Grundläggning av ny bro på
postglacial lera i Uppsala
Foundation of new bridge on postglacial clay in
Uppsala
Examensarbete, 15 hp, Byggingenjörsporgrammet
VT 2020
Samuel Nilsson
Ilir Tahiri
ii
Förord
Detta examensarbete omfattar 15 högskolepoäng, och utgör det avslutande momentet på Byggingenjörsprogrammet vid Malmö Universitet. Arbetet utfördes under vårterminen 2020, och betraktas som ett mycket bra tillfälle för en student att förbereda sig inför arbetslivet.
Vi vill rikta ett stort tack till:
Vår handledare Lars Johansson, gruppchef för geoteknikavdelningen i Malmö och universitetsadjunkt på Malmö Universitet, som har tagit sig tiden och gett oss akademiskt stöd, handledningar och tips. Tack till Ramböll som har gett oss möjligheten att utföra detta arbete på deras kontor och tack för all hjälp som vi fått från medarbetarna där, speciellt Niclas Lindberg. Tack till Ingrid Gårlin som varit hjälpsam vid tillhandahållande av litteratur från Statens Geotekniska Institut, SGI.
Tack till våra studiekamrater och personal vid MAU för en rolig och intressant studietid tillsammans.
Slutligen, vårt varmaste tack går till våra respektive sköna och härliga familjer som alltid funnits där under vår studietid och hjälpt oss och stöttat oss när vi har haft det som tuffast. Det hade aldrig gått utan er.
Maj 2020, Malmö
Samuel Nilsson Ilir Tahiri
iii
Sammanfattning
I detta examensarbete har en geoteknisk utredning utförts för att bedöma ifall grundläggning av en bro över Fyrisån i Uppsala kan utföras på enklaste sätt, genom plattgrundläggning. Arbetet har grundats på att undersöka hur grundläggningen styrs av den postglaciala lerans tekniska egenskaper. Problemformuleringen har varit, att undersöka hur den geotekniska projekteringen av bron, dels skulle kunna genomföras, dels ska genomföras utifrån beaktande och värdering av tekniska och i viss mån ekonomiska aspekter. De frågeställningar som behandlas är: Vilka utmaningar finns det med att bygga bron på den aktuella platsen? Vilka svårigheter finns det med att bygga bron enligt enklaste sätt, Vilka ytterligare grundläggningsmetoder kan användas för att grundlägga bron samt hur ska dessa tillämpas? Arbetet har utförts med en inledande litteraturstudie via Malmö Universitetsbibliotek, sökmotorn Libsearch och SGI:s bibliotek. En fallstudie har utförts av jordlagerförhållandena vid Fyrisån, där utvärderingen baseras på analyser av data från tillgängliga fältundersökningar i området. Handberäkningar har genomförts för att överslagsmässigt kontrollera de geotekniska förutsättningarna i brott- och bruksgränstillståndet. Handberäkningarna har jämförts med datorberäkningar från Plaxis 2D. Teorin som ligger till grund för beräkningarna baseras på etablerade standarder som kontrolleras mot flertalet källor. Undersökningarna visar att djupet till berg är ca 55 m under befintlig markyta. Jordlagerföljden består generellt av fyllning på siltig torrskorpelera på
sulfidlera på lera/silt på friktionsjord. Utmaningen med grundläggningen av bron kan
sammanfattas till den potentiellt miljöfarliga sulfidhaltiga leran som leder till svårigheter i bruksgränstillståndet, eftersom den har en benägenhet att ge stora sättningar vid belastning, kombinerat med det stora djupet till berg.
Handberäkningar visar att bron inte kan grundläggas på platta på mark eftersom jorden går i brott när den belastas av fundamentet för odränerade förhållanden, dvs. korttidstillståndet. Även beräkningar med Plaxis 2D indikerar att jorden går i brott. Handberäkningar och plaxisberäkningar har också genomförts för att undersöka de sättningar som kan utbildas vid grundläggning på platta på mark. Det tillåtna värdet för sättningar är 0,050 m medan handberäkningarna ger en sättning på 0,52 m och Plaxis 2D 0,41 m. För att bron ska kunna grundläggas på den postglaciala leran används istället pålar med en geoteknisk bärförmåga på 725 kN. Pålarnas knäcklast har beräknats till 5254 kN. Totalt krävs 18 pålar för att grundlägga brofundamentet. Pålning används då det råder osäkerhet hur användningen av övriga grundläggningsmetoder interagerar med sulfidhaltig lera, bland annat hur reaktionen mellan kalk/cement och sulfidjorden fungerar, om t ex kalk-cement-pelare skulle ha använts istället för pålar, samt resultaten av en eventuell försurning av omkringliggande miljö. Sulfidhaltig lera sänker pH-värdet i jord vid exponering för syre.
Handberäkningarna och datorberäkningarna visar liknande resultat, vilket tyder på att det erhållna resultatet är rimligt. Förutsättningarna som används för beräkningarna är baserade på empiriska samband, som vid jämförelse med resultat från genomförda sonderingar visar på en god överensstämmelse. Avvikelser i sonderingarna bedöms vara ett resultat bl. a av de skalrester som finns i jorden, vilket beaktas vid värdering av resultatet. Resultatet från den utförda studien visar, att grundläggning av platta på mark inte är möjlig, främst på grund av de stora sättningar som kan förväntas utbildas. Grundläggning med pålning väljs utifrån miljömässiga och tekniska krav.
iv
Abstract
In this thesis, a geotechnical investigation has been performed to assess if the foundation of a bridge over Fyrisån, Uppsala, can be founded by plate foundation. The work has been based on investigating how the postglacial clay affects the construction based on the current ground conditions. Questions being answered are: what challenges there are in building the bridge at the current location, what difficulties there are in building the bridge according to conventional methods and what foundation methods can be used to construct the bridge and how these should be applied. The work has been carried out through a literature study. A case study has been performed of the soil conditions in Fyrisån which shows that the soil consists in general of filling on silty dry clay crust on sulfide clay on clay/silt on friction soil. The depth to rock is 55 meters.
The main challenge with this specific soil are the large compression, which is a result of large depth and the fact that the soil consists of sulfide clay. The calculations by hand correspond the calculation done in Plaxis 2D where the results show that the soil breaks in the undrained state and the compression is 0,41m, 0,52 m by hand, compared to the maximum requirement of 50 mm. The choice of foundation is piling due to the uncertainty of reaction between limestone/cement and sulfide and the risk of acidification.
The condition on which the calculations are based on is compared to completed probes which shows a good correspondence. Any abnormalities are concluded to be a result of the soil’s content of residual of shell. In conclusion the study shows that the foundation cannot be done with a plate foundation and the soil has to be reinforced due to the large compression of the soil.
Keywords: Postglacial clay, loose clay, sulphide clay, pilling, empirical geotechnical relationships
v
Innehållsförteckning
1 Inledning ... 1 1.1 Bakgrund ... 1 1.2 Syfte ... 2 1.3 Frågeställningar ... 2 1.4 Avgränsning ... 31.5 Metod och genomförande... 3
1.5.1 Forskningsdesign ... 3
1.5.2 Litteratursökning ... 3
1.5.3 Urval och granskningsmetod ... 3
1.5.4 Dataanalys ... 3
1.5.5 Arbetsgång ... 3
1.5.6 Faser i Plaxis 2D ... 4
1.5.7 Validitet och reliabilitet ... 5
2 Teori ... 6
2.1 Jordens struktur... 6
2.2 Jordmekanik och provtagningsförsök ... 6
2.2.1 CRS-försök ... 7
2.2.2 Kompression beräkningar av lera vid CRS-försök ... 8
2.3 Bärighet ... 9 2.4 Jordtryck ... 11 2.5 Släntstabilitet ... 13 2.6 Sonderingsmetoder ... 13 2.6.1 CPT ... 14 2.6.2 Jord-Bergsondering ... 14 2.6.3 Hejarsondering ... 15 2.6.4 Slagsondering ... 15 2.7 Provtagningar ... 16 2.8 Jordförstärkningsmetoder ... 17 2.8.1 KC-pelare ... 17 2.8.2 Pålning ... 18 2.8.3 Vertikal dränering ... 18 2.8.4 Spontning ... 18 3 Geotekniska förutsättningar ... 21 3.1 Sulfidhaltig jord ... 21
3.2 Jordlagerföljd och parametervärden ... 21
4 Beräkningar ... 23 4.1 Bärighet ... 23 4.1.1 Odränerat tillstånd ... 25 4.1.2 Brottstadiet dränerat ... 27 4.2 Bruksstadiet ... 29 4.3 Pålning ... 34
4.4 Ingående parametrar till Plaxis 2D ... 37
4.5 Pålgrundläggning Plaxis 2D ... 37
5 Resultat ... 39
vi 7 Diskussion... 48 8 Slutsatser ... 51 8.1 Vidare forskning ... 51 Referenser ... 52 Bilagor ... 56
1
1 Inledning
1.1 Bakgrund
De geotekniska förhållandena har en stor påverkan på en konstruktion som ska projekteras och byggas. De rådande förhållandena kan påverka ifall ett projekt över huvud taget kan genomföras med avseende på bl a ekonomi, miljömässig hållbarhet, social påverkan etc. En konstruktion kan skapa ett socialt värde genom att den tillför en önskad effekt för invånarna i en stad. De rådande markförhållandena kan dock leda till att den geotekniska konstruktionen kan resultera i stora miljömässiga konsekvenser. Den första utmaningen är att identifiera konsekvenserna. Den andra utmaningen är att formulera åtgärder för att begränsa eller helt eliminera påverkan, något som kan bli mycket kostsamt att göra. Detta är också den huvudsakliga grundstenen i ett projekt. I Uppsala strävar Uppsala kommun efter att bygga nya broar över Fyrisån, vilket är en nödvändighet för att förbättra infrastrukturen, förbindelserna mellan områden på de ömse sidorna om ån och därmed minska trängsel och miljöpåverkan i andra delar av Uppsala (Uppsala Kommun, u.å.). Broarna ska utveckla förbindelser i Uppsala, knyta samman olika bostadsområden samt leda till att ankomsttiden för utryckningsfordon reduceras.
Med förutsättningen att bron behöver byggas över Fyrisån för att skapa de effekter som presenterats ovan så ligger den geotekniska utmaningen i att grundlägga broar i den postglaciala leran (Bilaga 1, Jordartskarta). Statens Geotekniska Undersökningar (SGU) (u.å.a) indikerar att jordlagerföljden vid aktuella platser utgörs av siltig lera. Det aktuella djupet till berg som undersöks för att uppföra en bro i detta examensarbetes uppskattas till 30–50 meter (Bilaga 2, Jorddjupskarta). De ovan nämnda förutsättningarna kombinerat med det faktum, att byggnader sjunker med cirka 6 mm per år i Uppsala gör det valda området svårt att projektera ur ett geotekniskt perspektiv (Nilfouroushan & Fryksten, 2020). Utöver att leran är av postglacial karaktär tillkommer även miljömässiga och tekniska problem med leran, eftersom den innehåller sulfid (Håkansson, 2010). Problematiken med att arbeta med sulfid är att jorden kan fälla ut metaller, försura omkringliggande miljö, men även att det kan leda till stora sättningar (Vägverket, 2007). Innehållet av sulfid, som är ett organiskt ämne, stämmer väl överens med det resonemang som Axelsson & Mattsson (2016) lyfter fram, att postglaciala jordar har ett större innehåll av organisk substans jämfört med glaciala jordarter. Vilket även leder till att postglaciala jordar uppvisar en större sättningsbenägenhet vid belastning.
Att den aktuella jorden delvis består av siltiga jordar, gör den svår att använda eftersom silt innehåller relativt mycket vatten som inte är bundet till jordkornen, i motsats till lera där vattnet till stor del är bundet till partiklarna. Detta gör att silthaltiga jordar är känsliga för störningar och mekanisk påverkan (SGU, u.å.b). De har då en benägenhet att tappa en stor del av sin hållfasthet och övergå till en sorts slurryliknande vätska. Detta skapar naturligtvis stora utmaningar, både i temporärskedet (byggskedet) och i permanentskedet. Myhrberg (1996) lyfter fram svårigheterna med att arbeta med en jord som består av silt i en genomförd undersökning. Den aktuella marken i Myhrbergs studie består av varvig siltig lera med en mäktighet på sex meter. Författaren lyfter fram jordens flytjordsproblem eftersom den vid vattenmättat tillstånd är känslig ur stabilitetssynpunkt. Vidare nämner författaren att det är mycket viktigt att samtliga markarbeten för den aktuella jorden sker i torrt tillstånd. Även markens tjälfarlighet lyfts fram som ett problem, vilket beror på siltinnehållet. Siltjordar har både stor kapillär stigförmåga och stor kapillär stighastighet. Lindh (1991) lyfter den överhängande risken för sättningar genom att en stor mängd silt i en jord kombineras med ett mäktigt lager av lera. Författaren menar att kombinationen av en tjälad schaktbotten och ett mäktigt lager av lera leder till stora sättningar.
2
Johansson & Shamun (2012) skriver att det billigaste alternativet för grundläggning är på förstyvade utbredda plattor, antingen genom platta på berg där plattan placeras direkt på berget eller platta på jord. Vid platta på jord ger jordens hållfasthets- och deformationsegenskaper samt beteende i stort begränsningar, som måste hanteras av en geokonstruktör. Om det förekommer jordlager som lera och silt med måttligt djup som vilar på bra material (friktionsjord) menar författarna att det kan vara fördelaktigt att byta ut lerjorden mot packat grus. Den tredje grundläggningsmetoden är grundläggning på pålar. Antingen används slagna eller borrade pålar. Slagna pålar är oftast betongpålar men kan också vara stålrörspålar eller balkar (H-profil vanligast) eller i en del fall järnvägsrälsprofil. Borrade pålar är i princip alltid stålrörspålar. Författarna för fram att grundläggning på pålar är väsentligt dyrare än grundläggning på plattor. I en undersökning som är genomförd i ett område där de övre skikten i jorden till stor del består av siltig lera menar Nik (2016) att konstruktionen bör grundläggas på en betongplatta. Betongplattan ska bäras upp av spetsburna stödpålar som är slagna till godkänt djup i friktionsjord alternativt till underliggande berg. För större konstruktioner menar författaren att pålning kan vara nödvändigt.
När jorden uppvisar ett väsentligt siltinnehåll kan även konventionella schakter vara svåra att hantera, särskilt djupare (> 2 m) och under grundvattenytan. Det finns en uppenbar risk att schaktbotten förstörs på grund av siltens känslighet för störningar och mekanisk påverkan (Myhrberg, 1996). Men även slänter kan destabiliseras, till exempel på grund av nederbörd. I vissa fall måste schaktbotten täckas med en betongplatta med grovbetong för att skydda den både under byggtiden och den färdiga konstruktionen efteråt för ojämna sättningar. Eventuellt måste någon form av stödkonstruktion användas runt schakten, trots att det på grund av mekaniska förhållanden inte hade behövts, men som skydd för schaktslänterna.
1.2 Syfte
I detta examensarbete kommer en geoteknisk utredning att utföras med utgångspunkt i att en bro ska projekteras över Fyrisån, där konstruktionen ska grundläggas på en jordlagerföljd bestående av postglacial lera med innehåll av sulfid. Syftet är att genom en geoteknisk utredning bedöma ifall det är möjligt att grundlägga bron på ett enkelt och ekonomiskt mest fördelaktigt sätt, i form av platta på mark. De geotekniska svårigheterna med projektet är de rådande geotekniska förutsättningarna i Uppsala. Detta examensarbete grundas därmed på en studie, i vilken konsekvenser av jordens egenskaper får på konstruktionen undersöks.
1.3 Frågeställningar
Studien ska utgå från den huvudsakliga problemformuleringen: Hur den geotekniska projekteringen av bron ska genomföras.
- Vilka utmaningar finns det med att bygga bron på den aktuella platsen med rådande geotekniska förhållanden?
- Vilka svårigheter finns det med att grundlägga bron enligt enklaste sätt?
- Vilka ytterligare grundläggningsmetoder eller hjälparbeten som vanligtvis kanske inte nyttjas, kan användas för att grundlägga bron på den aktuella platsen och hur kan dessa metoder tillämpas?
3
1.4 Avgränsning
Examensarbetet avgränsas till enbart grundläggningen av bron, och bortser från allt övrigt planeringsarbete och övrig byggnation, som krävs för att t ex ansluta bron till vägar i området. På så sätt kommer fokus att ligga på att endast etablera de geotekniska förutsättningarna kring själva bron. Då tidigare erfarenhet saknas, kommer även den geotekniska beskrivningen att förenklas. Beräkningarna av den geotekniska konstruktionen kommer endast att ske för ett av de två brostöden (det östra) för att begränsa arbetsinsatsen och därmed skapa möjligheter för en fördjupad hantering.
1.5 Metod och genomförande
1.5.1 Forskningsdesign
Examensarbetet grundar sig på en kvalitativ litteraturstudie inom geoteknik med avseende på en jordarts betydelse för en konstruktion, där vetenskapliga metoder kommer att användas för insamling av data. Björklund & Paulsson (2012) nämner att den stora fördelen med en litteraturstudie är att det på kort tid och med få resurser möjliggör mycket information, det ger dessutom en möjlighet att skapa en teoretisk referensram.
1.5.2 Litteratursökning
De databaser som har använts för litteratursökningen är Malmö Universitets sökmotor Libsearch och SGI:s bibliotek SGI-Line. Med sökord som [postglacial clay], [loose clay], [sulfidhaltig jord], [pålning] med mera har ett antal representativa träffar erhållits i databaserna. Utöver detta har Malmö Universitets bibliotek använts för att få tillgång till böcker i aktuella ämnen. Kompletterande information har även sökts på internet med vanliga sökmotorer för att kunna erhålla en utökad grundläggande kunskap inom ämnet geoteknik och geokonstruktioner. 1.5.3 Urval och granskningsmetod
Artiklarna har valts utifrån deras relevans och studiens frågeställningar. Detta innebär att urvalet har gjorts på ett ändamålsenligt urval (Forskningsstrategier, 2016). Urvalet av artiklar har inte begränsats till ett specifikt antal. Istället har antalet artiklar valts ut så att examensarbetets omfattning blir rimlig att klara utifrån given tidsram. Artiklarna valdes baserat på deras titel, årtal, område och innehåll.
1.5.4 Dataanalys
De geotekniska egenskaperna som har erhållits har utförts av Rambölls fältteam. För att tolka och kvalitetssäkra resultaten, har de utförda undersökningarna jämförts med undersökningar som tidigare har utförts i närliggande områden av Bjerking.
1.5.5 Arbetsgång
En fallstudie har utförts av jordlagerförhållandena vid Fyrisån, där de geotekniska egenskaperna har värderats. Utvärderingen baseras på analyser av data från fältundersökningar i området. Som ett första steg har relevanta jordmodeller skapats. Dessa utgör en bas för efterföljande analyser. Data från de etablerade jordmodellerna utvärderas och formateras för att kunna användas i geotekniska analysverktyg; Geosuite och CONRAD. Med hjälp av Geosuite har därefter både plan- och sektionsritningar gjorts i AutoCad Civil 3D. När de geotekniska parametrarna fastställdes för de olika jordlagerföljderna utfördes handberäkningar, som
4
utfördes för att kunna besvara frågan om det är möjligt att grundlägga bron på ett enkelt sätt, dvs. platta på mark. Därefter kontrollerades och jämfördes handberäkningarna med datorberäkningar som ett led dels i att skapa en allmän förståelse för jordmodeller och beräkningsmodeller samt hur de är kopplade till varandra, dels som ett led i kvalitetssäkringsarbetet. För att kunna utföra en geoteknisk analys och för att analysera jordens bärighet- och sättningsförhållanden användes slutligen datorprogrammet Plaxis 2D.
Vid val av metod för projekteringen av grundläggningen, har ett systematiskt tankesätt tillämpats - den lämpligaste grundläggningsmetoden sett ur kostnadssynpunkt och genomförande/utförande har tillämpats och värderats.
1.5.6 Faser i Plaxis 2D
Plaxis 2D är ett finita elementprogram som används för analys av deformation och stabilitet
inom geoteknik (Bentley, 2006–2019; Bentley, u.å.). För att beräkning ska kunna genomföras, definieras först jordlagerföljden och jordens tekniska parametrar. Därefter bestäms fundamentets placering. Beräkning med Plaxis 2D sker i flera faser. När beräkningen utfördes för grundläggning med platta på mark, delades beräkningen in i fem faser, där Plaxis 2D beräknar om jorden går i brott eller inte i olika steg. I fas 1 beräknar Plaxis 2D om jorden befinner sig i brott i initialskedet (Figur 2). I fas två genomförs en utgrävning för att kunna placera fundamentet. För att jorden vid sidan om fundamentet inte ska gå i brott används slänter med lutningen 1:1. I fas tre görs en beräkning när fundamentet sätts på plats och i fas 4 genomförs en beräkning efter att fundamentet belastas. Slutligen fullföljs beräkningen med en c-fi analys där en beräkning sker med reducerade värden på skjuvhållfastheterna, vilket är en kontroll av säkerhetsfaktorn mot brott som utförs i programmet.
Figur 2. De olika beräkningsskedena i Plaxis 2D. a) initialskedet. b) utgrävningsskedet. c) jordlagerföljden
med fundamentet. d) belastningsskedet.
När beräkning i Plaxis 2D utförts med pålar som grundläggningsmetod har samma faser använts som tidigare, med undantag för att ytterligare en fas har lagts till för pålarna. Denna fas har lagts till mellan utgrävnings- och fundamentsfasen. I Figur 3 visas skedet då pålarna läggs in i Plaxis. De yttre pålarna har en lutning 5:1 för att möjliggöra upptagning av horisontalkrafter.
5
Figur 3. Pålning. a) Sektion i breddled. b) Sektion i längdled.
1.5.7 Validitet och reliabilitet
Mätresultaten från undersökningarna som har analyserats i detta examensarbete bedöms ha god validitet eftersom jordens egenskaper har samlats in genom beprövade metoder.
Undersökningarna har utförts i fält i form av provtagningar och sonderingar samt i
laboratorier. Den geotekniska informationen som har erhållits representerar en stor del av
området vid Fyrisån där bron ska byggas och visar hur jordens egenskaper varierar i området. Eftersom tidigare undersökningsdata också finns tillgängliga, ökar mängden information om jorden i området. Detta resulterar i att reliabiliteten anses vara hög, då risken är liten för att
felaktiga slutsatser ska dras på grund av otillräcklig information alternativt enstaka avvikande punkter. Det finns inte heller utrymme för subjektiva bedömningar då informationen som har bedömts har bestått av mätvärden.
6
2 Teori
Detta teoriavsnitt omfattar beskrivningar av: jordens struktur, jordmekanik och provtagningsförsök, bärighet, jordtryck, släntstabilitet, olika sonderingsmetoder samt stödkonstruktioner.
2.1 Jordens struktur
Finkorniga jordarters bindning baseras på kemiska och elektriska attraktionskrafter (Axelsson & Mattsson, 2016). Den kemiska bindningen påverkas av vad det är för typ av lermineral, vilket i Sverige härstammar från omlagrad prekvartär jord samt från nybildade lermineraler som skett under glacial och postglacial tid. Vanliga lerarter i Sverige är illit, montmorillonit och kaolinit. Lermineralerna består av flera enhetsskikt med varierande avstånd beroende på lermineralen. De elektriska attraktionskrafterna mellan partiklarna grundar sig i den negativa nettoladdningen som uppstår på de fria ytorna på de olika enhetsskikten. Porvattnet som omger lerpartiklen har även en påverkan i lerans uppbyggnad, porvattnet är direkt bundet till mineralytan samt indirekt genom att det sker ett utbyte av joner mellan lerpartikeln och porvattnet. Den direkta bindningen är ett resultat av dipolverkan, vätebindningar samt van der Waals-krafter.
Lerans struktur beror i stor del på den miljö som sedimentation har skett i (Axelsson & Mattsson, 2016). Bindningen mellan de olika lerpartiklarna ser olika ut beroende på om sedimentationen sker i salt- eller sötvatten. Sedimentationen påverkar även förhållandet mellan aggregat och länkar i lerjorden. När partiklarna flokulerar, bildas först aggregaten genom att de minsta och mest ytattraktiva partiklarna flokulerar. Dessa binds sedan samman med länkar av lerpartiklar. Detta gör att leran inte visar upp en likformig struktur utan leran uppvisar områden med varierande täthet.
2.2 Jordmekanik och undersökningsmetoder
Brott och sättningar i jord baseras inte på det totala tryck som jorden utsätts för utan på det effektiva tryck som angriper kornskelettet (Axelsson & Mattsson, 2016). Relationen mellan det vertikala totaltrycket och den effektiva spänningen ′ framgår enligt (2–1). Porvattentrycket
u bestäms utifrån grundvattnets nivå i jorden.
= ′ + (2–1)
Volymdeformationer i en jord är en följd av yttre laster som yttrar sig i form av sättningar i jorden (Axelsson & Mattsson, 2016). Sättningen av marken är ett resultat av den effektiva spänningen samt sambandet mellan spänningen och kompressionen av jorden. Vanliga metoder för att undersöka sambandet mellan spänning och kompression är triaxialförsök och ödometerförsök. Ödometerförsök är det vanligaste tillvägagångssättet för att undersöka en jords kompressionsegenskaper. Ödometerförsök är billigare jämfört med triaxialförsök. I ett ödometerförsök omsluts provet av en stel metallring och placeras på en porös filtersten för att efterlikna jordens egenskaper. Provet belastas stegvis av en vertikal last under tiden som provets volymminskning registreras för varje lastökning. Vid prov bestående av lera måste varje laststeg pågå under en tillräckligt lång tid för att hela lasten ska hinna överföras till kornskelettet och att jorden konsolideras. Skjuvtöjningar som uppstår när jorden belastas är förenat med att porvattentrycket i jorden höjs. Utjämningen av porvattentrycket spelar stor roll i hur förhållandet mellan vertikala töjningar och effektivtrycket ser ut (Figur 4).
7
Figur 4. Förhållandet mellan vertikal töjning och effektivtryck för lera och sand (Axelsson & Matsson, 2016).
2.2.1 CRS-försök
CRS- försök Constant Rate of Strain är en speciell variant av ödometerförsök där man i en CRS-ödometer inte tillför lasten stegvis utan provet utsätts istället för en konstant töjningshastighet (Axelsson & Mattsson, 2016). Till skillnad från ödometerförsök är CRS-försök deformationsstyrt och genomförandet av CRS-försöket kan ske på 1 dygn istället för de 6–7 dygnen som krävs för ett vanligt ödometerförsök. CRS-försök används främst för prover bestående av kohesionsjord och i en sådan jord är förhållandet mellan effektiv spänning och kompression i stort sett linjär för spänningsnivåer upp till förkonsolideringstrycket. Sambandet mellan effektivspänningen och kompressionen beskrivs med kompressionsmodulen upp till förkonsolideringstrycket. När förkonsolideringstrycket ′ överskrids, beskrivs sambandet med kompressionsmodulen upp till gränsspänningen ′ . Över gränsspänningen bestäms kompressionsmodulen ′ enligt det linjära sambandet enligt (2–2) där ′ motsvarar den aktuella effektiva spänningen. Sambandet mellan effektivspänning och kompressionsmodulerna visualiseras i Figur 5. När jorden utsätts för skjuvtöjningar är detta förenat med en förhöjning av porvattentrycket. Den tid det tar för jorden att utjämna denna förhöjning spelar stor roll i hur förhållandet ser ut mellan skjuvtöjningar och effektivspänningar. I en kohesionsjord tar det lång tid innan porvattentrycket utjämnas, och under den tiden som porvattentrycket inte utjämnas visar jordar upp odränerade förhållanden. I en friktionsjord uppkommer det även ett förhöjt porvattentryck, men detta tryck utjämnas under en kort tid, och efter detta uppvisar jordar dränerande förhållanden.
8
Figur 5. Kompressionsmoduler vid försök i CRS-ödometer (Johansson, 2019).
Jordens konsolideringstillstånd kan beskrivas med jordens överkonsolideringsgrad OCR (Larsson et al., 2007). Den beskriver förhållandet mellan jordens aktuella effektiva vertikalt tryck ′ och förkonsolideringstrycket enligt ekvation (2–3). Om jordens aktuella tryck är det största tryck som jordens har utsatts för sägs jorden vara normalkonsoliderad.
= ′′ (2–3)
2.2.2 Kompressionsberäkningar för lera vid CRS-försök
Kompressionen beräknas på olika sätt beroende på vilket kompressionsförsök som beräkningen ska baseras på (Axelsson & Mattsson, 2016). För CRS-försök delas beräkningen in i tre termer beroende på förhållandet mellan det effektiva trycket och konsolideringstrycket enligt (2–4). Ekvationen baseras på att den effektiva spänningen är i storleksordningen för det tredje spännings/töjningsintervallet (Figur 5) där ′ motsvarar den aktuella största effektiva huvudspänningen (Johansson, 2019), vilket vid jordar med horisontell överyta är i vertikalled. Konsolideringstrycket och gränsspänningen bestäms utifrån ett förhållande till den effektiva spänningen enligt (2–5), där k är en konstant som bestäms utifrån genomförda undersökningar. Förhållandet är konstant genom hela jorden.
= ′ − ′ + ′ − ′ + 1′ ∙ ln 1 + ( ′ − ′ ) ∙ ′ (2–4)
( ′ ) ′ = ′ + (2–5)
Den effektiva spänningen baseras delvis på jordens egentyngd men även på den yttre last som tillförs jorden (Axelsson & Mattsson, 2016). Lastspridningen i marken baseras på 2:1-metoden vilket innebär att den yttre lasten sprids ned i marken med lutning 2:1 (Figur 6). För en yttre last q [kN/m] på en begränsad yta kan spänningen från den yttre lasten på det aktuella
9
djupet under fundamentet z beräknas enligt (2–6), där b motsvarar den angripande yttre lastens bredd, med förutsättningen att fundamentet är oändligt långsträckt. Kompressionen i varje beräkningsskikt baseras på djupet i mitten av det aktuella skiktet och lastspridningen i den punkten anses motsvara ett medelvärde på spänningen representativt för hela beräkningsskiktet.
Figur 6. Lastspridning i marken för en yttre last (Johansson, 2019).
= ( + ) (2–6)
2.3 Bärighet
Bärighet för jord baseras på allmänna bärighetsekvationen ABE, enligt (2–7) (Axelsson & Mattsson, 2016; Johansson, 2019) som baseras på att ett zonbrott kan ske i marken utifrån antagandena:
- Bredden på fundamentet förblir konstant - Fundamentet är oändligt långsträckt
- Fundamentet vilar direkt på en horisontell markyta - Fundamentet är omgivet av en jämnt utbredd last
- Jordens effektiva tunghet under fundamentet är konstant med djupet - Jorden är homogen och isotrop med konstanta hållfasthetsparametrar
- Fundamentet belastas med en centrisk vertikal belastning per längdenhet
= ∙ ∙ + ∙ ∙ + 0,5 ∙ ̅′ ∙ ∙ ∙ (2–7)
För odränerade förhållanden kan ABE förkortas enligt (2–8), till följd av värden för bärighetsfaktorerna enligt nedan (Johansson, 2019):
10
= + 2 = 1 = 0
= ∙ ∙ + ∙ ∙ (2–8)
är jordens dimensionerande värde på kohesionen (antingen odränerad skjuvhållfasthet eller effektiv kohesion) och motsvarar omkringliggande last runt fundamentet. och är empiriska framtagna korrektionstermer (Bergdahl, Ottosson & Stigson Malmborg, 1993) som varierar beroende på dimensionerande värde på friktionsvinkeln ′ för jorden. Korrektionstermer används om beräkningsmodellen bortser från någon av de presenterade antagandena.
De karakteristiska materialparametrarna och ′ som uttrycker jordens bidrag från kohesion respektive friktion ska räknas om till dimensionerande värden för att användas i ABE (Johansson, 2019). Parametern cd beräknas enligt (2–9) och ′ enligt (2–10) (Axelsson &
Mattsson, 2016). Partialkoefficienten bestäms enligt Tabell 2.1 (Johansson, 2019).
= 1 ∙ ∙ (2–9)
= 1 ∙ ∙ (2–10)
Tabell 2.1 Värde för partialkoefficienten för hållfasthetstyp.
Hålfasthetsparametrar Koefficient
Friktionshållfasthet 1,3
Dränerad skjuvhållfasthet 1,3 Odränerad skjuvhållfasthet 1,5 Enaxlig tryckhållfasthet 1,5
Omräkningsfaktorn bestäms utifrån noggrannheten vid bestämningen av det karaktäristiska materialvärdet och geokonstruktionens geometri och utformning. Omräkningsfaktorn är en produkt av tre faktorer: som beaktar markbeskaffenheten och genomförda underökningar, som påverkas av geokonstruktionens utformning och geometri och ö som tar hänsyn till ytterligare faktorer. Tabell 2.2 och 2.3 visar de olika delfaktorerna beroende på om det råder dränerade eller odränerade förhållanden.
11
Tabell 2.2 Riktlinjer för val av omräkningsfaktorer för dränerande förhållanden grundläggning av platta.
Delfaktorer av omräkningsfaktor
Värde vid dränerade skjuvhållfasthet Kvadratisk och rektangulär platta Långsträckt platta Mark 0,8–1,1 0,8–1,1 Geokonstruktionens geometri/utformning 0,9–1,0 1,0 Övrigt ö 1,1 1,1 Sammanvägt värde 0,79–1,1 0,89–1,1
Tabell 2.3 Riktlinjer för val av omräkningsfaktorer för odränerade förhållanden grundläggning av platta.
Delfaktorer av omräkningsfaktor
Värde vid odränerade skjuvhållfasthet Kvadratisk och rektangulär platta Långsträckt platta Mark 0,7–1,05 0,7–1,05 Geokonstruktionens geometri/utformning 0,9–1,0 1,0 Övrigt ö 1,0 1,0 Sammanvägt värde 0,63–1,05 0,7–1,05
2.4 Jordtryck
Jordtryck innebär det tryck som jorden belastar en stödkonstruktion med (Axelsson & Mattsson, 2016). Det finns tre typer av jordtryck som leder till att stödkonstruktionen belastas: effektivt
vilojordstryck ′ vilket innebär att stödkonstruktionen är stel och orörlig vilket betyder att den
underliggande jorden befinner sig i vila. Om stödkonstruktionen tenderar att ge vika för jordtrycket och röra sig innebär detta att jorden kan komma i aktivt brottillstånd ′ . Motsatsen till detta är passivt brottillstånd ′ där stödkonstruktionen istället rör sig mot jordmassan detta till följd av yttre krafter. För att beräkna det horisontala effektivtrycket används (2–11) som visar sambandet mellan den vertikala effektivspänningen ´ och det effektiva vilojordstrycket . Vilojordkoefficienten baseras på den aktuella jordtypen och är empiriskt framtagen i laboratorium och fält. I Tabell 2.4 (Axelsson & Mattsson, 2016) presenteras vilojordkoefficienter för flera jordar beroende på konsolideringsnivå samt hur jorden är packad. För en lätt överkonsoliderad lera kan till fördel uppskattas till att vara 0,6 (Bouchard, Ali, LeBoeuf, Leroueil & Cascante, 2017).
12
= ∙ ´ (2–11)
Tabell 2.4 Vilojordkoefficient för olika jordtyper.
Jordtyp Vilojordkoefficient
Väl packad sand 0,35
Löst packad sand 0,6
Normalkonsoliderad lös lera 0,5–0,6 Överkonsoliderad lera (OCR = 3,5) 1,0 Kraftig överkonsoliderad lera (OCR = 20) 2,8
För överkonsoliderade finkorniga jordar kan vilojordskoefficienten beräknas enligt (2–12) (Mayne & Kulhawy, 1982 se Axelsson & Mattsson, 2016, s. 347) som baseras på jordens överkonsolideringsgrad och friktionsvinkel.
= (1 − ) ∙ ( ) (2–12)
Vatten är isotopt och porvattentrycket u adderas till det beräknade effektiva jordtrycket för att beräkna det totala trycket p som belastar stödkonstruktionen enligt (2–13) (Axelsson & Mattsson, 2016). Detta är fallet för aktivt och passivt jordtryck
= ′ + (2–13)
För att beräkna det aktiva jordtrycket används (2–14) som beror på de två jordtrycksfaktorerna (2–15) och (2–16) (Axelsson & Mattsson, 2016). Uttrycket för det aktiva jordtrycket kan resultera i ett negativt jordtryck vilket dock endast är en effekt av den modellering av jordtrycket som ekvationerna bygger på. Negativa aktiva jordtryck kan inte förekomma i verkligheten – det skulle innebära att stödkonstruktionen ”sugs” tillbaka av jorden. (Johansson, 2019). Parametern väljs beroende på om det är friktions- eller kohesionsjord samt om det råder dränerande eller odränerade förhållanden. Vid schaktning i lera sker detta under en kort tid och jorden hinner oftast inte utjämna de porövertryck som skjuvtöjningar ger upphov till. Vid beräkning av det aktiva jordtrycket ska även inverkan av sprickbildning i de övre jordlagren tas i beaktning i kohesionsjord (Axelsson & Mattsson, 2016; Johansson, 2019). Sprickorna kan bli vattenfyllda antingen genom nederbörd eller en porvattenstigning vilket kan leda till att porvattentrycket kan vara dimensionerande i de övre jordlagerna.
′ = ´ ∙ − ∙ (2–14)
= (45 − 2) (2–15)
= 2 ∙ (45 − 2) (2–16)
Storleken av det mothållande passiva enligt (2–17) med de två jordtrycksfaktorerna ekvation (2–18) respektive (2–19).
13
′ = ´ ∙ + ∙ (2–17)
= (45 + 2) (2–18)
= 2 ∙ (45 + 2) (2–19)
2.5 Släntstabilitet
Släntstabilitet kan delas in två olika typer: translationsskred och rotationsskred (Axelsson & Mattsson, 2016). Skred avser en förflyttning av en sammanhängande jordmassa, till skillnad från ras som innebär att massor av berg eller jord sätts i rörelse nedför ett bergstup eller bergsluttning mer som enskilda korn än som en sammanhållande jordmassa. Rotationsskred sker vid korta och branta släntar med stora jordmäktigheter genom att krökta glidytor bildas (Figur 7). Glidytan som bildas antas vara cirkulärcylindrisk med formen av en cirkelbåge. De krafter som angriper slänten är skredkroppens egenvikt, angripande laster på släntens krön, porvattentryck i uppkomna sprickor och mothållande krafter från eventuell intilliggande vatten vid släntfoten.
Figur 7. Glidytan vid rotationsskred (Axelsson & Matsson, 2016).
För att upprätta en tillräckligt god stabilitet jämförs den odränerade skjuvhållfastheten med den mobiliserade skjuvspänningen längs glidytan enligt (2–20). Hur hög säkerhetsfaktorn blir, avgör hur hög säkerheten mot brott blir. Principen utgår från att det finns ett mothållande moment som representerar skjuvhållfastheten i jorden och övriga mothållande krafter samt ett pådrivande moment som är ett resultat av samtliga pådrivande krafter.
= (2–20)
2.6 Sonderingsmetoder
Ett samlingsbegrepp för alla undersökningar där sondstänger slår, trycker eller vrider ner en sondspets genom ett jordlager samtidigt som motståndet mot neddrivning mäts kallas för sondering (Svenska Geotekniska Föreningen (SGF), 2013). Det finns två typer av sondering som används: statisk sondering där neddrivningen av sonden sker genom statisk belastning och dynamisk sondering där neddrivningen sker utifrån olika kombinationer av rotation, spolning, slag och statisk belastning. Beroende på vilken metod som används, varierar sonderingsmotståndets enhet. De motståndsvärdena som exempelvis används är kN,
14
sekunder/0,2m, slag/0,2 m och halvvarv/0,2 m. Syftet med sondering är att klargöra de olika jordlagrens utsträckning i plan, deras mäktighet, deras lagringstäthet samt deras relativa tunghet. Vid bestämning av sonderingsmetod finns det beroende på jordart olika riktlinjer som bör följas i den geotekniska fälthandboken (SGF, 2013).
2.6.1 CPT
Spetstryckssondering – CPT är en in-situ metod, vilket innebär att undersökningen sker i fält.
Sonden består av elektroniska givare och är utrustad med en cylindrisk friktionshylsa och konisk spets (Figur 8) som drivs ned i jorden med en neddrivningshastighet som är standardiserad (Axelsson & Mattson, 2016; Johansson, 2019). Det som utmärker denna metod är att den mäter under hela neddrivningsprocessen. För att mätresultat ska kunna nå önskat djup skruvas stålstänger successivt på sondens topp. Under sonderingen mäts det totala trycket mot spetsen, porvattentrycket och mantelmotståndet. Utifrån signalerna från sonden och genom empiriska samband kan information erhållas om jordlagertyp och jordlagerföljd. Med hjälp av informationen som erhålls under sonderingen kan storheter såsom friktionsvinkel, odränerad skjuvhållfasthet , moduler och effektivtryck beräknas. Vid CPT-sonderingar följs standarderna SS-EN ISO 22476–1:2012 (SIS, 2012) som behandlar spetstrycksondering med elektrisk spets och SGF Rapport 1:93 (SGF, 1993) som är en rekommenderad standard vid CPT-sonderingar.
Figur 8. Till vänster: Uppbyggnaden i en CPT-sond, till höger: CPT-spets (Axelsson & Mattson, 2016).
2.6.2 Jord-Bergsondering
Jord-Bergsondering – Jb är en metod som används för att få en kännedom om markens
borrmotstånd (SGF, 2013; Styrud, u.å.). Denna metod innebär att man med en borrigg borrar sig ner till fast berg genom de olika jordlagren (Figur 9). För att kunna säkerställa att det är berg som påträffas, och inte bara enstaka block, måste borrningen fortsätta ett antal meter efter förmodat berg, vanligtvis minst 3 m. Metoden ger utifrån parametrar såsom borrmotstånd, neddrivningshastighet och tryck en god indikation på djupet till berg. Dock ger metoden inte lika tydlig information om jordlagerföljden som exempelvis CPT-sonderingen gör. Jb-sondering delas in i fyra klasser, Jb-1, Jb-2, Jb-3 och Jb-total. Jb-total ger förutom bergnivå
15
även information om typ av sediment och lagringstätheten som penetreras ned till berg. Skillnaden mellan Jb och Jb-total är att i den senare är motsvarande trycksondering rutin i sediment, men även motsvarande slagsondering utförs om tryckmotståndet blir för stort, dvs. lagringstätheten för hög. Först därefter utförs borrning genom sedimenten. Vid Jb-sondering följs standarden SGF Rapport 4:2012 (SGF, 2012) som är en metodbeskrivning för jord-bergsondering.
Figur 9. Jb-sondering i fält (SGF, 2013).
2.6.3 Hejarsondering
Hejarsondering – Hfa är en gammal och snabb metod att utföra. Utrustningen består av en spets
som är speciellt utformad. Spetsen monteras på en stålstång och för att kunna nå ned till önskat djup skarvas sedan fler stålstänger successivt under neddrivning. Under sonderingen där spetsen på ett standardiserat sätt slås ned i jorden, registreras antalet slag för varje 0,2 m sjunkning (Johansson, 2019; SGF, 2013). Denna sonderingsmetod ger god information om ett jordlagers lagringstäthet och genom empiriska samband går det att bestämma hållfasthets- och deformationsegenskaper för friktionsjord. Till skillnad från CPT-sondering innehåller hejarsonderingen inte mätceller eller någon känslig elektronik. Därför används hejarsondering även i jordar med fast respektive mycket fast lagringstäthet, då mer energi måste användas vid neddrivning av sondspetsen än vad t ex elektroniken i CPT-sonden tillåter. Hejarsondering kan, om det råder osäkerhet, med fördel användas för att få en första indikation om jordens lagringstäthet och för att kontrollera om det kan förmodas finns hinder i jorden. Hejarsonderingen kan också användas för att få en indikation på djupet till fast botten. Metoden är dock mindre exakt för detta än t ex Jb-sondering, eftersom hejarsonderingen även kan stanna mot block. Vid hejarsondering följs del 2 i standarden SS-EN ISO 22476–2:2005 (SIS, 2005). 2.6.4 Slagsondering
Slagsondering – Slb är snarlik hejarsonderingen. Vid slagsondering används en hammare för
att driva ner sondstänger i jorden. Under sonderingen mäts sonderingsmotståndet samtidigt som nedslagningsdjupet registreras (Johansson, 2019; SGF, 2013). Utifrån denna metod kan jordens lagringstäthet erhållas, men det finns ingen empiri för denna metod för utvärdering av jordparametrar. Denna metod används vanligtvis när man ska slå ner pålar eller vid installation av en spont, eftersom en indikation på djupet till fast botten kan erhållas samtidigt som man
16
kan undersöka ifall det finns hinder i jorden. Ofta uttrycks resultatet från slagsondering i termen ”pålfritt djup”. Vid slagsondering följs den geotekniska fälthandboken SGF Rapport 1:2013 (SGF, 2013).
2.7 Provtagningar
Provtagningar i jorden utförs för att ta reda på jordens egenskaper och jordlagerföljden (Olsson & Holm, 1993; SGF, 2013). Beroende på kvalitén hos proverna, delas provtagningsmetoderna in i omrörda, ostörda och störda prover. Ett omrört respektive stört prov innebär att jorden har utsatts för stora deformationer eller vibrationer, varvid de mekaniska egenskaperna har förändrats. Termen ”omrört” brukar användas då provet medvetet har utsatts för deformationer eller omrörning för att mäta skillnaden mellan främst skjuvhållfastheten hos jorden i naturligt tillstånd och efter det att jorden blivit omrörd. Termen ”störd” brukar användas när provet har utsatts för skakningar, vibrationer etc. i samband med uttag eller någonstans i kedjan uttag-transport till laboratorium-undersökning, med följden att icke representativa parameterbestämningar bestäms. Ett ostört prov innebär således att de mekaniska och tekniska egenskaperna i stort sett är bibehållna samtidigt som jordlagerföljden är orörd. Om enbart klassificering eftersträvas, går det bra att använda både omrörda och störda provtagare. Om däremot jordens deformations- och hållfasthetsegenskaper ska bestämmas på laboratorium krävs att proverna är ostörda.
Vid skruvprovtagningar Skr är det både omrörda och störda prover som genereras. En skruvprovtagning utförs genom att provtagaren (Figur 10) skruvas successivt metervis ned till undersökningsdjupet och sedan dras rakt upp. På flänsarna blir jorden kvar vilket gör att jorden kan klassificeras av fältpersonal. Kvalitén på provtagningen beror på typ av jordart, grundvatten, provhantering samt benämning och beskrivning av fältpersonal. Denna metod kan användas till ett djup mellan 10 – 15 m men används vanligtvis ner till ca 5 m djup. Metoden kan användas i sand över gv-ytan, men den används främst i kohesions- och siltjord. En fördel med denna typ av metod är att det snabbt och enkelt går att få en översiktlig bild av jordlagerföljden. Å andra sidan är nackdelen att vid uppdragning av grusig och sandig jord under gv-ytan, finns det en risk att jorden lätt sköljs av från flänsarna (Olsson & Holm, 1993; SGF, 2013). Vid skruvprovtagningar följs del 1 i standarden SS-EN ISO 22475–1:2006 (SIS, 2006).
17
Figur 10. Skruvprovtagning innan neddrivning i jorden (SGF, 2013).
2.8 Jordförstärkningsmetoder
SGF Jordförstärkningskommitté (u.å.) bedömer flera metoder för att reducera sättningar och öka stabiliteten för lös lera på en skala mellan 1 och3, där 3 är det högsta, dvs. mest effektiva metoder. Metoder som bedöms är stabilisering, packning och armering. Packning bedöms inte vara aktuellt för den aktuella jorden, då lera inte enkelt kan packas och packningsresultatet kommer att uppvisa stor variation. Den metod som tilldelas det högsta betyget är kalkcementpelare KC-pelare och vertikaldränering med överlast.
2.8.1 KC-pelare
KC-pelare installeras i kohesionsjord (lera) genom att använda ett blandningsverktyg som roterar ner till avsett djup för att sedan rotera upp i motsatt riktning samtidigt som bindemedlet (en blandning av kalk och cement) sprutas ut i jorden med hjälp av tryckluft genom munstycket i blandningsverktyget (SGF Jordförstärkningskommitté, u.å.). Pelaren kan installeras till ett maximalt djup på runt 25 m och med en diameter mellan 600 och 800 mm. Installationen av pelaren kan ske singulärt med ett centrumavstånd 0,8–1,7 m och sammanfogade med överlappning i mönster av skivor eller block. Jämfört med pålning orsakar metoden mindre vibrationer. Användning av cement i lerjordar sänker lerans vatteninnehåll, vilket även påverkas av temperaturen samt övriga härdningsförhållanden (Hassan, Lojander & Ravaska, 2007). Lerans flytgräns ökar när leran reagerar med cementen beroende på mängden cement och under vilken tid som reaktionen sker. Att flytgränsen ökar kan bero på att mindre partiklar sammanslås och agerar som större aggregat. Även plasticitetsgränsen höjs när cement tillsätts. I dagsläget råder det osäkerhet i hur organiska sulfidhaltiga jordar reagerar med det bindemedel som används (Johansson, Åhnberg & Pihl, 2006). Exempelvis kan användningen av KC-pelare i sulfidhaltiga jordar vara problematisk, eftersom det organiska innehållet i jorden hindrar bindemedlet, likt för andra organiska jordar, att skapa kontakt med lerpartiklarnas ytor. Vid användning av kalciumbaserade bindemedel som kalk krävs det även ett högt pH-värde för att
18
det ska fungera. Detta är problematiskt för sulfidhaltiga jordar eftersom pH-värdet sjunker i jorden vid kontakt med syre.
2.8.2 Pålning
Syftet med att använda KC-pelare eller pålning är att föra ner lasterna längre ner i jorden till stabilare och fastare jordlager. Mäktigheten av de jordlager som påverkas av lasten blir även mindre vilket är positivt för att minska kompressionen av jorden, alternativt kan lasten föras ner hela vägen till underliggande berg. Skillnaden mellan användning av pålning istället för KC-pelare är att det inte finns en direkt maxgräns för hur långt ner pålning kan gå tillskillnad från KC-pelare (El Hamad & Waerme, 2019). Olsson & Holm (1993) klassificerar olika påltyper enligt vilket material som används, funktionen av pålarna, utförandet av pålningen samt omgivningspåverkan. I Sverige är det vanligast med slagna förtillverkade betongpålar eftersom det i Sverige idag råder brist på kunskap och erfarenhet om övriga metoder. Betongpålar har utvecklats till en sorts tradition i Sverige. De fabrikstillverkade betongpålarna görs skarvbara och slakarmerade, det vill säga utan förspänning av armeringen. I fallet för pålning i lös lera kan lerproppar användas ner till ett djup på cirka åtta meter för att minska massundanträngningen och vibrationerna. På så sätt minskas påverkan på omkringliggande konstruktioner, släntar och övriga pålar då massundanträngningen leder till uppåtriktade krafter som är direkt kopplade till den nedslagna pålens volym (Jonsson & Kristiansson, 2004). Detta beror på att vattenmättad lera bedöms vara inkompressibel under kort tid.
Det finns två olika typer av pålar som används; antingen spetsburna pålar eller mantelburna
pålar (Olsson & Holm, 1993). Spetsburna pålar överför kraften direkt till berg eller till ett fast
jordlager. När en påle är slagen till berg överförs hela lasten till berget och när pålen är slagen till ett fast jordlager utnyttjas pålens spetsbärförmåga samt en del av mantelbärförmågan. Mantelburna pålar överför all last via friktionen mellan pålen och omkringliggande jord samt en viss spetsbärförmåga. Efter pålslagningen är jorden i stört tillstånd och pålens bärförmåga kommer att förändras med tiden. I en löst lagrad kohesionsjord går en stor del av lerans hållfasthet förlorad vid påslagningen. Efter en tid rekonsoliderar leran runt pålen och lerans hållfasthet återetableras. Om leran är överkonsoliderad är det rimligt att anta att leran uppvisar ett normalkonsoliderat tillstånd efter rekonsolideringen.
2.8.3 Vertikaldränering med överlast
Vertikaldränering med överlast är tillämpbar i finkorniga jordarter kombinerat med konsolidering under lång tid (SGF Jordförstärkningskommitté, u.å.). Vertikala dräner installeras inbördes med avstånd som definieras beroende på den aktuella jordens egenskaper, desto tätare och fler dräner som installeras desto snabbare kan porövertrycket som uppstår vid belastning av jorden utjämnas. Dräner kombineras med förbelastning (överlast) för att skynda på konsolideringsförloppet, naturligtvis med förutsättningen att jordens bärförmåga inte överskrids. Fördelarna med metoden är, att den är beprövad och säker samt kostnadseffektiv (dock i relation till antalet dräner som ska installeras). Metoden leder även till en förbättrad hållfasthet för hela jordmassan. Jämfört med KC-pelare medför installationen en större mängd vibrationer, den bedöms dock innebära en mindre kostnad och kunna pågå under en kortare tid. Metoden resulterar inte i negativa miljöpåverkningar förutsatt att förtillverkade plaströr av polypropen eller polyeten används. Dock kan metoden vara problematisk vid användning i sulfidhaltig jord eftersom porvattnet kommer att komma upp till ytan och reagera med syre.
2.8.4 Spontning
En spont används vid schaktningsarbeten för att kunna ta upp jordtryck och är en konstruktion som möjliggör schakt på konstruktionens ena sida (Fredriksson, Stille, Kullingsjö & Ryner,
19
2018). Stödkonstruktioner kan delas in i lastfördelande element (spontvägg), lastupptagande element (stämp eller ankare) samt mothållande jordtryck. Spontväggen består vanligtvis av stål, trä eller betong medan stämp och ankare vanligtvis är av stål.
Stödkonstruktionen som för enkelhetens skull istället benämns för spont, är ett samverkanssystem vilket innebär att sponten både ger belastning på samt mothåll för delar av jorden (Fredriksson et al., 2018). Sponten överför belastningen från jorden som ska hållas på plats, aktiva sidan, genom spontväggen till kraftupptagande element eller andra delar jorden. Kraftöverföringen som sker beror på ett flertal faktorer: jordens styvhet och hållfasthet, spontväggstyp, grundvattentryck och initialspänningar i jorden. Det är viktigt att dimensioneringen visar att sponten och schakten är stabil samt att de olika elementen har tillräcklig bärighet.
För att sponten ska kunna föras ned till fast underlag finns det olika metoder. Slagning, vibrering och borrning är de vanligaste, se Figur 11 för att se hur det ser ut vid spontning på en byggarbetsplats. Vid markförhållanden där hinder kan förekomma är borrning det enda alternativet (Botan, Gustafsson, Maarouf, Mahmoud & Nordström, 2017). Det finns olika sponttyper och valet beror på jordförhållanden, avstånd till fastbotten och schaktdjup (ByggAi, u.å.). Tätsponten är den sponttyp som förekommer allra mest i Sverige. Denna typ består av ett flertal spontplankor som genom spåntlås låses i varandra (Brattberg, 2011). Beroende på de objektsspecifika dimensioneringsförållandena som råder, används olika profiler, de vanligaste profilerna av tätsponter är Z- och U-profil (Figur 12–13).
20
Figur 12. Z-profil med förklaringar till ingående delar (Brattberg, 2011).
Figur 13. U-profil med ingående delar (Brattberg, 2011).
Det finns flera sätt att förankra en stödkonstruktion för att klara av att ta upp det aktuella jordtrycket Förankringen beror dels på de aktuella jordförhållandena, dels vad det är som ska konstrueras. Vid användning av en konsolspont sker det ingen direkt förankring av sponten, eftersom sponten behandlas som en konsolbalk som är fast inspänd i jorden – en konsolbalk på högkant som sitter fast i jorden. Metoden används oftast i friktionsjord eller fastare leror. Vid andra jordförhållanden är stämp eller stag två metoder som används för att stabilisera sponten och öka spontens förmåga att ta upp tryck (Botan et al., 2017; Brattberg, 2011). Stag används när sponten ska förankras mot den passiva sidan och fungerar som ett dragstag. Dragstaget består av stållinor eller stålstänger som borras ner och förankras till berg eller i fast jord med jordankare. Efter att spontningen och förankringen är genomförd testas stödkonstruktionen genom att sponten belastas med en säkerhetslast som är större än brukslasten. För att stabilisera sponten används stämp när bakåtförankring inte är möjligt. Stämp används på aktivsidan och förankras i schaktbotten alternativt i motstående schaktvägg. Skillnaden mellan stämp och stag är att användningen av stämp leder till mindre deformationer och ett enklare genomförande av förankringen. Nackdelen med stämp är att förankringen sker i schakten vilket kan leda till problem för de arbeten som ska genomföras i schakten genom att stämpen inkräktar på det fria utrymmet och tillgängligheten. Spontlåda kan användas för att skapa ett utrymme för att förankra sponten när användningen av jordankare inte är möjligt (Brattberg, 2011). Spontlådan byggs upp av spontar som stagas upp av hammarband och stämp. För att spontlådan ska fungera, kan den inte vara för stor. Ett typexempel på spontlåda är t ex runt ett enskilt brofundament.
21
3 Geotekniska förutsättningar
Nedan följer en förklaring kring de geotekniska förutsättningarna för det östra brostödet i form av en förklaring till den sulfidhaltiga jordens förutsättningar och konsekvenser. Men även hur den översiktliga jordlagerföljden ser ut.
3.1 Sulfidhaltig jord
I flera av de undersökta borrhålen visar skruvprovtagningar att leran består av sulfid, så kallad sulfidjordhaltig lera SuCl (Håkansson, 2010). Vägverket (2007) menar att en sulfidhaltig jord medför att jorden är sättningsbenägen, men den beskrivs även som lös, och att den uppvisar en dålig bärighet vilket leder till att jorden måste förstärkas eller grävas bort. De miljömässiga konsekvenserna av sulfidhaltig jord uppstår främst när jorden utsätts för syre i öppen luft eller genom en grundvattensänkning. När sulfidhaltiga jordar utsätts för syre, oxiderar sulfid vilket resulterar i att sulfat bildas och pH-värdet sänks till ett värde under 3. Det sura förhållandet leder till att metaller och svavel frigörs från jordens mineraler och att ämnen som kadmium och koppar urlakas från jorden, vilket kan påverka vattenkvalitén i omkringliggande vattendrag. En grundvattensänkning kan leda till en utfällning av järnhydroxider i dräneringsledningar, vilket kan påverka dräneringsfunktionen genom igensättning av rören. Det låga pH-värdet kan även leda till korrosion på betong och järn.
Vägverket (2007) lyfter fram tre metoder in situ för att åtgärda den ovan beskrivna problematiken med sulfidhaltiga jordar: stabilisering, pålning samt förbelastning. Stabilisering innebär att ett stabiliseringsmedel blandas ner i jorden för att motverka sättningar och öka jordens hållfasthet. Stabiliseringen kan ske i form av att enskilda pelare bildas men kan även ske i hela jordvolymer, så kallad masstabilisering. Vanliga bindningsmedel som används är kalk/cement, flygaska och masugnsslagg (Andersson & Norrman, 2004; Holm et al., 2007). Flygaska är den fasta substansen som avskiljs vid rökgasrening och masugnsslagg är en biprodukt vid tillverkning av stål (Burström, 2007). Den andra metoden som Vägverket (2007) lyfter fram är pålning där pålar slås ner till fastare undergrund som bär hela eller delar av belastningen. Förbelastning av jorden tillämpas för att ta ut sättningar innan byggnationen startar genom att lägga ut jordmassor på markytan. Metoden är endast aktuell vid små mäktigheter av sulfidjord. Vid tätare sulfidjordar med stor mäktighet, kan sättningarna utjämnas genom att komplettera vertikaldränering med överlast. Vertikaldränering med överlast hjälper till att utjämna porvattentrycket genom att dräneringsvägarna kortas, och på så sätt påskynda sättningsförloppet.
3.2 Jordlagerföljd och parametervärden
Endast ett av brostöden, det östra, kommer att användas för att beräkna de geotekniska konsekvenserna som brokonstruktionen får på jorden (Bilaga 6, Planritning), vilket innebär att jordlagerföljden och parametervärden kommer att vara definierade för detta stöd. Jordlagren och tillhörande parametervärden som presenteras nedan baseras på den standard som presenteras i TK Geo 13 (Trafikverket, 2014).
Utifrån tidigare undersökningar kan jorden delas in i 6 skikt med olika parametervärden ner till 15 meter under markytan (Bilaga 3, Härledda medelvärden). Det översta skiktet visar upp en stor spridning i skjuvhållfastheten, varför slutsatsen kan dras, att det rör sig av någon form av fyllnadsmaterial med en mäktighet av 1 meter. Resterande skikt under fyllnadsmaterialet visar upp en odränerad skjuvhållfasthet vilket leder till att slutsatsen kan dras att det rör sig om någon form av lera. Håkansson (2010) visar att det översta lerlagret består av torrskorpa av siltig lera
22
siCldc med en mäktighet på 1 meter. Att det rör sig om torrskorpa baseras på en okulär
bedömning av jordlagerföljden (Bilaga 5, Provtagningsprotokoll). Under torrskorpan är det ett lager sulfidhaltig lera SuCl med en mäktighet på 13 meter med varierande parametervärden.
Under den sulfidhaltiga leran består jorden av ett lager kohesionsjord på 30 meter (Bilaga 7, Sektionsritningar). Vad det är för typ av jordart går det inte att entydigt bestämma, men utifrån genomförd Tr-sondering kan slutsatsen dras, att det rör sig om någon form av lera eller silt. Under ler-/siltlagret finns friktionsjord, förmodligen någon form av morän med en mäktighet på 10 meter på berg. Dränerad skjuvhållfasthet bestäms med den empiriskt bestämda principen1 att den motsvarar 10 % av den odränerade skjuvhållfastheten .
Tabell 3.1 Härledda medelvärden för materialparametrar.
Djup under bef. markyta Jordart / [kN/m ] [kN/m ] [°] [kN/m ] [MN/m ] 0–1 m Mg 17/11 - - - -1–2 m siCldc 17/7 2,1 30 21 -2–6 m SuCl 15/5 1,5 30 15 -6–9 m SuCl 16/6 1,9 30 19 -9–11m SuCl 16/6 2,2 30 22 -11–15 m SuCl 16/6 2,4 30 24 -15–30 m Cl/Si 18/8 3,0 30 30 -30–45 m Cl/Si 18/8 3,5 30 35 -45–55 m Friktionsjord 20/12 - 37 - 40 55– Berg
Grundvattennivån inom hela området bestäms till +2,5 m (Håkansson, 2010) vilket kombinerat med att marknivån kring fundamentet bestäms till +4,5 m (Bilaga 7, Sektionsritningar) gör att grundvattennivån placeras på ett djup av 2 meter under befintlig markyta. I Figur 15 visas en modell av konstruktionen där grundvattennivån i förhållande till konstruktionen framgår. Konstruktionen placeras på ett djup av 2 m under befintlig markyta, där siCldc övergår till SuCl.
23
4 Beräkningar
Bärigheten för plattan beräknas med hjälp av ABE (2–6). Beräkningar kommer att ske för både dränerat och odränerat tillstånd. Sättningar för brostödet kommer att beräknas med med parametrar som bestämts från genomförda CRS-ödometerförsök. Beräkningar utgår från en platta som är 9x10 m2 stor och placerad 2 meter ned i jorden för att undvika tjällyftning. Plattans dimensioner bestäms utifrån Bilaga 6, Planritning. Bredden b är per definition den sida som är kortast och längden l är den sida som är längst, d motsvarar hur långt ned i marken fundamentet är placerat. Laster2 som ska användas i brottgränstillståndet (bärighetsberäkning) och bruksgränstillståndet (sättningar) redovisas i Tabell 4.1, där momenten M är till följd av horisontella krafter H som verkar i fundamentets bredd- och längdriktning. Här motsvarar x-och y-axeln längd x-och bredd (Figur 14). De horisontella krafterna kan påverka konstruktionen i både positiv och negativ riktning vilket inte är fallet för den vertikal kraften V.
Tabell 4.1 Krafter som verkar på fundamenten i brott- och bruksgränstillståndet.
Riktning [kN] [kN] [kNm] [kN] [kNm]
Brottgränstillståndet 7600 630 4170 70 470
Bruksgränstillståndet 5630 - - -
-Figur 14 Längddimensioner för fundamentet samt kraftriktningar för de horisontella lasterna.
4.1 Brottgränstillståndet
Beräkningar i Plaxis sker i 2D vilket betyder att för att kunna jämföra datorberäknade värden med handberäknade kommer handberäkningar att genomföras med den vertikala kraften samt ett av momenten i taget. Detta betyder att antingen bedöms bärigheten utifrån bredden (9 meter) med ett oändligt långsträckt fundament eller utifrån längden (10 meter) med ett oändligt långsträckt fundament. Beräkningarna kommer även att genomföras för odränerat och dränerat
24
tillstånd där beräkningarna i båda fallen kommer att utgå ifrån att det inte finns någon permanent last vid sidan om fundamentet på grundläggningsnivån.
Jordlagret som brottytan kan uppstå i är det jordlager som är på djupet: 1,5 ∙ (Johansson, 2019), där b är plattans bredd. Eftersom beräkningarna ska ske för angiven bredd och längd beräknas de olika brottdjupen och parametrar tas fram genom Figur 17 där skjuvhållfastheten som funktion av djupet framgår. Eftersom djup som presenteras i Tabell 3.1 utgår från marknivå adderas de djup h som sulan ska grundläggas på, ℎ = 2 m.
ö = 1,5 ∙ + ℎ = 1,5 ∙ 9 + 2 = 15,5 ⟹ Cl/Si (Tabell 3.1) ö ä = 1,5 ∙ + ℎ = 1,5 ∙ 10 + 2 = 17 ⟹ Cl/Si (Tabell 3.1)
Med utgångspunkt från lasterna och den givna förutsättningen att fundamentet ska vara i jämvikt kan excentriciteten i respektive riktning till följd av momentet och den vertikala lasten (Tabell 4.1) beräknas enligt 4–1.
= (4–1)
Beräkningar sker i bredd- och längdled utgående från det tidigare resonemanget om begränsningar, som finns i Plaxis 2D.
: = = 7600 = 0,062 m470 ä : = = 41707600 = 0,55 m
Med bestämd excentricitet i varje riktning beräknas den effektiva bredden enligt 4–2, för breddled och längdled. Vid beräkningar i längdled blir den effektiva längden mindre än bredden
b (9 meter) vilket betyder att: → och → .
= − 2 ∙ (4–2)
= − 2 ∙ = 9 − 2 ∙ 0.062 = 8,88 m ä = − 2 ∙ = 10 − 2 ∙ 0.55 = 8,90 m
Faktorn m är beroende på den effektiva bredden och längden och med angivna förutsättningar är det endast som beräknas enligt 4–3 (Axelsson & Mattsson, 2016; Bergdahl, Ottosson & Stigson Malmborg, 1993).
= 2 ∙ ++ (4–3)
Nedan presenteras (Tabell 4.2) förutsättningar för om beräkningar sker för fundamentets bredd eller fundamentets längd.
25
Tabell 4.2 Belastningsförutsättningar med utgångspunkten att fundamentet är oändligt långsträckt.
Bredd (y-led) Längd (x-led) Vertikal kraft Vy/ Vx [kN/m] 760 844 Horisontell kraft Hy/ Hx [kN/m] 7 70 Moment My/ Mx [kNm/m] 47 463 Effektiv bredd [m] 8,88 8,90 Längd l [m] 10 9 4.1.1 Odränerat tillstånd Dimensionering av parametervärden
Den odränerade skjuvhållfastheten (Figur 17) bestäms utifrån det värde som anges för det aktuella djupet.
= 22,0 kPa Cl/Si (Tabell 3.1) ä = 23,2 kPa Cl/Si (Tabell 3.1)
= 1,5 (Tabell 2.1)
kan approximeras till 1,0 enligt Johansson3.
Dimensionering av skjuvhållfastheten bestäms enligt 2–9.
= ∙ = 22,01,5 ∙ 1 = 14,7 kPa ä = ∙ = 23,21,5 ∙ 1 = 15,5 kPa
Bärighetsfaktorer
Bärighetsfaktorerna bestäms utifrån (Olsson & Holm, 1993) med förutsättningen att beräkningen sker för odränerat tillstånd.
= 2 + = 1,0 = 0
26
Korrektionstermer
Eftersom beräkningarna sker för odränerat tillstånd och ingen jämt utbredd last finns vid sidan om fundamentet, beräknas endast där korrektionstermen och uteblir eftersom fundamentet behandlas som oändligt långsträckt samt att fundamentet inte är grundlagt under marknivån. Termen (4–4) tas med på grund av den horisontella lasten som verkar på fundamentet (Axelsson & Mattsson, 2016; Bergdahl, Ottosson & Stigson Malmborg, 1993).
= 1 − ∙ ∙∙ ∙ (4–4)
Med förutsättning att fundamentets längd behandlas som oändligt långsträckt ( → ∞) kan (4–4) kombinerat med (4–3) förenklas enligt följande.
lim→ = lim→ 1 − ∙ ∙ ∙ = lim→ 1 − ∙ 2 ∙ +
1 + ∙ ∙ ∙
→ 1 − 0 ∙ 2 + 01 + 0 ∙ ∙ ∙ = 1 − 0 = 1 = 1
Med samtliga termer bestämda kan korrektionstermen bestämmas enligt (4–5).
= ∙ ∙ (4–5)
= , ,
Till följd av de termer som bestäms ovan blir korrektionstermen .
= = 1
ä = = 1
Att bestäms till 1 är rimligt eftersom beräkningsmodellen inte frångår från något av de grundläggande antagandena.
Allmänna bärighetsekvationen
Slutligen kan bärigheten för jorden beräknas genom ABE (2–8).
Bredd = ∙ ∙ = 14,7 ∙ 5,14 ∙ 1 = 75,4 kPa = ∙ = 75,4 ∙ 8,88 = 669 kN/m Längd = ∙ ∙ = 15,5 ∙ 5,14 ∙ 1 = 79,5 kPa = ∙ = 79,5 ∙ 8,90 = 708 kN/m
27
Den dimensionerande lasten är mindre än den lasten som jorden utsätts för i brottgränstillståndet både i breddled och längdled (Tabell 4.2). Vilket betyder att jorden går i brott.
4.1.2 Dränerat tillstånd
Dimensionering av parametervärden
Dränerad skjuvhållfasthet bestäms utifrån principen att den motsvarar 10 % av odränerad skjuvhållfasthet.
= 0,1 ∙ = 0,1 ∙ 22,0 = 2,20 kPa ä = 0,1 ∙ = 0,1 ∙ 23,2 = 2,32 kPa
= 30°
= 1,3 (Tabell 2.1)
Dimensionering av dränerad skjuvhållfasthet bestäms enligt 2–9.
′ = ∙ = 2,201,3 ∙ 1 = 1,69 kPa ä ′ = ∙ = 2,321,3 ∙ 1 = 1,78 kPa Dimensionering av friktionsvinkeln bestäms enligt 2–10.
= arctan tan ∙ = arctan tan(30)1,3 ∙ 1 = 23,9°
Bärighetsfaktorer
= 23,9°
Bärighetsfaktorerna bestäms utifrån Tabell 3:2 (Bergdahl, Ottosson, & Stigson Malmborg, 1993, s. 136) och den dimensionerande fiktionsvinkeln.
= 19 = 9,6 = 5,5
Korrektionstermer
Eftersom beräkningarna sker för dränerat tillstånd och ingen jämt utbredd last finns vid sidan om fundamentet beräknas som tidigare men nu även där korrektionstermen och
uteblir. Termen (4–6) och (4–7) tas med på grund av den horisontella lasten som verkar på fundamentet samt på grund av det dränerade tillståndet (Axelsson & Mattsson, 2016; Bergdahl, Ottosson & Stigson Malmborg, 1993).
28 = − 1 − ∙ (4–6) = 1 − + ∙ ∙ ∙ (4–7)
Även om det inte finns någon omkringliggande last kring fundamentet ingår dock i beräkningen av . Beräkningen av korrektonsfaktorn görs enligt (4–8).
= 1 −
+ ∙ ∙ ∙
(4–8)
(4–7) och (4–8) kan dock förenklas till följd av att fundamentet behandlas som oändligt långsträckt, → ∞. Vilket betyder att båda ekvationerna förenklas till värdet 1.
= 1 = 1
Vilket även är fallet för (4–6). = 1
Med samtliga faktorer beräknade kan och (4–5) beräknas till. = = 1
= = 1
Att och bestäms till 1 är rimligt eftersom beräkningsmodellen inte frångår från något av de grundläggande antagandena.
Övriga parametrar
Den effektiva tungheten ′ för jorden under fundamentet är enligt Tabell 3.1: = 5 kN/m
Allmänna bärighetsekvationen
Slutligen kan bärigheten för jorden beräknas genom ABE (2–7).
Bredd
= ∙ ∙ + 0,5 ∙ ̅ ∙ ∙ ∙ = 1,69 ∙ 19 ∙ 1 + 0,5 ∙ 5 ∙ 8,88 ∙ 5,5 = 154 kPa = ∙ = 154 ∙ 8,88 = 1,37 MN/m
Längd
29
= ∙ = 156 ∙ 8,90 = 1,39 MN/m
Den dimensionerande lasten är större än den lasten som jorden utsätts för i brottgränstillståndet både i breddled och längdled (Tabell 4.2). Vilket betyder att jorden inte går i brott, dock utan hänsyn till någon säkerhetsfaktor.
4.2 Bruksgränstillståndet
För att beräkna kompressionen som uppstår i varje jordskikt delas jorden in i 14 beräkningspunkter (Figur 15) som utgår från mitten av de delskikt som är bestämda utifrån Tabell 3.1. Den initiala effektiv spänningen ′ beräknas enligt (2–1) och tillskottslasten ∆ beräknas enligt (2–6) för valda djup. Beräkningarna genomförs endast för breddled med förutsättningen att fundamentet är oändligt långsträckt.
