5 DISKUSSION OCH ANALYS
I detta kapitel diskuteras och analyseras förutsättningarna och resultaten från beräkningarna som är genomförda i PLAXIS 2D.
5.1 BEDÖMNING AV KLASSIFICERING
Då de höga och branta bankarna identifierades längs Inlandsbanan räknades släntlutningen ut med hjälp av trigonometriska samband där ”körbanan” antogs till en bredd av tre meter för alla bankar längs banans sträckning. Detta antagande kan potentiellt leda till både över- och underskattningar av släntlutningar och då resultatet kontrollerades visade det sig att det främst handlade om underskattningar. Detta tyder på att den verkliga bredden på körbanorna tenderade att vara mindre än tre meter eller att programvaran för laserskanningen ej identifierat släntfot och släntkrön korrekt. Förenklingar av denna typ är dock nödvändiga att genomföra då det handlar om skanningsdata med över 106 000 rader med mätpunkter och en manuell klassificering skulle bli väldigt tidsödande. Trots att klassificeringen kan ha underskattat vissa sektioner ger den en bra bild om var de brantaste problemområdena är lokaliserade och vilka sträckor det rör sig om. Resultatet av klassificeringen bedömdes överensstämma tillräckligt med verkligheten för att användas till detta arbete.
5.2 LABORATORIEFÖRSÖK
Vid genomförandet av försöken med övertryckskapillarimeter uppkom vissa problem. Målsättningen var att genomföra försöken med material från alla de tre bankarna som blev föremål för platsbesök. Prover förbereddes men då försöken påbörjats genomfördes en ombyggnation av ventilsystemet till kapillarimetern. Detta resulterade i att prover lämnades fuktiga längre tid än planerat och material läckte ut från provringarna som gav en oönskad spridning av resultatet. Därför är samtliga vattenretentionsparametrar till modelleringen hämtade från det försöket som bedömdes ha mest tillförlitlig vattenretentionskurva.
Triaxialförsöken bedöms ha genomförts med fullgoda resultat trots att det även här finns osäkerheter med dessa resultat. Eftersom materialet avsågs packas till en packningsgrad av dryga 80% och detta endast kan genomföras inuti ett gummimembran uppkom problem där membranen blev punkterade och läckage uppstod. Dessa läckage var mycket små och upptäcktes först då testerna påbörjats när givare indikerade att vatten transporterades från celltrycket till baktrycket. Detta medförde en oplanerad ökning av tidsåtgång och att en mängd prover fick kasseras. Programvaran som övervakar tryck och krafter applicerade på provkroppen var ej kalibrerade vilket medförde att kalibrering fick genomföras manuellt i Excel. Den manuella kalibreringen kan ha resulterat i felaktiga resultat som följd av mänsklig faktor. Den mest osäkra faktorn för triaxialförsöken bedöms vara satureringsprocessen. Triaxialförsöken genomfördes parallellt i två olika triaxialapparater för att minska tidsåtgången, men dessa två apparater uppvisade skillnader hos satureringsgraden för likadana jordprov. I ena apparaten erhölls fullgod saturering efter två timmar medans den andra apparaten ej uppnådde fullgod saturering efter 12 timmar. Därför kan ej garantier lämnas att alla prover blivit saturerade till önskad grad på 95%.
56
5.3 BEDÖMNING AV MATERIALPARAMETRAR
De hållfasthetsparametrar som används till modelleringen är erhållna från de genomförda laboratorieförsöken och trots vissa felkällor bedöms dessa som korrekta och rimliga inom ramarna för jämförbara tabellerade empiriska värden. Tvärkontraktionstalet, 𝜈, har ej bestämts från laboratorieförsöken utan denna har antagits till 0,3 för alla materialen i modelleringen (Yang, 2013). Elasticitetsmodulen, E, valdes till en sekantmodul som lutningen mellan origo och 50% av det maximala värdet hos spännings-töjningskurvorna hos materialen vid olika konsolideringstryck. Sekantmodulen valdes eftersom denna modul bedömdes bäst lämpad för modellerna.
5.4 BEDÖMNING AV MODELLER
De modellerade sektionerna är modellerade i plant brott-tillstånd i PLAXIS 2D. Sektionerna bedömdes tillräckligt symmetriska för att symmetri kunde antas och enbart halva sektionerna modelllerades. Denna förenkling genomfördes främst för att spara beräkningstid då många simuleringar behövde genomföras men även för att få en mer stabil uträkning av säkerhetsfaktorer. Detta eftersom programvaran annars kan alterera mellan olika glidytor i båda slänterna i sin identifiering av den mest kritiska glidytan.
Beräkningsnäten till modellerna förfinades tills en konstant säkerhetsfaktor uppnåddes för fallet utan tåglast. Denna förfining av antalet element genomfördes för att säkerställa att ett finare elementnät ej hade resulterat i ett annorlunda beräkningsresultat.
Den valda beräkningsmodellen för simuleringarna, Mohr-Coulomb, är en relativt enkel modell i jämförelse med exempelvis Hardening Soil model. Trots enkelheten i Mohr-Coulomb ger den fullgoda resultat som dock kan variera från verkligheten något men resultaten bedöms tillräckliga för detta arbete. En mer avancerad modell som Hardening Soil model beskriver jordens beteende i ett avseende som närmare speglar vekligheten och hade resulterat i ett ännu mer tillförlitligt resultat.
Tåglasterna för sektionerna aktiveras momentant i modelleringen, dvs ej gradvis under ett visst tidsintervall. Denna typ av last-aktivering användes för att den ansågs som värsta fallet och återspeglande av verkligheten.
5.4.1 SEKTION 1
Sektion 1 erhåller en säkerhetsfaktor 𝑆𝐹𝑎𝑣𝑔 = 1,23 för nuvarande tåglast (34 kPa) och 𝑆𝐹𝑎𝑣𝑔= 1,20 för eventuell framtida tåglast (44 kPa). Glidytorna som uppstår för de olika lastfallen är ytliga och är belägna i det översta materiallagret. Brottytans djup uppgår till ca hälften av djupet av det översta materiallagret och uppstår ca 0,2 meter från spårmitt i båda lastfallen.
57 5.4.2 SEKTION 2
Sektion 2 erhåller en säkerhetsfaktor 𝑆𝐹𝑎𝑣𝑔 = 1,27 för nuvarande tåglast (34 kPa) och 𝑆𝐹𝑎𝑣𝑔= 1,23 för eventuell framtida tåglast (44 kPa). Glidytorna som uppstår för de olika lastfallen är ytliga och är belägna i det översta materiallagret. Brottytan upptar hela djupet av det översta materiallagret och tangerar gränsen till nästa materiallager. Brottytan uppstår i spårmitt i båda lastfallen.
5.5 DILATANSENS EFFEKTER
När dilatansens påverkan på säkerhetsfaktorn studerades användes ej varierande värden på dilatansvinkeln i modelleringsparametrarna. Istället användes varierande värden för den mobiliserade friktionsvinkeln från triaxialförsöken. För att kunna utvärdera dilatansens påverkan jämfördes simuleringsresultat där residual- och maximal-värdet för mobiliserade friktionsvinkeln användes eftersom skillnaden mellan dessa två värden utgörs av jordens dilatanta egenskaper. Resterande parametrar hålls konstanta i simuleringarna.
För Sektion 1 erhölls en ökning av säkerhetsfaktorerna med 27-29% då maximala värdet för den mobiliserade friktionsvinkeln användes kontra residualvärdet. Glidytorna är nära identiska för respektive lastfall oberoende av vilken friktionsvinkel som använts, men med en högre erhållen säkerhetsfaktor. Sektion 1 erhåller en säkerhetsfaktor 𝑆𝐹𝑚𝑎𝑥 = 1,39 för nuvarande tåglast (34 kPa) och 𝑆𝐹𝑚𝑎𝑥 = 1,34 för eventuell framtida tåglast (44 kPa).
För Sektion 2 erhölls en ökning av säkerhetsfaktorerna med 27-30% då maximala värdet för den mobiliserade friktionsvinkeln användes kontra residualvärdet. Även för Sektion 2 är glidytorna nära identiska för respektive lastfall oberoende av vilken friktionsvinkel som använts, men med en högre erhållen säkerhetsfaktor. Sektion 2 erhåller en säkerhetsfaktor 𝑆𝐹𝑚𝑎𝑥 = 1,40 för nuvarande tåglast (34 kPa) och 𝑆𝐹𝑚𝑎𝑥 = 1,39 för eventuell framtida tåglast (44 kPa).
5.6 FALSKA KOHESIONENS EFFEKTER
När falska kohesionens påverkan på säkerhetsfaktorn studerades användes kohesionsvärden från försöken med övertryckskapillarimeter. På grund av materialläckage i försöken för Sektion 1 och 3 kommer kohesionsvärden endast hämtas från Sektion 2 och implementeras i samtliga modeller. De negativa portryck som den falska kohesionen ger upphov till antas vara konstanta genom alla materiallager. Effekten av den falska kohesionen är beroende av vattenmättnadsgraden av materialet, och eftersom vattenmättnadsgraden enbart är bekräftad för den övre delen av materiallager 1 kommer denna användas för alla lager i modellen. Hur vattenmättnadsgraden varierar i verkligheten inom materiallagren är okänt. Friktionsvinkeln som användes i dessa modelleringar motsvarar residualvärdet från triaxialförsöken. Detta för att kunna bortse från jordens dilatanta egenskaper och enskilt kunna bedöma den falska kohesionens påverkan på säkerhetsfaktorn.
För Sektion 1 beräknades vattenmättnadsgraden i materialet till 0,095 enligt Tabell 5 vilket resulterar i en kohesion motsvarande 40 kPa. Det bör noteras att detta kohesionsvärde egentligen motsvarar värdet som hade erhållits för materialet hos Sektion 2 vid samma
58 vattenmättnadsgrad. Säkerhetsfaktorn för Sektion 1 ökade mellan 133-155% jämfört med då det ej togs hänsyn till kohesionskrafterna. Glidytorna är nära identiska för respektive lastfall men med minskande säkerhetsfaktor för ökande last. Sektion 1 erhåller en säkerhetsfaktor 𝑆𝐹𝑐′ = 2,52 för nuvarande tåglast (34 kPa) och 𝑆𝐹𝑐′ = 2,44 för eventuell framtida tåglast (44 kPa).
För Sektion 2 beräknades vattenmättnadsgraden i materialet till 0,24 enligt Tabell 5 vilket resulterar i en kohesion motsvarande 17 kPa. Säkerhetsfaktorn för Sektion 2 ökade mellan 70-83% jämfört med då det ej togs hänsyn till kohesionskrafterna. Dessa ökningar är betydligt mindre än för Sektion 1 vilket beror på att det även är en betydande skillnad på den uppmätta kohesionen från försöken med övertryckskapillarimeter. Eftersom kohesionskrafterna utvärderats från den erhållna Van Gentuchten-kurvan för Sektion 2 för båda sektionerna bedöms ökningen av säkerhetsfaktorerna ha högst validitet för Sektion 2. Glidytorna är nära identiska för respektive lastfall men med minskande säkerhetsfaktor för ökande last. Sektion 2 erhåller en säkerhetsfaktor 𝑆𝐹𝑐′ = 1,88 för nuvarande tåglast (34 kPa) och 𝑆𝐹𝑐′ = 1,82 för eventuell framtida tåglast (44 kPa).
För både Sektion 1 och 2 är brottytorna belägna djupare än då effekten av dilatans studerades. Brottytorna tangerar gränsen till det tredje materiallagret och går även ner i det underliggande materialet. Dessa glidytor är mindre sannolika att inträffa då det handlar om större jordvolymer som sätts i rörelse och de har även högre säkerhetsfaktorer än de mindre och ytligare glidytorna.
59