősen, kohéziója pedig kisebb mértékben csökkent, ami egy adott lerakó esetében az állékonyság nagymértékű romlását eredményezi. A laboratóriumi kísérletek eredményei alapján teherbírási görbéket határoztam meg, amelyek eltérő tömörségű, összetételű és degradációs állapotú hulladékok nyírószilárdságát mutatják. A teherbírási görbék segítségével a hulladéklerakók állékonysága egyszerűen számítható a lebomlás minden fázisában, a lerakó üzemeltetése és feltöltése az aktuális biztonsági állapotokhoz igazítható. A teherbírási görbékkel a lerakó hosszú távú biztonsága kiszámítható, az esetleges állékonysági problémák körültekintő üzemeltetéssel elkerülhetők,

72

ami jelentős gazdasági hasznot is jelent. A görbék segítségével ismert degradációs állapot


mellett a nyírószilárdság meghatározható (45. ábra). 1. degradációs fok





180 160 140 120 100 80 60 40 20 0 0

50

100

150

200

250


45. ábra Teherbírási görbék a degradációs fok figyelembe vételével A teherbírási görbék iránymutatást adnak a hulladékminták lebomlási szintjének megállapításához is a normálfeszültségek és a nyírószilárdság értékek ismeretében, melyeket laboratóriumi kísérletekkel meg tudunk határozni. A degradációs állapot ismerete a depóniagáz hasznosításához hasznos információ és a leggazdaságosabb energia kinyerést segíti elő. A teherbírási görbék alkalmazása tehát mind gazdasági mind mérnöki szempontból hasznos hulladéklerakók tervezése és üzemeltetése során.

6.3

3. TÉZIS ÖSSZEFOGLALÁSA Numerikus kísérletekkel igazoltam, hogy a hulladék degradációs állapota jelentősen

befolyásolja a hulladéktest állékonyságát (99). Állékonyságvizsgálatok elvégzésekor szakirodalmi ajánlásokat vetettem össze hazai hulladékokkal elvégzett laboratóriumi kísérletek eredményeivel. A degradációs ciklusoknak megfelelően öt rétegben modelleztem a teljes lerakott hulladék mennyiséget. A modellezést a Plaxis és a GEOSLOPE programmal is elvégeztem, majd összehasonlítottam a kapott eredményeket (101). Az eredmények alapján megállapítottam, hogy a degradáció előrehaladtával a biztonsági tényező értéke jelentősen csökken (lásd 46.ábra). 73


1,40 1,35

Plaxis párhuzamos Geo-Slope párhuzamos

1,30 1,25 1,20 1,15

Plaxis lépcsős Geo-Slope lépcsős ÖNORM párhuzamos Sanchez-Alcitturi 1 párhuzamos Sanchez - Alcitturi 2 párhuzamos ÖNORM lépcsős

1,10 1,05 1,00

Sanchez - Alcitturi 1 lépcsős Sanchez - Alcitturi 2 lépcsős

0,95 0,90 1

2

3

4


5

Laboratóriumi eredmények párhuzamos Laboratóriumi eredmények lépcsős Súlyozott párhuzamos Súlyozott lépcsős

46. ábra A biztonsági tényező alakulása szakirodalmi adatok és laboratóriumi kísérleti eredmények felhasználásával Az eredmények ismeretében megállapítható, hogy a szakirodalmi ajánlások alapján meghatározott biztonsági tényező értékek a 2-es, 3-as degradációs fázishoz tartozó értékekhez közeliek. A lebomlás előrehaladtával a szakirodalmi adatoknál kisebb biztonság alakulhat ki, ami a hulladéktest állékonyságát veszélyezteti. Javasolom, hogy a lerakók ellenőrzései során azok állékonyságát a degradációs állapotok figyelembe vételével határozzák meg, hiszen a friss hulladéktestre vonatkozó talajfizikai paraméterek használata hibásan nagy biztonsági tényező értéket ad, ami akár nem várt tönkremeneteleket is előidézhet. A szakirodalmi ajánlásokat minden lerakóra egyedileg értelmezve, józan mérnöki megfontolások mellett alkalmazzuk.

6.4

4. TÉZIS ÖSSZEFOGLALÁSA Numerikus állékonyságvizsgálatokkal igazoltam, hogy a lerakó geometriai kialakítása

jelentősen befolyásolja a biztonsági tényező értékét. A legnagyobb biztonság elérése érdekében lerakási tervet fogalmaztam meg a degradáció figyelmbe vételével (99).

74

Vizsgálataim során öt rétegben modelleztem a teljes lerakott hulladék mennyiséget három eltérő lerakási technológia alkalmazása során. A modellezést a Plaxis és a GEOSLOPE programmal is elvégeztem, majd összehasonlítottam a kapott eredményeket.

Vizsgálataim alapján megállapítottam, hogy a lerakás geometriai kialakítása jelentősen befolyásolja a hulladéktest állékonyságát. Függőleges rétegzettség esetén már az első építési fázisban labilisnak bizonyult a „szerkezet”. Ezt követően a teljesen feltöltött lerakóra is elvégeztem a vizsgálatokat, ami 1nél nagyobb biztonsági tényezőt eredményezett. Megállapítottam, hogy az építés közbeni állékonyság tervezése elengedhetetlen a helyes lerakási terv elkészítésekor. A párhuzamosan és a lépcsősen kialakított lerakók biztonsági tényezőit összevetve megállapítható, hogy lépcsős lerakás esetén mind az öt fázisban nagyobb biztonsági tényező adódott. Az utolsó fázisban, ahol már a teljes hulladéktest az utolsó degradációs állapotba került, szintén megfigyelhető ez a tendencia. Megállapítható tehát, hogy az építési geometria jellege befolyásolja a biztonság kérdését. Ezek alapján a hulladéklerakók üzemeltetése során a lépcsős feltöltés alkalmazását javasolom. Vizsgálataimat a Plaxis és a GEOSLOPE programmal is elvégeztem. Az eredményeket összevetve látható (lásd 30. ábra), hogy az eltérő vizsgálati módszerek alkalmazása ellenére közel azonos eredmények adódtak, tehát az alkalmazott geotechnikai modell stabil, megbízható (99).


1,40 1,35

Plaxis párhuzamos Geo-Slope párhuzamos Plaxis lépcsős Geo-Slope lépcsős

1,30 1,25 1,20 1,15 1,10 1,05 1,00 0,95 0,90 1

2

3

4

5


47. ábra A biztonsági tényező értékének alakulása párhuzamosan és lépcsősen lerakott hulladékrétegek esetén, a degradáció során, a Plaxis és a GEOSLOPE programok eredményei alapján 75

Vizsgálataim során geotechnikai modellt állítottam fel a hulladéklerakók stabilitásának időbeli változására (101). A modell alkalmas: 

a lerakó feltöltési sorrendjének vizsgálatára és optimalizálására;



az időbeli változások előrejelzésére o az állékonyság, o a potenciálisan instabil hulladéktest kiterjedése és o a várható felszínmozgások tekintetében;



6.5

a fentiek alapján a monitoring rendszer és a riasztási szintek meghatározására.

5. TÉZIS ÖSSZEFOGLALÁSA Számítási eljárást javasolok az erősített hulladék nyírószilárdságának a meghatározására

az erősítő szálak tömegszázalékának, anyagának, dimenziójának és a nyírási síkkal bezárt szögének a függvényében laboratóriumi kísérletek alapján (100). Igazolom, hogy az erősítő elemek hatása kohéziós többletként vehető figyelembe a geotechnikai vizsgálatok során. Az eredményeket a hagyományos talajmechanikai feldolgozással (τ=σ*tg(υ)+c) értékeltem ki. Egy dimenziós esetben a belső súrlódási szög maximális növekedése 18,5% volt, míg a kohéziójé 242%. 2 dimenziós esetben is hasonló eredményeket kaptam. Számításaim igazolták, hogy az erősítő anyagok hatása valóban mint kohéziós többlet jelentkezik. Ezt követően a szálerősítés hatását kohézió jellegű mennyiségként értelmeztem. Ennek megfelelően egy erősített minta nyírószilárdságát az erősítés nélküli nyírószilárdság és a szálak által felvett feszültség összegeként határoztam meg: τ=σ*tg(υ)+c+E ahol E, az erősítő szálak által felvett nyírófeszültség értéke. A laboratóriumi mérések eredményei alapján papír és műanyag (1D és 2D) erősítések esetére is meghatároztam az általam vizsgált hulladékminták nyírószilárdságát leíró összefüggéseket (21. táblázat).

76

Műanyag (1D)

Papír (1D)

σ>100 kPa (α=0°)

    tg ( )  c

    tg ( )  c

(α=45°)

    tg ( )  c  (24,7  x  30,3) / 2

    tg ( )  c  (28,2  x  24,3) / 2

(α=90°)

    tg ( )  c  (24,7  x  30,3)

    tg ( )  c  (28,2  x  24,3)

σ<100 kPa (α=0°)

    tg ( )  c

    tg ( )  c





(α=45°) (α=90°)

    tg ( )  c 

    tg ( )  c 

100

 100

(24,7  x  30,3) / 2     tg ( )  c 

(24,7  x  30,3)

100

(28,2  x  24,3) / 2



    tg ( )  c 

(28,2  x  24,3)

100

Műanyag (2D)

Papír (2D)

σ>100 kPa (α=0°)

    tg ( )  c

    tg ( )  c

(α=45°)

    tg ( )  c  (30,6  x  49) / 2

    tg ( )  c  (36,5  x  58,5) / 2

(α=90°)

    tg ( )  c  (30,6  x  49)

    tg ( )  c  (36,5  x  58,5)

σ<100 kPa (α=0°)

    tg ( )  c

    tg ( )  c





(α=45°) (α=90°)

    tg ( )  c 

100

    tg ( )  c 

(30,6  x  49) / 2     tg ( )  c 

 100

(30,6  x  49)

100

    tg ( )  c 

(36,5  x  58,5) / 2

 100

(36,5  x  58,5)

21. táblázat Hulladékok nyírószilárdságának meghatározása az erősítő szálak tömegszázaléka és azok nyírási síkkal bezárt szöge alapján (1-2D)

Az egyenletekben x az erősítő szálak mennyisége tömegszázalékban. A fenti táblázat segítségével adott normálfeszültség mellett, az erősítő elemek tömegszázalékának figyelembe vételével határozható meg egy hulladékminta nyírószilárdsága. Mindezt a nyírási síknak az erősítő elemekkel bezárt szögének (α) a függvényében is ki tudjuk számítani. Az eredmények alapján feltételezhető, hogy E értéke α függvényében lineárisan változik. Ezen eredmények természetesen csak az általam vizsgált hulladékokra vonatkozhatnak, de a hazai lerakási és

77

előválogatási viszonyok mellett, más hulladékoknál is hasonló jellegű összefüggések feltételezhetők.

6.6

6. TÉZIS ÖSSZEFOGLALÁSA Számításokkal igazolom, hogy hulladékok esetében a CPTu szondázási eredmények

alapján meghatározott csúcsellenállások eloszlása lognormális (102). Az egyes adatsorok eloszlásának igazolását a Dr. Rétháti László által publikált (78) matematikai

statisztikai

elveknek

megfelelően

végeztem

el.

A

csúcsellenállások

logaritmusainak vizsgálatakor (lásd 48. ábra) a számítási eredményeket a Pearson-féle diagrammal értékeltem ki, ahol a K kritérium alapján, és a β1- β2 koordináta-rendszerben vizsgálva is normál-eloszlás adódott. Ennek megfelelően a csúcsellenállások eloszlása a feltételezetteknek megfelelően lognormális. 35

Darabszám

30 25 20 15 10 5 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 Csúcsellenállások tartományai

48. ábra A csúcsellenállások gyakorisági görbéje és a közelítő lognormális görbe a D jelű szonda 3. rétegénél

Ezek alapján, a talajokban végzett CPTu eredmények kiértékelésekor jellemzően használt képletek,

amelyek

normál

eloszlásra

lettek

kidolgozva

nem

alkalmazhatóak.

A

karakterisztikus értéket a normál eloszlás helyett a lognormális eloszlással javaslom meghatározni (105).

qck  exp( qcm ln  1,64   ln ) 78

ahol:

qcmln: a csúcsellenállások logaritmusának átlagértéke, σln: a csúcsellenállások logaritmusának szórása.

Az 5%-os valószínűséghez és a 95%-os konfidencia-szinthez tartozó karakterisztikus értékek az egyes eloszlásfüggvények alapján számítandóak. A fenti eljárással tehát hulladékok vizsgálatakor is matematikai statisztikai módszerekkel tudjuk kiválasztani azokat az értékeket (karakterisztikus értékeket), amelyek a tervezésnél felhasználhatóak, és nem becslés alapján.

79

KÖSZÖNETNYILVÁNÍTÁS Ezúton szeretnék köszönetet mondani mindazoknak, akik segítséget nyújtottak a dolgozat elkészítésében. Elsősorban témavezetőmnek, Dr. Farkas Józsefnek tartozom köszönettel, aki hallgató korom óta támogatta kutatói tevékenységemet és kitartásával, precizitásával valamint a szakma iránti alázatával példát mutatott. Köszönettel tartozom Czap Zoltán kollégámnak, aki szakmai tudásával és mérhetetlen segítőkészségével időt és energiát nem kímélve segített a felmerülő problémák megoldásában. Köszönetet szeretnék mondani Dr. Horváth György kollégámnak, aki a laboratóriumi kísérletek kiértékelését szaktudásával, tapasztalatával és mérnöki érzékével nagyban megkönnyítette. Köszönöm Dr. Imre Emőke szakmai segítségét, valamint a Jedlik Ányos NKFP B1 2006 08 alapítvány és a Norvég HU-0121 kutatási projekt támogatását, melyek finanszírozták a helyszíni vizsgálatok elvégzését. Köszönettel tartozom Dr. Szabó Imrének, aki a hulladékgazdálkodás szakterületén végzett több évtizedes munkásságának tapasztalatait osztotta meg velem, és naprakész ismereteivel segített a megfelelő témaválasztásban. Köszönettel tartozom Dr. Kovács Miklós kollégámnak, aki a hulladéklerakók tervezése során szerzett tapasztalataival sokat segített a problémák megfogalmazásában. Köszönöm Dr. Mahler András közreműködését, aki a CPTu eredmények kiértékelését tudományos tapasztalataival nagyban megkönnyítette. Köszönetet mondok Hídvégi Emil kollégámnak, aki önfeláldozó módon segített a nehéz körülmények között elvégzett laboratóriumi kísérletekben. Kollégáimon kívül rengeteg, a szakmai életben aktívan részt vevő cég és kolléga segített azzal, hogy a kutatómunkámhoz szükséges adataikat, eredményeiket rendelkezésemre bocsátották. Ezúton is köszönöm a helyszíni vizsgálatokat végző Módosék Kft. segítőkészségét és precíz munkáját, valamint a Pusztazámori Regionális Hulladéklerakó szakembereinek, elsősorban Mile Gábornak mindenre kiterjedő figyelmét és segítőkészségét. Köszönöm a Gödöllői Hulladéklerakó munkatársainak, hogy lehetővé tették a lerakó látogatását, és rendelkezésemre bocsátották a szükséges dokumentumokat. A legnagyobb köszönet családtagjaimat illeti, akik türelmükkel és segítőkészségükkel évek óta támogatták kutatási tevékenységemet. Ezen túlmenően köszönet illet minden kedves barátot és kollégát, akik segítettek PhD. dolgozatom elkészítésében.

80

IRODALOMJEGYZÉK 1.

Beaven, R., Ivanova, L., Richards, D. 2007: Long term data from challenge experiment and review of responses to the chellenge. Hydro-Phisico-Mechanics of Wastes, 2nd International Workshop, Southampton, England.

2.

Bioreactor.org 2008: Florida Bioreactor Landfill Demonstration Project-Executive Summary. Hinkley Center for Solid and Hazardous Waste Management, http://www.bioreactor.org/publications.htm (accessed 13 November 2008).

3.

Blight, G. E. 2006: A survey of lethal failures in municipal solid waste dumps and landfills. 5th International Congress on Environmental Geotechnics, Thomas Telford, London, pp. 13-42.

4.

Boutwell, G. P. 2004: “Slides Happen - Landfill Stability Analysis” Presented to Civil Engineering Department North Carolina State University Raleigh, NC April 20.

5.

Casagrande, M. D. T., Consoli, N. C., Thomé, A. 2009: Behavior of plate tests bearing on fiber-reinforced sand. Proceedings of the 17th. ICSMGE Egypt.

6.

CEN ISO/TS 17892-10. Direct shear test.

7.

Clewes, H., Fuggles, E., Gregory, R. G. 2007: Modelling the HPM2 degradation challenge – Gas generation using GasSim2. Hydro-Phisico-Mechanics of Wastes, 2nd International Workshop, Southampton, England.

8.

Consoli, N. C., Montardo, J., Prietto, P. D. M., Pasa, G. 2002: Engineering behavior of a sand reinforced with plastic waste. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, ASCE, 128, No. 6, pp. 462-472.

9.

Czap Z. 2002: Geotechnikai szoftverek összehasonlítása. Geotechnika Konferencia, Ráckeve.

10.

Czap Z. 2007: A biztonsági tényező értelmezése geotechnikai véges elemes vizsgálatoknál. Geotechnika 2007. Konferencia, Ráckeve.

11.

Delage P., Romero E., Sharma R. 2005: Geoenvironmental Testing. EXPERUS International Symposium on Advanced Experimental Unsaturated Soil Mechanics, Trento, 27-29 June, (on CD-ROM).

12.

Dixon, N., Jones, D. R. V., Whittle, R. W. 1999: Mechanical properties of household waste: In-situ assessment using pressurementer. Proc. 7th International Waste Management and Landfill Symposium, Sardinia, pp. 453-460.

81

13.

Dixon, N., Langer, U. 2006: Development of a MSW calssification system for the evaluation of mechanical properties. Waste Mangement Journal Volume 26, Issue 3, pp. 220-232.

14.

Durand, R. 2003: Embedded stiffness method in the tree-dimensional analysis of reinforcements via finite elements. MSc Dissertation, University of Brasilia, Brasilia, Brazil, 95 p.

15.

Durand, R. 2008: Three-dimensional analysis of geotechnical structures subjected to reinforcement and drainage. PhD Thesis, University of Brasilia, Brasilia, Brazil, 153 p.

16.

El Ramly, H., Morgenstern, N. R., Cruden, D. M. 2002: Probabilistic slope stability analysis for practice. Canadian Geotechnical Journal, Vol. 39, pp. 665-683.

17.

Farkas J. 2003: A biodegradációs hulladéktárolás. Mechanikai Konferencia. Miskolc.

18.

Farkas J, Telekes G, Móczár B. 1997: Homok-bentonit talajkeverék vizsgálata. Geotechnika'97 konferencia. Ráckeve, (CD-n).

19.

Fellenius, B. H., Eslami, A. 2000: Soil Profile Interpreted from CPTu Data. Proceedings of Year 2000 Geotechnics Conference, Southeast Asian Geotechnical Society, Asian Institute of Technology, Bangkok, Thailand, November 27 - 30, 2000, Editors Balasubramaniam, A.S.,Bergado, D.T., Der-Gyey, L., Seah, T.H., Miura, K., Phien-wej, N., and Nutalaya, P., Vol. 1, pp. 163 – 171.

20.

Frank, R., Bauduin, C., Driscoll, R., Kavvadas, M., Krebs Ovesen, N., Orr, T., Schuppener, B. 2004: Designer’s Guide to EN 1997-1 Eurocode 7:Geotechnical rules. Thomas Telford Ltd.

21.

Fredlund, D. G., Dahlman, A. E. 1972: Statistical geotechnical properties of glacial lake Edmonton sediments, in Statistics and Probability in Civil Engineering. London: Hong Kong University Press, distributed by Oxford University Press.

22.

GeoStudio Tutorials, May 2004, p. 67.

23.

Gharabaghi, B., Singh, M. K., Inkratas, C., Fleming, I. R., McBean, E. 2008: Comparison of slope stability in two Brazilian municipal landfills. Waste Management Journal, Volume 28. pp. 1509–1517.

24.

Grisolia, M., Napoleoni, Q., Tancredi, G. 1995: The use of triaxial test for the mechanical characterization of MSW. In: Proceedings of the Fifth International Waste Management and Landfill Symposium, Sardinia, pp. 761–768.

82

25.

Herczeg J. 2005: A hulladékhasznosítás általános kérdései: A lerakókon elhelyezett hulladékok vízmegtartásának és összenyomhatóságának vizsgálata. BME OMIKK ♦ Hulladékok 2005/4.

26.

Hossain, M. S., Haque, M. A. 2009: The Effect of Daily Cover Soils on Shear Strength Parameters of Municipal Solid Waste with Degradation in Bioreactor Landfills. Waste Management Journal, Volume 29, Issue (5), pp. 1568-1576.

27.

Hughes, K. L., Christy, A. D., Heimlich, J. E. 2005: Bioreactor Landfills. Fact Sheet Extension, Ohio State University, CDFS 138-05.

28.

Imre E., Farkas J., Kovács M., Czap Z., Phong, T. Q. 2007: „Sovány gázok”sikere. Mélyépítő Tükörkép Magazin, (2007/6), pp. 4-7.

29.

Imre E., McDougall, J., Farkas J., Kovács M., Czap Z., Monteiro, V. E. D. 2003: A bio-degradációs hulladéktárolás. Proceedings of the IUTAM IX. Hungarian Mechanical Conference, Miskolc, August 30 - September 1. p. 37.

30.

Isenberg, R. H. 2003: Landfill and Waste Geotechnical Stability. USEPA Bioreactor Workshop, Reston, Virginia.

31.

Ivanova G. 2008: Hidrogén termelés biológiai alapanyagokból az extrém termofil caldicellulosruptor

saccharolyticus

segítségével.

PhD

dolgozat,

Szegedi

Tudományegyetem Biotechnológiai Tanszék. 32.

Ivanova, L., Richards, D., Beaven, R. 2007: A challenge to landfill modellers: To predict the performance of a laboratory experiment on the biodegradation and settlement of MSW based on starting conditions and operational procedures. HydroPhisico-Mechanics of Wastes, 2nd International Workshop, Southampton, England.

33.

Jessberger

H.

L.

1990:

Stoffeigenschaften

von

Abfall

im

Hinblick

auf

Standsicherheitsuntersuchungen sn Abfalldeponien. Neuzeitliche Deponientechnik, Balkema, Rotterdam. pp. 171-191. 34.

Kádár I., Nagy L., Takács A. 2010: Talajok nyírószilárdságának statisztikai értékelése. Mérnökgeológia-Kőzetmechanika, Szerk.: Török Á. és Vásárhelyi B., pp. 109-114. Mérnökgeológiai-kőzetmechanikai kiskönyvtár, Műegyetem Kiadó, ISBN 978-963313-001-8.

35.

Kasetsart University, Thailand, Bioreactor Landfill for Sustainable Solid Waste Landfill Management. Chapter 1. – Introduction to Bioreactor Landfill 2004., pp. 1-5.

36.

Kavazanjian Jr. E. K. 2001: Mechanical properties of municipal solid waste. In: Proceedings of the Sardinia 2001, 8th International Waste Management and Landfilling Symposium, Sardinia, Italy, vol. 3, pp. 415–424. 83

37.

Kavvadas, M., Karlaftis, M., Fortsakis, P., Stylianidi, E. 2009: Probabilistic analysis in slope stability. Proceedings of the 17th. ICSMGE Egypt.

38.

Kemény A., Deák S. 1990: Mérések tervezése és eredmények értékelése. Műszaki Könyvkiadó ISBN: 963-10-8554-6 pp. 27-43.

39.

Koelsch, F., Fricke, K., Mahler, C., Damanhuri, E. 2005: Stability of landfills- The Bandung dumpsite disaster. Proc. 10th International Waste management and Landfill Symposium, Sardinia, Italy, (On CD-Rom).

40.

Kölsch, F. 1995: Material values for some mechanical properties of domestic waste. Fifth International Waste Management and Landfill Symposium, Cagliari, Italy pp. 711-729.

41.

Kovács K. L., Bagi Z., Ács N., Perei R. K., Imre E., Telekes G., Bartha I. 2009: Biotechnological methods to increase landfill gas production and degradation of organic waste. Proc, 3rd HPM Workshop, Braunschweig, 11th-12th March. Seite 13, pp. 1-7.

42.

Kovács L., Székely A. 2001-2004: Hulladék káros hatása elleni védelem. Környezetvédelmi, természetvédelmi, és vízügyi tárcaszintű kutatások 2001-2004. Környezetvédelmi és Vízügyi Minisztérium.

43.

Kovács M., Albert P. 2003: Modelling of Reinforced Soil. Periodica Politechnica, Budapest University of Technology and Economics, 2003 47/2.

44.

Kovács

M.

1995:

Geotextilia

szűrők

alkalmazásának

elméleti

kérdései.

Közlekedésépítés és Mélyépítéstudományi Szemle XLIV. évf. 5. Szám. pp. 176-184. 45.

Kwak, H. G., Filippou, F. C. 1990: Finite element analysis of reinforced concrete structures under monotonic loads. Report No. UCB/SEMM-90/14, Department of Civil Engineering, University of California, Berkeley, USA, 120 p.

46.

Lamborn J. 2009: Characterisation of municipal solid waste composition into model inputs. Hydro-Phisico-Mechanics of Wastes, 3nd International Workshop, Germany.

47.

Lobo, A., López, A., Cobo, N., Tejero, I. 2007: Prediction of biodegradation and settlement in MSW laboratory assay through the models incorporated in the Moduelo landfill simulation tool. Hydro-Phisico-Mechanics of Wastes, 2nd International Workshop, Southampton, England.

48.

Look, B. 2007: Handbook of Geotechnical Investigation and Design Tables. Taylor and Francis Group, Lodon, UK. ISBN 13: 978-0-203-94660 62. p.

84

49.

Lunne, T., Robertson, P. K., Powell, J. J. 2002: Cone Penetration Testing in Geotechnical Practise. Taylor and Francis Group, New York, USA. ISBN 13: 978-0419-23750 I p. 53.

50.

Mahler A. 2004: Use of cone penetration test in geotechnical design. Proceedings of the 5th International PhD Symposium in Civil Engineering. Delft, Netherlands. (9780-203-02466-9) pp. 947-952.

51.

Mahler A. 2007: Statikus szondázási eredmények hasznosítása. PhD értekezés, Budapest.

52.

Mahler A., Szendefy J., Takács A. 2008: Correlation of CPTu and DPH results. Proceedings of the third International Conference on Site Characterization ISC’3 (ISBN 13 978-0-415-46936-4) pp. 1093-1098. Taipei, Taiwan.

53.

Mahler, C. F., Neto, A. L. 2006: Effect of fibre on shear strength of residue from mechanical–biological pretreatment of waste. Int. J. Environment and Waste Management, Vol. 1, No. 1, pp. 85-93.

54.

Mahler, M. H., Gray, D. H. 1990: Static response of sands reinforced with randomly distributed fibres. Journal of Geotechnical Engineering 116 (11) pp. 1661-1677.

55.

Mazzucato, N., Simonini, P., Colombo, S. 1999: Analysis of block side in a MSW landfil. Proceedings Sardinia, Seventh International Waste management and Landfill Symposium, Cagliari, Italy.

56.

McDougall, J. 2007: Landfill modelling challenge: HBM model predictions. HydroPhisico-Mechanics of Wastes, 2nd International Workshop, Southampton, England.

57.

McDougall, J. R., Pyrah, I. C., Yuen, S. T. S. 2004: Extended phase relations and load effects in MSW. Waste Mangement, Volume 24, Issue 3., pp. 251-257.

58.

McDougall, J., Imre E., Kovács M., Trang, P. Q. P., Mile G., Telekes G. 2005: A biodegradation landfill research project in Hungary. Proceedings of the International Workshop "Hydro-Physico-Mechanics of Landfills", Grenoble, France, pp. 71-74.

59.

Merry, S. M., Kavazanjian E. Jr., Fritz, W. U. 2005: “Reconnaissance of the July 10, 2000 Payatas landfill failure”. Journal of Performance of Constructed Facilities, 19 (2), pp. 100-107.

60.

Mile G. 2010: 2010 évi jelentés a Pusztazámori Regionális Hulladéklerakóról.

61.

Móczár B. 2001: Talajmechanika-Alapozás tervezési segédlet. Műegyetemi Kiadó, Budapest, p. 106.

62.

MSZ EN ISO 14688-1:2003 Azonosítás és leírás.

63.

MSZE CEN ISO/TS 17892-1:2006 A víztartalom meghatározása. 85

64.

MSZE CEN ISO/TS 17892-2:2006 Finom szemcséjű talajok térfogatsűrűségének meghatározása.

65.

MSZE CEN ISO/TS 17892-3:2006 A szemcsék sűrűségének meghatározása.

66.

MSZE CEN ISO/TS 17892-4:2006 A szemeloszlás meghatározása.

67.

Muniz de Farias, M., Durand, R. 2009: New semi-embedded method for the finite element analysis of reinforcement bars. Proceedings of the 17th. ICSMGE Egypt.

68.

Nagy L. 2003: Nagykatasztrófák. Hidrológiai Közlöny, 83. évf., 6. szám, pp. 365-373.

69.

Nagy L. 2009: Statistical analysis of natural disasters data. Riscuri si catastrofe, szerk.: V. Sorocovschi, An VIII. 7/2009. Casa Cartiide Siinta, Kolozsvár, Universitatea Babes-Bolyai, Facultatede Geografie. ISSN: 1584-5273. pp. 11-22.

70.

ÖNORM 2074. TEIL 2 1990: Geotechnik im Deponiebau.

71.

Palaypayon M., Ohta, H. 2007: Estimation of Shear Strength Parameters of Municipal Solid Waste in Landfills.

72.

Pohland, F. G., Harper, S. R. 1986: Critical Review and Summary of Leachate and Gas Production From Landfills. EPA/600/2-86/073, Cincinnati, OH, U.S.A.: U.S. Environmental Protection Agency.

73.

Pusztai J. 2005: Suggestion about Determination of the Bearing Capacity of Piles on the Basis of CPT Sounding Test. Acta Geotechnica Slovenica, Budapest 2005/1. vol. 2, pp. 45-50.

74.

Qian, X., Koerner, R. M., Gray, D. H. 2002: Geotechnical aspects of landfill design and construction. Prentice Hall, New Jersey, USA.

75.

Reddy, K. R., Bogner, J. E. 2003: Bioreactor Landfill Engineering for Accelerated Stabilization of Municipal Solid Waste. Invited Theme Paper on Solid Waste Disposal, International e-Conference on Modern Trends in Foundation Engineering: Geotechnical Challenges and Solutions. Indian Institute of Technology, Madras, pp. 22.

76.

Regueiro, R. A., Borja, R. I. 1999: A finite element model of localized deformation in frictional materials taking a strong discontinuity approach. Elsevier: Finite Elements in Analysis and Design 33. pp. 283-315.

77.

Reichel, T., Haarstrick, A. 2007: Modelling decomposition of MSW and predicting gas emissions using genetic algorithms. Hydro-Phisico-Mechanics of Wastes, 2nd International Workshop, Southampton, England. (On CD-ROM).

78.

Rétháti L. 1985: Valószínűségelméleti megoldások a geotechnikában. Akadémiai Kiadó. pp. 22-42. 86

79.

Robertson, P. K. 1990: Soil Classification Using the Cone Penetration Test. Canadian Geotechnical Journal, Vol. 27, No. 1, pp. 151 – 158.

80.

Sanchez, Alcitturi, I. M., Palma, I., Sagesta, C., Canizal, I. 1993: Mechanical properties of wastes in a sanitary landfill. Proceedings of the International Conference Green ’93, Bolton University, Bolton, Rotterdam.

81.

Singh, M. K. 2008: Characterization of stress-deformation behaviour of municipal solid waste. PhD thesis, University of Saskatchewan, Canada.

82.

Singh, S., Murphy, B. J. 1990: Geotechnics of waste fills. ASTM-STP 1070, pp. 240258.

83.

Smoltczyk, U. 2002: Geotechnical Engineering Handbook. Ernst and Sohn. ISBN 3433-01449-3

84.

Stark, T. D., Eid, H. T., Evans, W. D., Sherry, P. E. 2000: Municipal solid waste slope failure – II: Stability analysis. ASCE Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering 126 (5), pp. 408–441.

85.

Szabó A. 2008: Hulladéklerakók lezárásának aktuális kérdései. PhD értekezés, Miskolci Egyetem, Műszaki Földtudományi Kar.

86.

Szabó A. 2004: Hulladéklerakók zárószigetelési lehetőségei. Mélyépítés, 2004. január - március pp. 36-42.

87.

Szabó A., Szabó I., Kiss G. 2004: Current state and future plans of closure and rehabilitation of old landfills in Hungary. Abschluss und Rekultivierung von Deponien und Altlasten. Abfallwirtschaft in Forschung und Praxis, Band 132, Erich Schmidt Verlag ISBN 3 503 08323 5, pp. 149-161.

88.

Szabó

A.

2008:

Hulladéklerakók

rekultivációs

költségének

meghatározása

(Tanulmány) pp. 4-26. 89.

Szabó I. 2010: Hulladéklerakók lezárása és rekultivációja I. Oktatási segédlet. Miskolci Egyetem, Hidrogeológiai –Mérnökgeológiai tanszék. pp. 145-155.

90.

Szabó I. 2007: Gazdaságos alternatív zárószigetelési rendszerek vizsgálata. OTKA zárójelentés T 043179, Miskolc.

91.

Szabó I. 1999: Hulladékelhelyezés. Egyetemi tankönyv. Miskolci Egyetemi Kiadó.

92.

Szabó I. 2010: Hulladéklerakók lezárása és rekultivációja II. Oktatási segédlet. Miskolci Egyetem, Hidrogeológiai –Mérnökgeológiai tanszék. pp. 41-42.

93.

Szabó I., Zimler T. 2003: Hulladékgazdálkodás. Egyetemi tankönyv TERTIA Kiadó Bt., Budapest, ISBN 963 9387 11 8

87

94.

Szepesházi R. 2008: Geotechnika. Egyetemi jegyzet. Harmadik, korszerűsített, bővített kiadás Győr, p. 15.

95.

Szepesházi R. 2008: Geotechnikai tervezés. Tervezés az Eurocode 7 és a kapcsolódó európai geotechnikai szabványok alapján. p. 25.

96.

Takács A. 2010: Some statistical aspects of the semi-probablistic approach (partial factoring) of the EUROCODE 7. Periodica Polytechnica: Civil Engineering.

97.

Telekes G. 1997: Környezeti hatásvizsgálati eljárások. A környezeti hatásvizsgálatok módszerei. European Commision TEMPUS Structural Joint European Project SJEP 09015/95 kiadványa, (kötetszerkesztők: Dulovics Dné Dr. és Dr. Telekes G., sorozatszerkesztő: Novák Á.) pp. 11-19.

98.

Varga G. 2003: Applications of Different Soil Models for Stability Experiments. Mamaia. Szeptember 7-10. The 2nd International Young Geotechnical Engineers’ Conference, pp. 101-102.

99.

Varga G. 2010: Geotechnical Aspects of Bioreactor Landfilles. Periodica Polytechnica. Ser.Civ.Eng.

100. Varga G. 2010: Hulladékok nyírószilárdsági paramétereinek meghatározása az erősítést okozó elemek figyelembevételével. Közlekedésépítési szemle. (Megjelenés alatt). 101. Varga G. 2010: Stability analysis of bioreactor landfills. Proceedings of the XVth European Conference on Soil Mechanics & Geotechnical Engineering (XV ECSMGE). (Megjelenés alatt). 102. Varga G. 2010: Hulladékok teherbírásának meghatározása CPT eredmények alapján. GTM (Gazdasági Tükörkép Magazin), (Megjelenés alatt). 103. Varga G., Czap Z. 2004: Soil models: Safety Factors and Settlements. Periodica Polytechnica. Ser.Civ.Eng. Vol. 48, No.1-2. pp. 53-64. 104. Varga G., Czap Z. 2010: Hulladéklerakók végeselemes vizsgálatai. GTM (Gazdasági Tükörkép Magazin) 2010 III. X. évf. pp. 52-53. 105. Varga G., Czap Z., Módos J. 2010: Hulladékok nyírószilárdsági paramétereinek meghatározása. Geotechnika Konferencia, Ráckeve. (CD-n). 106. Vasudevan, N. K., Vedachalam S., Sridhar, D. 2003: Study on the Various Methods of Landfill Remediation. Workshop on Sustainable Landfill Management 3–5. December, Chennai, India, pp. 309-315. 107. Westakle, K. 1997: Sustainable landfill – possibility or pipe dream. Waste management and research, Vol. 15, pp. 453-461. 88

108. Yetimoglu, T., Salbas, O. 2003: A study on shear strength of sands reinforced with randomly distributed discrete fibers. Geotextiles and Geomembranes 21, pp. 103–110. 109. Yuen S. T. S., McMahon T. A., Styles J. R. 2000: Monitoring in-situ moisture content of municipal solid waste landfills. A.S.C.E. J.Env Eng, 126(12), pp. 1088-1095. 110. Zekkos, D. 2005: Evaluation of static and dynamic properties of municipal solid waste. PhD thesis, Universtity of California, Berkley. 111. Zekkos, D. P., Bray, J. D., Kavazanjian, E., Matasovic, N., Rathje, E. M., Riemer, M. F., Stokoe, K. H. 2006: Unit weight of municipal solid waste. Journal of Geotechnicaland Geoenvironmental Engineering, ASCE, 132(10), pp. 1250-1261. 112. Zekkos, D. P., Bray, J. D., Reimer, M. F. 2006: Shear Modulus Reduction and material damping relations for municipal soild waste. Proceedings of the 8th U.S. National Conference on Earthquake Engineering, April 18-22, San Francisco, California, USA. Paper No.1324. 113. Zekkos, D., Bray, J. D., Athanasopoulos, G. A., Reimer, M. F., Kavazanjian, Jr E., Founta, P. A., Grizi, A. F. 2007: Compositional and loading rate effects on the shear strength of municipal solid waste. 4th International Conference on Earthquake Geotechnical Engineering, Thessaloniki, Greece, paper No. 1525.

89

HULLADÉKLERAKÓK ÁLLÉKONYSÁGI KÉRDÉSEI

Recommend Documents