Luleå tekniska universitet

Konsolidering i sulfidjord

En fallstudie på väg E:12 norra länken, Västerslätt, Umeå

Hjalmar Törnqvist 2013

Civilingenjörsexamen Väg- och vattenbyggnadsteknik

Luleå tekniska universitet

Institutionen för samhällsbyggnad och naturresurser

Avdelningen för geoteknologi

Institutionen för samhällsbyggnad och naturresurser Luleå tekniska universitet

971 87 LULEÅ

EN FALLSTUDIE PÅ VÄG E12 NORRA LÄNKEN, VÄSTERSLÄTT UMEÅ

Hjalmar Törnqvist

FÖRORD

Detta examensarbete är avslutningen på min civilingenjörsutbildning Väg och vattenbyggnad på Luleå tekniska universitet. Arbetet som är utfört under våren 2012 på avdelningen för geoteknologi motsvarar 30 högskolepoäng. Studien har utförts i samarbete med Vectura consulting AB.

Under arbetet är det många som bidragit med stöd men jag vill börja med att rikta ett extra stort tack till mina handledare Hans Mattsson, Luleå tekniska universitet och Gunnar Zweifel, Vectura cosulting AB. Under dessa 20 veckor har de alltid bidragit med sin tid och med stort engagemang gett värdefull stöttning. Med deras olika spetskompetens har de även kompletterat vararandra på ett föredömligt sätt.

Jag vill även passa på att tacka alla som delgett sin kunskap för att förbättra detta examensarbete. Tack till Tommy Edeskär, LTU, Mattias Andersson, SGI samt alla medarbetare på Vecturakontoret i Luleå.

Luleå maj 2012

Hjalmar Törnqvist

SAMMANFATTNING

Som en del i Umeåprojektet är entreprenad 7 en förbindelse mellan E12 och Hissjövägen. Entreprenaden är lokaliserad i ett jordbruksområde som till viss del består av 6-14 meter mäktig sulfidlera. Området omfattas dessutom av en undre akvifär som bidrar till artesiskt vatten.

I projekteringsskedet beräknades sättningarna med hjälp av programvaran GeoSuite settlement, dock visade sättningsuppföljningen på mycket större sättningar än beräknat. Denna studie undersöker troliga orsaker till dessa skillnader samt utvärderar om programvaran PLAXIS 2D ger andra resultat gentemot det endimensionella sättningsprogrammet GeoSuite settlement.

Undersökningen utfördes genom beräkningar i både GeoSuite settlement och PLAXIS 2D för tre sektioner med vardera två olika jordprofiler med skilda jordegenskaper. Den ena tolkningen av jordegenskaperna är intakt från tidigare använd modell vid konsultberäkning. Den andra är en ny tolkning. De olika modellerna är likartade men beroende på sektion skiljer sig framförallt portrycksprofilen och permeabiliteten. Den ena sektionen omfattades även av ett stört CRS-försök som gav felaktig tolkning av kompressionsmodulen.

Resultatet visar på att den enskilt största orsaken till skillnaderna mellan uppmätta värden och tidigare beräknad sättning är stora skjuvdeformationer som GeoSuit settlement inte tar hänsyn till. Dessa deformationer uppkommer i samband med att skjuvhållfastheten tas i anspråk. Bakgrunden till den höga skjuvspänningen är höga banker tillsammans med jordegenskaper som låg permeabilitet, långa dräneringsvägar samt det artesiska vattnet i området.

Övriga orsaker som bidragit till större sättningar är skillnader i kompressions-

modulen till följd av stört CRS-försök samt val av modell för lastspridning i

GeoSuite settlement. Området omfattades även av närliggande pålning vilket bör

ha drivit upp portrycken och ökat risken för skjuvdeformationer.

ABSTRACT

As a part of the large traffic diversion project in Umeå a new road is constructed to make a connection between E12 and Hissjövägen. The contract is located in an agricultural area where the soil consists of a 6-14 meter deep sulphide clay. The area is also affected by a lower aquifer which contributes to artesian water.

In the planning phase settlements were calculated using the software package GeoSuite settlement but during the construction much larger settlements than estimated were obtained. This study examines the possible causes of these differences and evaluates if the software PLAXIS 2D produces results that better agrees with field measurements than GeoSuite settlement.

The study was performed by new calculations with both GeoSuite settlement and PLAXIS 2D for three sections, each with two different soil profiles with different soil characteristics. One interpretation of soil properties is intact from the previously used model utilized by the consultant. The other is a new interpretation. The different models are similar, but depending on section the main difference is the pore pressure profile and permeability. In one of the sections, an unsuccessful CRS experiments was performed that lead to an incorrect value of the compression module.

The results show that the main reason for the differences between measured settlement values in the field and the previously calculated values of settlement is the shear deformation that the program GeoSuit settlement not takes into account. These deformations are generated when the shear strength is reached.

The reason for the high shear stresses obtained, is high embankments along with

soil properties such as: low permeability, long drainage pathways and the artesian

water in the area.

Other factors that contributed to the larger field settlements are differences in the

compressive modulus caused by disturbed soil samples before CRS-trials and

inappropriate selection of additional load calculation in GeoSuite settlement. Pile

driving was also performed in the area, which probably have increased the pore

pressures and thereby also the risk of shear deformations.

INNEHÅLLSFÖRTECKNING

FÖRORD ... I SAMMANFATTNING... III ABSTRACT ... V INNEHÅLLSFÖRTECKNING ... VII

1 INLEDNING ... 1

1.1 Bakgrund och orientering ... 1

1.2 Problemformulering ... 2

1.3 Syfte och forskningsfrågor ... 2

1.4 Avgränsningar ... 3

2 TEORI ... 5

2.1 Sulfidjord ... 5

2.1.1 Bildande och härkomst ... 5

2.1.2 Klassificering ... 6

2.1.3 Problemjord ... 7

2.1.4 Egenskaper ... 7

2.2 Sättningar ... 9

2.2.1 Tillskottslast ... 9

2.2.2 2:1-metoden ... 9

2.2.3 Boussinesqs metod ... 11

2.2.4 Förkonsolideringstryck ... 12

2.2.5 Konsolidering... 13

2.2.6 Skjuvdeformationer ... 15

2.2.7 Krypdeformationer ... 16

2.3 Bestämning av jordens egenskaper ... 17

2.4 Handberäkningsmodeller... 21

2.5 Beräkningsprogram ... 22

2.5.1 GeoSuit settlement - Chalmersmodellen ... 23

2.5.2 PLAXIS 2D ... 25

3 METOD ... 29

3.1 Områdesbeskrivning ... 29

3.2 Geotekniska undersökningar ... 32

3.2.1 Sektion 0/880 ... 32

3.2.2 Sektion1/680 ... 33

3.2.3 Sektion 1/860 ... 33

3.3 Parameterbestämning ... 34

4.1 Spänningsfördelning genom jordprofilen ... 45

4.2 Sektion 0/880 ... 47

4.3 Sektion 1/680 ... 50

4.4 Sektion 1/860 ... 55

4.5 Övriga synpunkter ... 59

5 SLUTSATSER ... 61

5.1 Anledningar till sättningsproblemet ... 61

5.2 Skillnader mellan GS settlement och PLAXIS ... 62

5.3 Förslag på fortsatt forskning ... 62

REFERENSER ... 63 BILAGOR

BILAGA 1 – Ritningar

BILAGA 2 – Utvalda CRS-försök

BILAGA 3 – Handberäkning samt parameteromvandling

1 INLEDNING

I detta kapitel beskrivs bakgrunden till denna studie. Här kommer även examensarbetets forskningsfrågor att presenteras tillsammans med dess avgränsningar.

1.1 Bakgrund och orientering

I dagsläget är Umeå centrum belastad av genomfartstrafik från två högt trafikerade vägar, E4 och E12, vilket bidrar till att luftkvalitén inte klarar miljökvalitetsnormerna samt att framkomligheten är begränsad. För att lösa trafikproblemet påbörjades år 1997 en ny ringled runt Umeå. Projektet är uppdelat i två faser, Umeåprojektet 1 och 2, vilka är beräknade att kosta cirka 1,89 miljarder SEK. (Trafikverket, 2010)

Umeåprojektet 2 är uppdelat i 9 olika entreprenader och indelningen av dessa visas i Figur 1.

Den vägsträcka som berör detta examensarbete är entreprenad 7, även kallad

”norra länken”, vilket är en förbindelse mellan E12 och Hissjövägen. Byggstarten ägde rum 2009 och arbetet beräknas i dagsläget vara färdigställt hösten 2012.

Entreprenad 7 går genom ett jordbruksområde som delvis är underlagrat av lös sulfidjord. Längs entreprenadsträckan som är 2,2 km uppstod tre problemområden där sättningarna blivit mycket större än beräknat.

Beräkningsprogrammet som användes vid projekteringen för prognostisering av

sättningarna är GeoSuite settlement (GS settlement).

Figur 1: Dragning och entreprenadindelning Umeåprojektet 2.

(Trafikverket, 2010)

1.2 Problemformulering

Detta examensarbete behandlar frågan varför sättningsberäkningarna för det aktuella området inte stämmer samt en undersökning av var i beräkningsgången som störst osäkerhet råder.

1.3 Syfte och forskningsfrågor Forskningsfråga 1

Vilken karaktär har det aktuella området i form av grundförhållanden och jordegenskaper? Kan någon av egenskaperna kopplas till större osäkerhet eller större inflytelse vid sättningsberäkning?

Denna fråga syftar till att dokumentera vilka speciella förutsättningar som finns i detta område samt tydliggöra faktorer som påverkar sättningsberäkningarna.

Forskningsfråga 2

Hur påverkas beräkningarna av andra modeller och beräkningsprogram samt i vilka situationer blir eventuella skillnader som störst?

Denna fråga syftar till att undersöka vilka parametrar som väsentligt påverkar

resultatet och därigenom identifiera intressanta områden att studera

kommer därför endast förlita sig på tidigare utförda laborationstester.

I arbetet ingår även analys av de mätningar som utförs i området.

För att se om utfallet från sättningsberäkningar kan skilja sig åt beroende på vilket

beräkningsprogram som används kommer två olika programvaror att studeras och

jämföras. Det tidigare använda beräkningsprogrammet GS settlement kommer att

jämföras med resultat från PLAXIS-2D.

2 TEORI

Detta kapitel behandlar den bakomliggande teorin för examensarbetet och behandlar tidigare forskning inom detta område. Teorin kommer främst fokusera på materialet sulfidjord, konsolideringsprocessen och de beräkningsprogram tillsammans med de beräkningsmodeller som används.

2.1 Sulfidjord

Sulfidjord finns i olika former och täcker ca 0,1 procent av jordens landyta, varav 70 procent finns i tropiska miljöer. Jordtypen är sällsynt i Europa och kan i stort sett begränsas till Sveriges och Finlands norra kustland i bottniska viken.

Sulfidjorden förekommer också upp längs älvdalarna och i och med landhöjningen kan den påträffas i en ganska bred kustremsa på höjder upp emot 50 meter över havsnivå. (Larsson et al., 2007) Det är också i denna kustremsa som mycket av Norrlands infrastruktur och industri är lokaliserad vilket medför att byggnationer på sulfidjord inte är ovanligt.

2.1.1 Bildande och härkomst

Bildandet av sulfidjord sker än idag, men de jordar som bebyggs längs

norrlandskusten har sin härkomst från den senaste istiden och skapades i avsnörda

havsvikar (Mácsik et al., 1998). Sulfidjorden skapades genom sedimentation,

innehållande organiska och oorganiska sulfider, avlagrade i anaeroba reducerande

miljöer. Dessa miljöer är oftast sötvattenansamlingar med liten vattenomsättning

och därmed liten syresättning. Nedbrytningen av det organiska materialet

förbrukar därmed allt syre och den fortsatta nedbrytningen sker sedan anaerobt

med hjälp av bakterier. När inte längre syre kan användas som elektronmottagare i

vattnet används istället sulfatjoner och det bildas svavelväte (H

S) som i sin tur reagerar med järnhaltiga substanser eller järnjoner (Fe

). Slutprodukten blir sedan järnmonosulfid (FeS). (Larsson et al., 2007)

I Sverige finns två typer av sulfidjordar. Den ena domineras av sulfidsubstansen pyrit (FeS

) och återfinns i Mälardalen som gyttjelera. Denna sulfidjord har en grågrön färg. Den andra formen är järnmonosulfid (FeS) och finns i stor utsträckning längs norrlandskusten från Gävle och uppåt. Jorden har typisk svart färg och oxiderar lättare än pyriten. (Pousette, 2007)

2.1.2 Klassificering

Sulfidjord är tidigare längs norrlandskusten benämnd som svartmocka på grund av sin svarta färg i ooxiderat tillstånd. Den kan även kännas igen genom sin karakteristiska lukt av svavel när den tas upp ur marken. Benämningen är egentligen ingen jordart utan ett samlingsnamn på en sulfidhaltig jord. För geoteknisk beskrivning ska istället jorden benämnas som sulfidsilt eller sulfidlera tillsammans med tilläggsnamn för andra ingående material. (Larsson et al., 2007) Att avgöra jordens klassificering okulärt kan vara svårt på grund av sulfidinnehållet och det organiska innehållet. Det organiska innehållet har även liknande egenskaper som lera vilket vid laborationstester kan leda till att lerinnehållet överskattas (Pousette, 2007).

Stora delar av sulfidjorden brukar också befinna sig i gränslandet mellan lera och silt och en sulfidsilt är ofta underlagrad av en sulfidlera eller vice versa. Vanligtvis bör jorden klassificeras i laboratorium för rätt benämning. Jordarten benämns sällan utifrån sulfidinnehållet, som oftast bara är intressant för analys av miljöpåverkan, korrosionsproblem samt vid vissa kemiska stabiliseringsmetoder.

(Larsson et al., 2007)

För att kunna fastställa jordens organiska halt kan antingen glödningsförluster mätas eller genom att studera sambandet mellan plasticitetsgränsen och den organiska halten. För att göra denna bedömning mer tillämpningsbar används sambandet relaterat till flytgränsen, vilken rutinmässigt tas fram vid en laboratorieundersökning.

För en sulfidjord med en kornfördelningskurva tillhörande en silt kan jorden

benämnas organisk sulfidsilt om flytgränsen är mellan 50–80 procent och om

flytgränsen överstiger 80 procent benämns den som siltig sulfidgyttja. Gränsen för

de flesta finkorniga jordar har likartad uppbyggnad och sammansättning.

Flytgränsen representerar då jordklassificeringen och dess övergångar på ett bra sätt, men dessa samband stämmer inte för sulfidjordar (Larsson et al., 2007). Vid framtagning av sulfidjordens hållfasthetsparametrar används därför korrektionsfaktorer och parametrarnas osäkerheter är oftast stor vilket i många fall leder till stora säkerhetsmarginaler.

Beroende på vilken metod som används för bestämning av den odränerade skjuvhållfastheten i sulfidjord erhålls olika resultat och för analys av CPT-sondering föreslås nu att korrektionsfaktorerna baseras på sulfidjordens organiska halt istället för flytgränsen. (Larsson et al., 2007)

2.1.3 Problemjord

När sulfidjordar ligger under grundvattenytan utan kontakt med syre är pH större än 7. Om sulfidjorden kommer i kontakt med syre, antingen genom uppgrävning eller genom grundvattensänkning börjar den att oxidera. Sulfiden bildar då svavelsyra (H

SO

) vilket bidrar till att pH-värdet sjunker, ibland så lågt som lägre än pH 3. Detta i sin tur kan skada växt- och djurliv samt ge upphov till korrosionsproblem hos stål- och betongkonstruktioner. (Pousette, 2007)

Ett högt organiskt innehåll har dock en buffrande effekt på försurningspotentialen där försurningen dämpas (Larsson et al., 2007).

2.1.4 Egenskaper

Om man låter en sulfidjord oxidera syns det ofta tydligt hur jorden är skiktad,

vilket kan vara svårt att se i ooxiderat tillstånd, se Figur 2 .

Figur 2: a) Överst nästan helt oxiderad sulfidjord därunder anaerob

sulfidjord, tydlig oxidationsfront, Södra Sunderbyn, Norrlandskusten.

b) Lerig sulfidjord från Mälardalen.

c) Ostört svart anaerobt sulfidjordprov som oxiderats på kanterna, tydlig oxidationsfront, Södra Sunderbyn, Norrlandskusten.

d) Bandad sulfidjord, ostört prov, Kalix kommun, Norrlandskusten.

e) Flammig sulfidjord , ostört prov , Kalix kommun, Norrlandskusten.

(Pousette, 2007)

Detta bandade tillstånd tros bero på variationer i avlagringshastighet i samband med sedimentationen, sedimentets organiska halt och storlek samt tillgång till syre. Förändringarna kan i sin tur bero på årstidsvariationer och varierande vattenflöden under bildningen. (Larsson et al., 2007)

Då sulfidjordar är ofta varviga och dagens metoder att förutsäga konsolideringshastigheten utgörs vanligtvis av den vertikala deformationen med vertikal dränering. Det kan i dessa fall vara viktigt att undersöka skillnaden mellan permeabiliteten i horisontal- och vertikalled. I en undersökning gjord på sulfidlera i Veda var skillnaden mellan dem ca faktor 1,3 med en hög spridning. (Müller och Larsson, 2009)

Sulfidjordar är krypbenägna och dess beteende kan liknas med organiska jordar

där krypningen ej klingar av linjärt mot logaritmen för tiden. Kompression av

sulfidjord kan därför delas in i en primär konsolidering, en sekundär krypning och

en tertiär krypning. Den sekundära krypdeformationen bör även bestämmas

separat där sambandet mellan kryphastigheten och tiden följs upp. (Eriksson,

Den primära sättningen sker momentant då jorden har dränerade egenskaper och deformationens storlek beror på storleken på den ökade belastningen, jordens spänningshistorik samt jordens kompressionsegenskaper.

2.2.1 Tillskottslast

Det är effektivspänningar som kontrollerar sättningens storlek och genom belastning av jorden på markytan ökar de effektiva spänningarna i jordprofilen.

Det är därför av stor vikt att bestämma hur tillskottslasten påverkar spänningssituationen mot djupet.

Det finns många olika metoder för att bestämma tillskottslaster och hur metoderna fördelar lasten varierar beroende på typ av last och dess geometriska utformning. Gemensamt för många av dessa är att jorden som material förenklas till ett homogent, isotropt och linjärt elastiskt material för att möjliggöra en matematisk modell som lämpar sig för handberäkning. Denna förenkling medför att den vertikala tillskottsspänningen inte blir beroende av jordens elastiska materialparametrar samt möjliggör superpositionering. (Das och Som, 2006) Med finita elementmetoden (FEM) är det möjligt att via datorprogram använda mer avancerade modeller som även tar hänsyn till jordens plastiska egenskaper.

Eftersom handberäkningsmetoderna är relativt snabba och ofta ger goda resultat för vertikala spänningar är de fortfarande vanligt förekommande.

2.2.2 2:1-metoden

En vanlig metod för att beskriva den vertikala fördelningen av tillskottsspänningar mot djupet, mitt under lasten, är 2:1 metoden. Metoden antar en linjär lastspridning mot djupet i jorden med en lutning 2:1. Sambandet mellan tillskottsspänning och djup kan ses i Figur 3 och beskrivs som

(1)

där och motsvarar bredd respektive längd i meter på en ytligt utbredd last [kPa]. Djupet från last till beräkningspunkt benämns .

Figur 3: Lastspridning enligt 2:1 metoden. (Sällfors, 2001)

I specialfallet då lastens längd går mot oändligheten kan uttrycket förenklas till

(2)

Metoden underskattar tillskottsspänningen vid kortare djup än lastbredden och sambandet kan ses i Figur 4. (Sällfors, 2001)

Figur 4: Jämförelse mellan 2:1-metoden och elasticitetsteorin för tillskottsspänningars

utbredning mot djupet i relation till lastbredden. (Sällfors, 2001)

medan horisontalspänningen och skjuvspänningen är beroende av tvärkontraktionstalet. Metoden bör främst användas för beräkning av de vertikala spänningarna och uttrycket beskrivs genom cylindriska koordinater som

(3)

där , och representerar punktlastens storlek, djupet till beräkningspunkten och avståndet mellan beräkningspunkt och punktlast. Ekvationen beskrivs även i Figur 5. (Das och Som, 2006)

Figur 5: Spänningar i jorden från punktlast genom Boussinesq cylindriska koordinater. (Das och Som, 2006)

Genom superpositionering kan bidrag från flera punktlaster adderas och för en

utbredd last integreras punkterna.

För specialfallet en långsträckt bankfyllnad kan tillskottslasten under punk B i Figur 6 beräknas enligt

*

( ) + (4)

där

= [kPa]

= bankens tunghet kN/m

= Bankens höjd [m]

(

)

( )

( )

Figur 6: Lastberäkning för en långsträckt bank. (Das och Som, 2006)

2.2.4 Förkonsolideringstryck

När en jord utsätts för en ökad belastning komprimeras jorden genom både plastiska och elastiska deformationer. Om jorden avlastas sker en volymökning då de elastiska deformationerna fjädrar tillbaka. När lasten sedan återigen ökar sker först enbart en elastisk deformation tills dess att spänningen blir lika hög som den tidigare varit för att därefter fortsätta att deformera både plastiskt och elastiskt.

Den kritiska spänningsnivån som jorden tidigare varit belastad med kallas

förkonsolideringstryck ( ) och är av stor betydelse för beräkning av en tillförd

Figur 7: Minskning av portalet till följd av ökat tryck. (Larsson, 2008)

2.2.5 Konsolidering

För att möjliggöra en komprimering av porvolymen i en vattenmättad jord måste först porvattnet pressas undan. En volymminskning under vattenavgång kallas för konsolidering. Om jorden är grovkornig sker denna porvattentransport momentant tillsammans med deformationen. Har jorden istället en låg permeabilitet tar processen lång tid. (Sällfors och Andréasson, 1986)

Initialt vid spänningstillskott i en finkornig jord tas hela spänningsökningen upp av det inkompressibla porvattnet då lasten ökar momentant. Den tillförda spänningen bygger därmed upp ett porövertryck som driver på vattentransporten varvid jorden tillåts komprimeras. I samband med att porvattnet sakta transporteras bort överförs tillskottsspänningarna på kornskelettet varvid portrycket avtar. Fenomenet illustreras i Figur 8.

Figur 8: Spänning under konsolidering. (Axelsson, 1998)

Tidsförlopp

En flitigt använd metod för att bestämma sättningens tidsförlopp är Terzaghis

konsolideringsekvation från 1923. Teorin bygger på att jorden är helt

vattenmättad och porvattnet är inkompressibelt jämfört med kornskelettet och att konsolideringen, vattenavgången tillsammans med deformationen endast sker vertikalt. Vidare görs beräkningarna utifrån Darcys lag, ödometermodulen och att volymminskningen är lika stor som volymen bortträngt porvatten. Genom dessa antaganden kan konsolideringen beräknas enligt

(5)

där representerar portrycket, kompressionsmodulen, permeabiliteten och vattnets tunghet. (Axelsson, 1998)

Genom att lasten är konstant med tiden ökar effektivspänningen i jorden i takt med att porövertrycket minskar vilket ger ett utryck mellan konsolideringsgraden (U) och tiden. Resultatet kan ses i Figur 9 där de tre kurvorna representerar olika dräneringsförhållanden. beror av tiden och konsolideringskoefficienten och erhålls genom uttrycken

(6)

(7)

där motsvarar den längsta dräneringsvägen.

Figur 9: Tidsförloppet för primär konsolidering. (Axelsson, 1998)

2.2.6 Skjuvdeformationer

Vid sättningar i lösa leror med belastning på en begränsad yta beror en del av sättningarna ofta på horisontala deformationer. Dessa deformationer består i sin tur av skjuvtöjningar och skjuvkrypningar. I samband med att den vertikala spänningen uppnår förkonsolideringstrycket övergår de horisontala spänningarna just utanför den belastade zonen till högre värden än jorden tidigare utsatts för och leder till tydliga deformationer. När skjuvspänningarna närmar sig brottstadiet påverkas även skjuvtöjningarna avsevärt. (Larsson, 1977)

Den horisontala deformationens relativa betydelse för den totala deformationen ökar ju mer lasten ökar och skjuvhållfastheten tas i anspråk. Effekten blir en lägre kompressionsmodul som ger större deformationer i relation till tillförd spänning.

Fenomenet illustreras i Figur 10. (Knutsson et al., 1998)

Figur 10: Deformationsmodulens variation och last- sättningssamband vid belastning när skjuvhållfastheten tas i anspråk. (Knutsson et al., 1998)

2.2.7 Krypdeformationer

Med krypdeformationer menas en långsam deformation under konstant spänning.

Det finns många deformationer som kallas för krypsättningar men den mest vanliga är dränerad sekundär konsolidering (Larsson, 1977).

Krypningen ger upphov till både formändring och volymändring. Krypning sker även i horisontell riktning och har visat sig pågå under lång tid (Larsson et al., 1997).

För beräkning av den sekundära konsolideringen används krypmodulerna ,

och

som alla beskriver samma förlopp och där , är den vanligast använda i Sverige. Internationellt beskrivs krypmodulen oftast med

eftersom deformationen vanligtvis relaterar till portalet istället för töjningen . Definitionen av krypmodulerna redovisas i Figur 11 och gäller inom intervallet för sekundär deformation. (Olsson, 2010) Krypmodulerna skrivs som

( )

(8)

och

( )

(9)

Effektivt vertikaltryck

Mo d u l Sät tn in g

Figur 11: Definition av krypmoduler. (Olsson, 2010)

Krypmodulen antar ett mycket lågt värde vid spänningar under förkonsolideringstrycket för att sedan öka drastiskt till ett maxvärde och därefter avta i takt med kompression och tid. Ett typiskt värde för starten på denna ökning är 0,8 . Försök på finkorniga jordar har även visat ett samband mellan krypmodulen och jordens portal som i sin tur kan relateras till vattenkvoten. För gyttja däremot visar det organiska innehållet bättre korrelation till krypmodulen än vattenkvoten. (Larsson et al., 1997)

De sekundära sättningarna är ofta stora för lösa finkorniga jordar och för jordar med organiskt material kan de bli mycket stora. I de fall då tillskottsspänningarna bidrar till effektivspänningar nära förkonsolideringstrycket kan krypningen med tiden utgöra större delen av de totala sättningarna. (Larsson, 2008)

2.3 Bestämning av jordens egenskaper

Två vanliga metoder att bestämma jordens kompressionsegenskaper är stegvisa ödometerförsök utvärderade enligt Casagrande och CRS-försök utvärderade enligt Sällfors (1975). Vid utvärdering av sulfidjord har det visat sig att dessa två metoder inte ger samma resultat på förkonsolideringstrycket, där CRS-metoden i rumstemperatur ger 10-20 procent lägre värden än standardödometerförsöken.

(Eriksson, 1992)

En metod som normalt inte används för sättningsberäkningar men som generar nödvändiga parametrar till PLAXIS är triaxialförsök.

Stegvisa ödometerförsök

Vid ödometerförsök ökas den vertikala lasten samtidigt som deformation i

horisontalled förhindras genom att provet är applicerat i en stålcylinder. Således

sker endast vertikala deformationer vilket beskriver förhållandet vid en stor utbredd last eller vid en grundvattensänkning. I bägge ändarna på ödometern placeras filterstenar varvid provet blir dubbelsidigt dränerat. Provet belastas sedan stegvis där varje laststeg verkar ett dygn innan nästa last påförs. För lösa leror används vanligtvis laststegen 10, 20, 40, 80, 160 och 320 kPa. Enligt svensk standard redovisas resultatet genom linjär deformation mot spänningen i logaritmisk skala. Utifrån dessa diagram kan sedan deformationsegenskaperna beskrivas med modultalet m tillsammans med en spänningsexponent . Sambandet mellan spänning och deformation beskrivs med hjälp av kompressionsmodulen enligt

(10)

där kompressionsmodulen beskrivs som

( ) ( )

(11)

och är töjningen i vertikalled. (Larsson, 2008)

Ett annat sätt att beskriva deformationen mot spänningen är att använda kompressionsindex som använder portalet e istället för töjningen för att beskriva deformationen. Kompressionsindex definieras av portalet mot spänningen i logaritmisk skala i den linjära zonen efter förkonsolideringstrycket och definieras som

(12)

Sambandet visas även i Figur 12.

Figur 12: Deformation mot logaritmerad vertikal spänning. (Larsson, 2008) Kompressionsindex har ett direkt samband till ödometermodulen m, enligt

( )

(13) Ur stegvisa ödometerförsök bestäms även konsolideringshastigheten och med hjälp av Casagrandes metod utvärderas förkonsolideringstrycket. (Sällfors och Andréasson, 1986)

Ödometerförsöken tar relativt lång tid, ca en vecka, vilket leder till en hög kostnad för laboratorieanalysen. Fördelarna med metoden är att resultaten är tillförlitliga, metoden är väl beprövad och ger även möjlighet till bestämning av krypparametrar.

CRS – försök

Constant Rate of Strain (CRS) är en ödometermetod som till skillnad mot de stegvisa ödometerförsöken genomförs med konstant axiell deformationshastighet varvid erforderlig tillförd spänning mäts. Resultatet redovisas med linjär töjning mot en linjär spänningsökning och deformationerna beskrivs med tre stycken moduler, , och beroende på tre olika spänningsintervall. beskriver den linjära töjningen fram till förkonsolideringstrycket, beskriver den linjära töjningen efter förkonsolideringstrycket och beskriver den fortsatta icke linjära töjningen. Spänningen då deformationen övergår från att vara linjär till icke linjär betecknas . Förklaring till de tre olika spänningsintervallen kan ses i Figur 13.

(Sällfors, 1992)

Figur 13: Samband mellan spänning och deformation ur ett CRS-försök.

(Larsson, 2008)

CRS-försöken använder sig av ensidig dränering där den odränerade änden används för att mäta portrycket och metoden ger möjlighet att bestämma förkonsolideringstryck, kompressionsmoduler, konsolideringskoefficienten samt permeabilitet under belastning. CRS-försöken är den nu vanligast förekommande metoden för bestämning av jordens deformationsegenskaper där en stor fördel är det snabba provresultatet.

Erfarenhetsmässigt ger ofta kompressionsmodulen innan förkonsolideringstrycket

för lågt värde varvid den därför vanligtvis uppskattas genom empiriska

samband utifrån jordens odränerade skjuvhållfasthet. Det påtvingade snabba

sättningsförloppet medför även att förkonsolideringstrycket ej kan utvärderas på

samma sätt som de stegvisa ödometerförsöken då Casagrandes metod bygger på

empiriska försök. Utvärderingen görs istället enligt Figur 13 vilket stämmer bättre

testet sker i rumstemperatur. (Larsson et al., 2007) Triaxialförsök

Triaxialförsök kan till skillnad från ödometerförsöken kontrollera den radiella spänningstillförseln. Försöket utförs normalt sett på en cylindrisk jordkropp omsluten av ett gummimembran där höjden är 2 ggr större än diametern. I Sverige används oftast 100 mm som höjd tillsammans med en diameter på 50 mm. Provet placeras sedan i en vattenfylld kammare och det radiella trycket på provkroppen styrs av vattentrycket. Den axiella belastningen överförs av en pistong. Innan testet utförs försäkras att jorden är vattenmättad genom att konstruera ett högt porvattenövertryck. Den volymetriska kompressionen bestäms sedan genom volymen av det bortträngda porvattnet.

Modifierat kompressionsindex bestäms sedan genom den linjära relationen mellan den volymetriska töjningen och logaritmisk effektiv medelspänning för en normalkonsoliderad jord. Svällningsindex är motsvarande relation för av och pålastningskurvan.

Metoden ger förutom kompressionsparametrar även bra resultat för hållfasthetsparametrar. Metoden kan då utföras för både passiv och aktiv skjuvning för bestämning av hållfasthetsparametrar i respektive zon.

Triaxialförsöken ger en bättre beskrivning av verkligheten men används sparsamt i Sverige och då främst för komplexa problem. Kostnadsmässigt är för tillfället metoden ca 3 gånger dyrare än ett CRS-försök.

2.4 Handberäkningsmodeller

För att prognostisera de primära sättningarnas storlek utnyttjas sambandet mellan

töjning och spänning. Beroende på hur kompressionsmodulen är beskriven

används olika modeller. För stegvisa ödometerförsök används

ödometermodultalet m och spänningsexponenten som beskriver töjningen då spänningen är i logaritmisk skala. Sättningen kan därmed beskrivas genom

∫

[(

) ( ) ] (14)

Då är lika med noll, vilket gäller normalt för lera skrivs ekvationen som

∫

(

) (15)

För CRS-försök beskrivs töjnings-spänningssambandet i linjära skalor och kompressionsmodulen antar i stället tre olika moduler för tre olika spänningsintervall, se ovanstående avsnitt om CRS. För spänningar under förkonsolideringstrycket beskrivs sättningen genom

∑

(16)

Då spänningen är mellan och beskrivs sättningen enligt

∑ (

) (17)

och då spänningen överskrider beskrivs sättningen enligt

∑ , ( ( ) )- (18)

Vanligt är att tillskottsspänningen gör att effektivspänningen passerar alla spänningszonerna varvid den totala sättningen fås genom bidrag från alla tre ekvationer.

2.5 Beräkningsprogram

Beräkning av sättningar kan både genomföras med handberäkningar och genom

datorprogram. Handberäkningar ger goda resultat för enklare beräkningar men för

komplexa situationer och där krypningen är av betydelse blir beräkningar genom

datorprogram en nödvändighet. Exempel på två beräkningsprogram är GeoSuite

settlement och PLAXIS, vilka beskrivs nedan.

kompressionsmoduler utvärderade ur CRS-försök enligt avsnitt CRS med undantag för övergången vid . Denna övergång antas ske med successivt avtagande kompressionsmodul och a

respektive a

i figur 14 motsvarar intervallet för övergången.

Figur 14: Svensk praxis kontra ny modell (Meijer och Åberg, 2007)

Tillskottsspänningarna beräknas separat i programmet och det ges möjlighet till tre beräkningsalternativ där alla antar jorden som linjärt elastisk.

Beräkningsalternativen är

 2:1-metoden

 Boussinesq finit (för rektangulär last)

 Boussinesq infinit (för banklast med oändlig längd).

För beräkning av krypning används begreppet tidsmotstånd R som först beskrevs

av Janbu 1969. Tidsmotståndet definieras som derivatan av tiden med avseende

på töjningen och kryphastigheten är R

. Efter den primära konsolideringen ökar R

linjärt enligt Figur 15 varav lutningen på ökningen definieras av tidsmotståndtalet

r. (Svanö et al., 1991)

Figur 15: Tidsmotståndtalet som funktion av tid. (Svanö et al., 1991) Kryphastigheten kan nu beskrivas med tidsmotståndtalet som

( )

(19)

där t är tiden och t

är en referenstid som motsvarar starten för den linjära ökningen enligt Figur 15. Tidsmotståndstalet har ett direkt samband till i enlighet med

(20)

Tidsmotståndtalet motsvarar därmed jordens krypbenägenhet som kan härledas till portalet samt spänningssituation i relation till förkonsolideringstrycket.

Spänningsberoendet gör att r antar relativt höga värden före för att sedan avta

till sitt lägsta värde. För beräkning i GS settlement tolkas denna övergång enligt

Figur 16 där parametrarna r

, b

och b

utvärderas enligt Tekniskt PM skrivet av

Olsson och Alén, (2009). Det maximala kryptalet r

bestäms genom stegvisa

ödometerförsök eller utifrån vattenkvoten med empiriskt samband.

Figur 16: Tidsmotståndtalets variation i förhållande till effektivspänning. (Olsson och Alén, 2009)

Krypningens storlek över tiden för en konstant last fås genom

(21)

där kryptalet r bestäms enligt ovan. Krypningen är därmed beroende av referenstidsmotståndet det aktuella kryptalet r och tiden. Vid spänningar under förkonsolideringstrycket har den initiala kryphastigheten en relativt liten betydelse då tidsmotståndstalet är stort varvid ett konstant kan antas gälla för hela spänningsintervallet. (Svanö et al., 1991)

2.5.2 PLAXIS 2D

PLAXIS är ett holländskt beräkningsprogram som använder sig av finita elementmetoden (FEM). Programmet är utvecklat för både 2D och 3D simuleringar men denna studie kommer att bara beakta PLAXIS 2D version 2010 Beta som är giltig för problem med långsträckt geometri. Genom att dela upp beräkningsgeometrin i ett triangulärt nät med ett antal noder, på engelska kallat mesh, kan jordens respons i varje punkt beräknas utifrån en angiven jordmodell.

Eftersom FEM bygger på numeriska analyser blir aldrig resultatet exakt men metoden ger möjlighet att använda avancerade jordmodeller och med tillräckligt fin indelning av jorden blir noggrannheten tillfredsställande.

PLAXIS 2D erbjuder olika jordmodeller som vardera har olika komplexitet och

lämpar sig för olika problem. För att beskriva responsen av en belastning på lösa

viskösa jordar där krypning är relevant har modellen Soft Soil Creep tagits fram

och är relativt ny. Användningen av modellen bör endast ske för att bestämma

deformationens storlek vid belastning av krypbenägen jord eftersom andra

modeller som Hardening soil är betydligt bättre vid exempelvis schaktningsarbeten. (Brinkgreve et al., 2010)

Typiska egenskaper för soft soil creep modellen är

 spänningsberoende styvhetsmodul

 tydlig skillnad mellan normalkonsoliderat tillstånd och av- och pålastning

 sekundär kompression

 minne över förkonsolideringstryck

 skjuvbrott enligt Mohr -Coulumbs brotteori

 en modifiering av Cam-Clay för beräkning av flytyta.

I Figur 17 visas hur styvhetsmodulen är spänningsberoende med ett logaritmiskt beteende både före och efter förkonsolideringstrycket. Detta spänningsberoende för deformation efter visar samma respons som för stegvisa ödometerförsök då β är noll.

Figur 17: Kompressionsmodulens beroende av spänning (Olsson, 2010)

Modellen antar också Bjerrums formulering att förkonsolideringstrycket endast

beror på den totala krypningens storlek vilket gör att flytytan kan växa under

konstant belastning (Brinkgreve et al., 2010). Kompressionen till följd av

spänningen i logaritmisk skala kan ses i Figur 18 där är vilojordtrycket, σ

är

förkonsolideringstrycket, σ

är avslutad tillskottsspänning och σ

motsvarar nytt

förkonsolideringstryck till följd av krypning, även kallat åldring.

Figur 18: PLAXIS modell över töjningens respons på ökad spänning. (Olsson, 2010)

De sekundära sättningarna bygger på de principer med tidsmotståndtal enligt Janbu (1969) som tidigare beskrivits i avsnitt 2.5.1. För att möjliggöra en applicering skrivs krypningen om till differential form. De plastiska deformationerna består nu av en primär krypning och en sekundär krypning varefter modellen antar 3D-format i enlighet med Cam-Clays modell. (Brinkgreve et al., 2010)

Funktionen för volymetrisk krypning under konstant spänning skrivs som

(

(

)

) (22)

där

= volymetrisk krypning

= tidpunkt för avslutad primär krypning = tid

= flytytans isotropiska spänning, se Figur 19

= tidsenlig spänning, se Figur 19

= kompressionsindex med avseende på volymetrisk töjning

= svällningsindex med avseende på volymetrisk töjning

= krypindex med avseende på volymetrisk töjning.

Figur 19: Flytytans tillväxt i p-q planet. (Brinkgreve et al., 2010)

Soft Soil Creep modellen omfattar konsolideringsprocessen i två dimensioner då PLAXIS 2D beräknar en geometri med plant töjningstillstånd. Modellen ger en bättre beskrivning av verkligheten än en en-dimensionell modell men innebär också att större mängd indata är nödvändig. Nedan följer en sammanfattning av de viktigaste parametrarna som behövs vid beräkning:

 c’ effektiv kohesion [kPa]

 ϕ’ effektiv friktionsvinkel [

]

 ψ dilatansvinkel [

]

 modifierad svällningsindex [-]

 modifierad kompressionsindex [-]

 modifierad krypindex [-]

 ν

tvärkontraktionstal för av- och pålastning [-]

 k

permeabilitet i vertikal och horisontell riktning [m/Dag]

 C

permeabilitetens förändring mot kompressionen, definieras som Δe/Δlog(k)

 e

initial porvolym [-]

 OCR överkonsolideringsgrad [-]

 POP pre overburden pressure-skillnaden mellan [-]

och

 u portrycksprofil [kPa]

3 METOD

Detta kapitel ger en beskrivning av området samt redovisar de förutsättningar som finns och vilka antaganden som tagits inför beräkningarna. I kapitlet framförs även vilka laborationsförsök som är gjorda, hur materialparametrarna är framtagna samt en förklaring till utförd konvertering för materialparametrar mellan PLAXIS och GS settlement.

3.1 Områdesbeskrivning

För att få en bra uppfattning över förutsättningarna beskrivs det aktuella området

i detta avsnitt. Detta har som syfte att förtydliga möjliga orsaker till de stora

sättningarna samt att undersöka samband mellan händelseförloppet och

områdets geotekniska förutsättningar. En översikt över entreprenaden

tillsammans med intressanta sektioner visas i Figur 20.

Figur 20: Översikt av intressanta sektioner.

Sydväst om väglinjen består marken av utsvallad sand från Vindelälvsåsen och i nordöst av moränmark. I denna rapport undersöks marken mitt emellan dessa två områden där jorden domineras av tät sulfidjord i form av lera och silt.

Sulfidjordens mäktighet varierar mellan 6 och 14 meter. Området underlagras av en akvifär med koppling till Vindelälvsåsen och medför artesiskt vatten. Portrycket varierar beroende på sektion. På 5,5 meters djup i sektion 1/250 motsvarar portrycket en grundvattenyta 2 meter över markytan och i sektion 1/750 är den 0,5 meter över markytan.

Mellan sektion 1/250 och 1/460 är marken ej nyttjad till jordbruksmark och detta tros bero på den mycket dåliga bärigheten. Detta delområde har under byggskedet drabbats av stabilitetsproblem och den dåliga bärigheten kan härledas till det artesiska vattnet. De lösa sedimentens mäktighet är 7 meter.

Norr om entreprenad 7 byggdes år 2006 en ny järnväg. Från Hissjövägen fram till

Tvärån går vägsträckningen parallellt med järnvägen för att sedan vika av från

varandra. Del av järnvägen kan ses i övre vänstra hörnet i Figur 20. Avståndet

mellan dem är som kortast ca 300 meter. Markförhållandena för järnvägen är

generellt bättre än för vägsträckningen, järnvägsentreprenaden hade trots det

också problem med större sättningar än beräknat.

0/950 17 66 0,007 0,013

0/950 16 64 0,009 0,012

0/950 15 59 0,014 0,010

0/950 14 54 0,009 0,008

1/550 13 49 0,006 0,007

1/550 15 49 0,008 0,007

Det område på entreprenad 7 som ligger i anslutning till Tvärån har fått störst skillnad mellan beräknade och uppmätta värden. Detta område omfattar också den största bankhöjden. För att bron över Tvärån ska klara sättningskraven används bankpålning närmast ån. Efter bankpålningen används träpålning i avtagande längder för att jämna ut övergången. I Tabell 2 sammanfattas vägkonstruktionen öster om ån.

Tabell 2: Vägkonstruktion öster om Tvärån.

Sektion

Från Till Utförande 1/825 1/900 Tryckbank 1/825 1/860 Förbelastning 1/825 1/851 Träpålar 1/790 1/825 Bankpålning

Den del av vägbanken som omfattades av förbelastning byggdes före den övriga vägen, vilket gör att ändsektionerna ej kan betraktas som långsträckta.

Pålastningstider för sektionerna visas i Tabell 3.

Tabell 3: Pålastningstider i samband med förbelastning.

Sektion Påbörjad Avslutad Bankhöjd [m]

1/857 09-11-24 10-05-05 6,9

1/842 10-06-02 - 6,9

1/800 10-06-22 10-09-16 2,2

En liknande situation gäller för sektion 1/680 men där började förlängningen av banken över träpålarna fyllas i relativ snabb takt i samband med knappa 4 meters bankhöjd.

3.2 Geotekniska undersökningar

De laborationsmetoder som är utförda i området är rutinundersökningar och CRS- försök som båda har utförts av konsultföretaget MRM i Luleå. Övriga undersökningar är vingförsök, CPT- och viktsonderingar. För bestämning av portryck och dess förändring mot djupet har BAT-spetsar och grundvattenrör använts. Resultat från de sektioner som är undersökta redovisas nedan.

3.2.1 Sektion 0/880

Tre BAT-spetsar är installerade på nivåerna 11,5, 6,5 och 3,0 meter under markytan. Även ett grundvattenrör är installerat på nivå 4 meter under markytan.

Resultat från rutinundersökningen samt vingförsöken redovisas i tabell 4.

Sektionen består till större delen av lerig sulfidsilt och har relativt höga vattenkvoter. Vattenkvoterna ligger dessutom nära konflytgränsen samt överstiger denna i två försök. Skjuvhållfastheten är mellan 30 och 40 kPa där de högre värdena finns mot djupet.

Tabell 4: Resultat från geotekniska undersökningar i sektion 0/880.

Djup

S

S

w

w

Okulär benämn

3,0 - 30 - 17 79 64 1,60 le SuSi (sa)

4,0 - 27 - 22 63 64 1,60 le SuSi

6,0 - 34,5 - 20 76 62 1,55 le SuSi

8,0 - 38,5 - 28 62 66 1,65 le SuSi

10,5 - 39 - 27 68 63 1,60 le SuSi

CRS-försök är utförda på nivåerna 3, 4, 6, 8 och 10,5 meters djup. I tabell 5 visas en

sammanfattning från CRS-försöken. För permeabiliteten på djupet 6 meter är

resultatet från MRM missvisande då detta gäller för spänningar större än för

intervallet i beräkningarna. På detta djup används istället permeabiliteten 1,5*10

m/s och =7,5.

3.2.2 Sektion1/680

Rutinundersökning har utförts på djupen 2,5, 3,5, 4,5, 5,5 och 6,5 meter under markytan. Nivåerna 4,5, 5,5 och 6,5 meter har även undersökts med CRS-försök. I Tabell 6 och 7 redovisas en sammanställning av resultaten. Undersökningen visar tendens på vattenkvoter nära konflytgränsen. På djupet 5,5 meter är vattenkvoten som högst och där antar också kompressionsmodulen sitt lägsta värde på 750 kPa.

Den odränerade skjuvhållfastheten ligger genom hela profilen kring 20 kPa.

Tabell 6: Resultat från geotekniska undersökningar i sektion 1/680.

Djup

S

S

w

w

Okulär benämn

2,0 - - - 32 43 59 1,71

3,5 - 22 - 12 62 67 1,60

4,5 - 19,5 - 23 54 80 1,55 si SuLe

5,5 - 21 - 24 81 79 1,57 si SuLe

6,5 - 20 - 23 44 50 1,72 si SuLe

Tabell 7: Resultat från CRS-försök i sektion 1/680.

Djup [kPa] [kPa] [kPa] k [m/s]

4,5 48 120 1050 11,9 8,5E-10 2,6

5,5 42 85 700 11,8 9,0E-10 2,7

6,5 50 100 1075 13,0 1,1E-09 2,5

3.2.3 Sektion 1/860

Resultaten från rutinundersökning, vingförsök och CRS-försök sammanfattas i

Tabell 8 och Tabell 9. Vattenkvoterna i sektionen är generellt lägre än tidigare

nämnda sektioner och ligger mellan 56-36 procent. Den odränerade

skjuvhållfastheten ligger på dryga 20 kPa ner till 6 meters djup som erhåller värdet

16 kPa från konförsöken. Skillnaden mellan skjuvhållfastheten för vingförsök respektive konförsök är dock anmärkningsvärd.

Vid undersökningen av på nivån 2 meter redovisas ett felaktigt värde.

Kompressionen initialt är väldigt stor redan vid låga belastningar för att sedan successivt styvna utan tendens på något förkonsolideringstryck. Det angivna värdet på är utvärderat för ett kort spänningsintervall i anslutning till 100 kPa.

Utseendet på kompressionskurvan beror troligtvis på att provet var stört innan provningen. Resultatet från det aktuella provet delges i Bilaga 3.

Tabell 8: Resultat från geotekniska undersökningar i sektion 1/860.

Djup

S

S

w

w

Okulär benämn

1,5 - - - - - 36 1,90 (saf) Si

2,0 14 23 14 30 2 2 1,75 (le) Si

3,0 14 24 14 16 70 56 1,70 SuSi

4,0 13 24 8 16 65 55 1,70 (le) SuSi

5,0 11 22 10 24 48 51 1,74 (le) SuSi

6,0 15 16 8 23 41 43 1,76 (su) si Le

Tabell 9: Resultat från CRS-försök i sektion 1/860.

Djup [kPa] [kPa] [kPa] k [m/s]

2,0 (4000) (105) (23,8) (4,0E-09) (1,7)

3,0 61 1000 100 12,3 2,4E-09 2,3

4,0 60 850 105 10,8 8,3E-10 3,2

5,0 59 1375 120 13,6 1,3E-09 2,6

3.3 Parameterbestämning

För beräkning av sättningarna med hjälp av GS settlement ger utförda undersökningar direkta parametrar för vidare beräkning med undantag för som beräknas utifrån den odränerade skjuvhållfastheten. PLAXIS använder sig av fler och andra parametrar. Dessa parametrar har utvärderats enligt nedan.

De hållfasthetsparametrar som används, d.v.s. φ’ och c’, har utvärderats med hjälp av empiriska samband för finkorniga jordar enligt TK Geo (2011).

Skjuvhållfastheten har utvärderats från konförsöken och har reducerats med en

faktor 0,65. Dilatansvinkeln ψ har antagits till φ’ minus 30 grader (Brinkgreve et al.,

2011).

(23)

PLAXIS beskriver samma fenomen med hjälp av koefficienten som avser förändring mot portalet istället för mot töjning enligt

(24)

och relationen mellan och skrivs som

( )

(25)

Det initiala portalet för jorden är beräknat utifrån antagandet att jorden är helt vattenmättad samt genom sambandet

(26)

där

= vattenkvoten, framtagen ur rutinundersökning = densiteten för vatten, antagen till 1,0 t/m

och är kompaktdensiteten som är beräknad utifrån skrymdensitet, vattenkvot och tidigare givna antaganden. Skrymdensiteten var runt 2,8 t/m

.

Förkonsolideringen beskrivs med over consolidation rate (OCR) eller med pre overburden pressure (POP) och definitionen skrivs som

(27)

(28) Krypparametern har en direkt koppling till som i sin tur är bestämd via empiriska samband med avseende på vattenkvot. Eftersom CRS-försöken beskriver kompressionen fram till med konstanta kompressionsmoduler finns inget direkt samband till och . Däremot finns ett direkt samband mellan och kompressionsindex C

(Brinkgreve et al., 2011). Genom att först beräkna töjningen för olika nivåer i jorden med CRS-handberäkning kan sedan töjningen användas för att bestämma vilket värde på kompressionstalet m som reflekterar samma töjning.

För bestämning av finns inga direkta samband då kvoten mellan vertikal och horisontal spänning förändras kraftigt vid endimensionell avlastning. Den utvärderas därför genom att anta ett isotropt spänningstillstånd efter halva avlastningen (Brinkgreve et al., 2011). Definitionen för parametrarna skrivs enligt

( )

(29)

( ) ( )

(30)

( ) ( )

(31)

3.4 Modeller

Tre olika sektioner har beräknats både med programvaran GS settlement och genom PLAXIS 2D varav två av sektionerna är sedan tidigare beräknade i projekteringsskedet. Sektionerna har sedan analyserats utifrån två olika tolkningar av jordprofilen. Den ena tolkningen är den som användes i projekteringsskedet och den andra är en egen som tagits fram under detta examensarbete.

Beräkningarna används dels för att jämföra den ursprungliga tolkningen med den egna och dels för att se hur resultatet påverkas av olika bedömningar. Dessa två tolkningar kommer även att beräknas med en grundvattenyta vid marknivå utan porövertryck för att undersöka det artesiska vattnets inverkan på resultatet. I denna studie undersöks även effekten av permeabiliteten.

De sektioner som har analyserats är 0/880, 1/680 och 1/860. I både PLAXIS och GS settlement påförs lasten i etapper efter tider som motsvarar utförandet.

Bankfyllnaden har antagits väga 20 kN/m

enligt TK Geo (2011). Sättningens

storlek över tiden har undersökts i två punkter, en under vägmitt och en 6 meter

från vägmitt där den verkliga sättningen dokumenterats genom peglar.

0 2 4 6 8 10 12 14 16

0 50 100 150 200 250

D jup f rå n m ark yt an [m ]

Effektivspänning [kPa]

0 2 4 6 8 10 12 14 16

0 5000 10000 15000

D jup f rå n m ark yt an [m ]

Kompressionsmodul [kPa]

intervallet 2,5 vid markytan och 4,7 mot djupet. I Figur 21 redovisas den tolkade spänningsprofilen och i Figur 22 redovisas kompressionsmodulens variation mot djupet.

Portryck

Portryck uppmätt 𝞂`

𝞂`

𝞂`

från CRS 𝞂`

𝞂`

från CRS

Figur 21: Spänningsprofil för sektion 0/880.

M

M

M

från CRS

Figur 22: Kompressionsmodulens variation med djupet för sektion 0/880

Kompressionsmodulen är utvärderad enligt TK Geo (2011) för högplastisk lera och skjuvhållfastheten är bestämd utifrån konförsök. Skjuvhållfastheten har därefter reducerats med en faktor 0,65.

De deformations- och hållfasthetsparametrar som använts för beräkning i PLAXIS redovisas i Tabell 10.

Tabell 10: Deformations- och hållfasthetsparametrar för sektion 0/880.

Djup e

ϕ’ c'

0,0-1,0 3,33E-03 8,80E-03 1,82E-03 1,02 40 2,28 1,0-2,0 6,35E-03 3,34E-02 3,04E-03 1,44 30 2,28 2,0-3,5 8,77E-03 6,31E-02 5,54E-03 1,75 30 1,96 3,5-5,0 1,11E-02 7,03E-02 5,70E-03 1,76 30 1,79 5,0-7,0 9,55E-03 7,40E-02 6,79E-03 2,13 30 2,24 7,0-10 1,01E-02 7,09E-02 3,98E-03 1,41 30 2,48 10-11 8,01E-03 9,00E-02 6,17E-03 2,00 30 2,54 11-14 8,33E-03 9,47E-02 6,17E-03 2,00 30 2,60

Beräkningarna via GS settlement utförs med två olika lastberäkningar, Boussinesqs infinit och 2:1-metoden.

3.4.2 Sektion 1/680

Sektion 1/680 består överst av en meter finsand. Sanden underlagras av siltig

sulfidlera med en mäktighet på 7,5 meter. Bankhöjden är 6,2 meter med en

tryckbank på 2,4 meter. Sektionen ligger i skevning men genom att anta plan

körbana med vägmitt som höjd uppnås symmetri vilket leder till att modellen i

PLAXIS kan halveras. I Figur 23 redovisas modellen i PLAXIS med antagen

jordlagerindelning.

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9

0 50 100 150 200

D jup f rå n m ark yt an [m ]

Effektivspänning [kPa]

uppmätta medelvärden vilket resulterar i en grundvattenyta på en meters djup. I den tidigare modellen bedömdes grundvattenytan ligga vid marknivån samt att portryckstillskottet från den undre akvifären även påverkar ytligare jordlager.

Portrycksprofilen redovisas mer detaljerat i Figur 23.

Den andra stora förändringen är val av permeabilitet i ytskiktet. Den ursprungliga modellen har en ytlig permeabilitet på 3,17*10

. Permeabilitetens förändring efter kompression är hög i den ytliga finsanden, =10, för att under ytan förändras enligt =1. I den nya modellen är permeabiliteten vid ytan 6*10

som motsvarar tät finsand, vilket även påträffades vid skruvprovtagning.

Permeabilitetens förändring efter kompression, , är bestämd till värden mellan 2,6 och 2,3. I PLAXIS för den nya modellen utvärderas också inverkan av en horisontell permeabilitet som är 1,3 gånger större än den vertikala.

I modellerna utvärderas även kompressionsegenskaperna genom profilen något olika. Figur 24 visar den ursprungliga spänningsprofilen och i Figur 25 visas den nya spänningsprofilen.

Portryck

Portryck uppmätt 𝞂`

𝞂`

𝞂`

från CRS 𝞂`

𝞂`

från CRS

Figur 24: Spänningsprofil för ursprunglig modell.

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9

0 50 100 150 200

D jup f rå n m ark yt an [m ]

Effektivspänning (kPa)

0 1 2 3 4 5 6 7 8

0 5000 10000 15000

D ju p fr ån m ar kytan [m ]

Kompressionsmodul [kPa]

Portryck

Portryck uppmätt 𝞂`

𝞂`

𝞂`

från CRS 𝞂`

𝞂`

från CRS

Figur 25: Spänningsprofil för ny modell

Kompressionsmodulen är utvärderad för en plastisk lera och hållfasthetsparametrarna är utvärderade för dränerad finjord enligt TK Geo (2011).

Skjuvhållfastheten är bestämd ur konförsök som för den nya modellen har reducerats med en faktor 0,65, enligt rekommendationer för sulfidjord. I tidigare beräkningar har skjuvhållfastheten utvärderats med hjälp av vingförsök samt reducerats enligt

(

)

(

)

(32) I Figur 26 och i Figur 27 visas den ursprungliga och den nya kompressionsmodulens variation mot djupet.

M

M

M

från CRS

6 7 8 9

D jup f rå n m ^M

från CRS

Figur 27: Kompressionsmodulens variation med djupet för ny modell

De deformations- och hållfasthetsparametrar som använts för beräkning i PLAXIS redovisas i Tabell 11.

Tabell 11: Deformations- och hållfasthetsparametrar för sektion 1/680.

Djup e

ϕ’ c'

0,0-1,5 5,97E-03 1,47E-02 7,41E-03 1,70 40 0,00 1,5-3,0 1,37E-02 3,92E-02 7,41E-03 1,74 30 1,43 3,0-4,0 1,43E-02 7,80E-02 7,41E-03 1,79 30 1,43 4,0-5,0 1,67E-02 8,02E-02 7,41E-03 2,21 30 1,27 5,0-6,0 1,43E-02 9,98E-02 7,41E-03 2,26 30 1,37 6,0-7,0 1,54E-02 7,44E-02 3,04E-03 1,34 30 1,30 7,0-8,5 1,54E-02 6,06E-02 3,04E-03 1,00 30 1,30

Beräkningarna via GS settlement utförs med två olika lastberäkningar, Boussinesq infinit samt 2:1-metoden.

3.4.3 Sektion 1/860

Sektion 1/860 består av ett 7 meter mäktigt lager av lerig sulfidsilt. Bankhöjden är

6,9 meter med en tryckbank på 2,4 meter. I Figur 28 redovisas modellen i PLAXIS

med antagen jordlagerindelning.