docEXAMENSARBETE - pure.ltu.se - Luleå tekniska universitet
download 
Report Transcription
EXAMENSARBETE - pure.ltu.se - Luleå tekniska universitet
EXAMENSARBETE Träpålnings inverkan på den odränerade skjuvhållfastheten i sulfidhaltig kohesionsjord En fallstudie på väg 685 Vibbyn - Skogså, Bodens kommun Erik Hugosson Anton Nilsson 2014 Civilingenjörsexamen Väg- och vattenbyggnadsteknik Luleå tekniska universitet Institutionen för samhällsbyggnad och naturresurser Träpålnings inverkan på den odränerade skjuvhållfastheten i sulfidhaltig kohesionsjord En fallstudie på väg 685 Vibbyn - Skogså, Bodens kommun Foto. Träpålning i Skogså, 2013 Erik Hugosson Anton Nilsson Institutionen för Samhällsbyggnad och naturresurser Avdelningen för geoteknologi Luleå tekniska universitet 971 87 Luleå www.ltu.se/org/sbn FÖRORD FÖRORD Examensarbetet är det avslutande momentet i vår civilingenjörsutbildning inom Väg- och vattenbyggnad vid Luleå tekniska universitet och motsvarar 30 högskolepoäng. Studien har utförts på initiativ av Trafikverket i samarbete med Sweco Civil AB som har bidragit med de geotekniska fältundersökningarna och expertishjälp. Vi vill tacka alla som varit inblandade och hjälpt till med detta examensarbete. Ett särskilt stort tack riktas till Nicklas Thun på Trafikverket som kommit med idén och varit en drivande kraft genom arbetet. Tack till alla medarbetare på Sweco geoteknik i Luleå, framförallt Jonas Strand som har hjälpt till med att ta fram borrplanen. Ett tack riktas även till berörda personer på BDX som ställt upp och gjort det möjligt att utföra fältundersökningarna ute i Vibbynprojektet. Vid Luleå tekniska universitet vill vi tacka vår handledare Hans Mattsson och Thomas Forsberg på Complab. De har kontinuerligt under arbetets gång tagit sig tid för diskussioner och bidragit med kunskap och värdefull stöttning. Till sist vill vi tacka alla studiekamrater för fem utvecklande och fantastiskt roliga år tillsammans. Luleå, april 2014 Anton Nilsson Erik Hugosson I SAMMANFATTNING SAMMANFATTNING Sulfidjord är i allmänhet betraktad som en problemjord ur geoteknisk synvinkel då jorden är sättningsbenägen och ofta har relativt låg skjuvhållfasthet. I och med att jorden oxiderar vid kontakt med syre och då bildar försurande produkter klassificeras den som en problemjord ur ett miljöperspektiv. På grund av sulfidjordens ofördelaktiga geotekniska egenskaper uppstår problem i samband med byggnation av väg- och järnvägskonstruktioner på dessa lösa sedimentjordar. Kippelbäcksbron som ligger längs med väg 685 mellan Vibbyn och Skogså i Boden kommun har genomlidit stora sättningar och årligen drabbats av översvämningar till följd av detta. Senast vägen och bron reparerades och rustades upp var 1992, sedan dess har bron och den anslutande vägen satt sig med ungefär 2 meter. Sättningarna orsakades till följd av besvärliga geotekniska förhållanden och en bristfällig konstruktion av bron och den anslutande vägen. Trafikverket tillsammans med BDX som entreprenör har under åren 2013-2014 rustat upp vägen och i de mest kritiska områdena förstärktes vägen med sättningsreducerande träpålar. Syftet med detta arbete var att utreda om träpålning har någon effekt på den odränerade skjuvhållfastheten i lösa sulfidhaltiga jordar. Trafikverket har vid byggnationen av Haparandabanan undersökt den odränerade skjuvhållfastheten före och efter träpålning med hjälp av vingförsök och kunde då påvisa en hållfasthetsökning på samtliga försöksnivåer. Målet med rapporten var att finna eventuella hållfasthetsförändringar efter utfört pålningsarbete och avgöra vilka undersökningsmetoder som är bäst lämpade att använda vid en sådan utredning. En litteraturstudie utfördes för att få ökad förståelse om sulfidjord och dess egenskaper samt träpålning och dess inverkan på den omkringligande jorden. Något som är nämnvärt ur hållfasthetssynpunkt är att det idag används samma empiriska modeller för vanlig lera som för sulfidlera vilket kan ge missvisande resultat. Fältundersökningarna utfördes vid fyra tillfällen under hösten 2013 och i januari 2014. Den första gjordes innan träpålningsarbetet påbörjats och de tre övriga utfördes efter färdigställt pålningsarbete med ungefär 1-1,5 månaders mellanrum. De fältmetoder som har använts är kolvprovtagning, CPT-sondering och portycksmätning. Utförda laboratorieförsök är direkta skjuvförsök och rutinundersökningar där framförallt den odränerade skjuvhållfastheten studerats genom fallkonförsök. En slutsats som kan dras ur detta arbete är att in-situ metoder kan vara att föredra vid utvärdering av hållfastheten. Anledningen till detta är att spänningstillståndet som uppkommer till följd av pålningen och den ovanliggande konstruktionen kan vara svåra att efterlikna i laboratorium för till exempel direkta skjuvförsök. Eventuellt kan beräkningar med finita elementmetoden (FEM) användas för att försöka finna de rätta spänningstillståndet. CPT-sonderingarna som utfördes påvisade en närmare 300 % ökning av den odränerade skjuvhållfastheten för den djupaste nivån. Förslag på fortsatt arbete är att jämföra resultat mellan in-situ metoderna CPT-sondering och vingförsök i ett likvärdigt projekt. III ABSTRACT ABSTRACT Sulphide soils are in general, from a geotechnical perspective, considered as a problematic soil because settlements easily can occur and these soils have a relative low shear strength. These soils are also a problem from an environmental perspective as they oxidate when they come in contact with oxygen, creating acidifying products. The sulphide soils have unfavourable geotechnical properties which might cause problems during road and railway constructions founded on these loose sediments. The Kippelbäck bridge along road 685 between Vibbyn and Skogså in Boden municipality have suffered from large settlements and yearly flooding as a consequence of this. Since the last reparation of the bridge and the road in 1992, over 2 meters of settlements have occurred. The settlements where caused by a defective construction of the bridge and the connecting road. The Swedish Transport Administration together with BDX as contractors have during 2013-2014 restored the road. In the most critical areas the road has been reinforced with wooden piles to reduce the settlements. The purpose with this study has been to investigate if wooden piles have any effect on the undrained shear strength in loose sulphide soils. The Swedish Transport Administration has during the construction of Haparandabanan investigated the undrained shear strength before and after piling using vane shear tests. The result showed an increased strength on all investigated levels. The goal with this thesis has been to find if a change of strength exists after that the wooden piles have been installed and determine which methods that are most suitable for such an investigation. A literature study has been performed to get an increased understanding about sulphide soil and its properties as well as wooden piles and their impact on the surrounding soil. From a strength perspective, it is worth mentioning that today the same empirical model is used for normal clay and sulphide soil, which can give misguiding results. Field investigations have been performed at four different occasions during autumn 2013 and in January 2014. The first investigations were performed before the pile driving was started and the three remaining where performed after the pile driving had been completed with an interval about 1-1.5 months. The used field methods were piston sampler, CPT and pore pressure measurements. The performed laboratory tests were direct shear tests and routine investigations where especially the undrained shear strength has been studied through fall-cone tests. A conclusion that can be drawn from this work is that in-situ methods are to prefer in situations where the shear strength is to be evaluated. The reason for this is that the stress conditions that occur due to the piling and the overlying construction can be hard to recreate in laboratory, in for example undrained shear strength tests. Perhaps it is possible to find the correct stress paths with simulations by using finite element methods. The performed cone penetration tests (CPT) showed almost a 300% increase of the undrained shear strength for the deepest levels. It would have been interesting to perform vane shear tests in order to compare with the results from the CPT. V FÖRKORTNINGAR SYMBOLLISTA Romerska bokstäver cu,CPT Skjuvhållfasthet bestämt med CPT-sondering Skjuvhållfasthet i kohesionsjord efter att den blivit störd (omrörd) cu,störd e Portal g Jordaccelerationen, 9,81 m/s2 K Konfaktor H Provets effektiva höjd efter konsolideringen vid direkta skjuvförsök h Koninsjunkning vid fallkonförsök M Fallkonens vikt m Massa prov p Totalt medeltryck p’ Effektivt medeltryck q Deviatorspänning i samband med triaxialförsök Okorrigerat spetstryck vid CPT-sondering qc Totalt spetstryck vid CPT-sondering qt Sensitivitet St s Horisontalförskjutningen vid direkta skjuvförsök t Tidsfaktor Initialt vid konsolidering t0 V Specifik volym w Naturlig vattenkvot Konflytgräns wL Grekiska bokstäver Δ Förändring av en parameter Största huvudspänning σ1 Effektiv största huvudspänning σ’1 Mellersta huvudspänning σ2 Effektiv mellersta huvudspänning σ’2 Lägsta huvudspänning σ3 Effektiv lägsta huvudspänning σ’3 Effektiv axiell spänning i samband med triaxialförsök σ’a Effektiv radiell spänning (celltryck) i samband med triaxialförsök σ’r Rådande totalt vertikalt överlagringstryck σV0 Rådande effektivt vertikalt överlagringstryck σ’V0 Förkonsolideringstryck σ’c u Portryck ε Töjning ρ Skrymdensitet µ Korrektionsfaktor för hållfasthetsvärden från fallkonförsök γ Vinkeländringen i radianer vid direkta skjuvförsök τ Skjuvspänning Dränerad skjuvhållfasthet τf Odränerad skjuvhållfasthet τfu Odränerad skjuvhållfasthet bestämt med fallkonförsök τfu,k VII FÖRKORTNINGAR τr τfu,d Residualhållfasthet Odränerad skjuvhållfasthet bestämt med direkt skjuvförsök Förkortningar CPT Cone penetration test CRS Constant rate of strain FEM Finita elementmetoden OCR Over consolidation ratio = Överkonsolideringsgrad SGF Svenska geotekniska föreningen SGI Statens geotekniska institut Beteckningssystem för geotekniska undersökningar enligt SGF/BGS version 2001:1 CPT-sondering Ostörd provtagning Portrycksmätning VIII INNEHÅLLSFÖRTECKNING INNEHÅLLSFÖRTECKNING FÖRORD .................................................................................................................................................................................. I SAMMANFATTNING ....................................................................................................................................................... III ABSTRACT ............................................................................................................................................................................ V SYMBOLLISTA ..................................................................................................................................................................VII INNEHÅLLSFÖRTECKNING ......................................................................................................................................... IX 1 INTRODUKTION........................................................................................................................................................ 1 1.1 Bakgrund och orientering ........................................................................................................................... 1 1.3 Forskningsfrågor ............................................................................................................................................ 2 1.2 1.4 2 Syfte och mål .................................................................................................................................................... 2 Avgränsningar ................................................................................................................................................. 2 1.5 Disposition ........................................................................................................................................................ 3 2.1 Sulfidjord............................................................................................................................................................ 5 LITTERATURSTUDIE .............................................................................................................................................. 5 2.1.1 2.1.2 2.1.3 2.1.4 2.2 2.2.1 2.2.2 2.2.3 2.2.4 2.2.5 2.3 2.3.1 2.3.2 2.3.3 2.3.4 2.4 2.4.1 2.4.2 2.4.3 2.4.4 Allmänt ........................................................................................................................................................... 5 Bildning och förekomst i Sverige .......................................................................................................... 6 Geotekniska egenskaper........................................................................................................................... 8 Klassificering ................................................................................................................................................ 8 Odränerad skjuvhållfasthet ..................................................................................................................... 10 Allmänt ........................................................................................................................................................ 10 In-situ spänningar och tillskottslaster ............................................................................................. 12 Förkonsolideringstryck.......................................................................................................................... 12 Bestämning av odränerad skjuvhållfasthet i sulfidjord genom provning........................... 14 Odränerad direkt skjuvning av kontraktant respektive dilatant jord ................................. 17 Pålgrundläggning......................................................................................................................................... 20 Allmänt om pålar ..................................................................................................................................... 20 Träpålar ...................................................................................................................................................... 23 Träpålars störningspåverkan i kohesionsjord .............................................................................. 24 Bärförmåga ............................................................................................................................................... 26 Norrlandspålning ........................................................................................................................................ 27 Inledning ..................................................................................................................................................... 27 Verkningssätt ............................................................................................................................................ 28 Jordarmering ............................................................................................................................................. 30 Utförande .................................................................................................................................................... 32 IX INNEHÅLLSFÖRTECKNING 3 METOD ....................................................................................................................................................................... 33 3.1 3.2 3.2.1 3.2.2 3.2.3 3.2.4 3.2.5 3.3 3.3.1 3.3.2 3.3.3 4 CPT-sondering........................................................................................................................................... 35 Kolvprovtagning, ostörd provtagning (St2) .................................................................................. 35 Portrycksmätning .................................................................................................................................... 36 Laboratorieundersökningar.................................................................................................................... 36 Laboratorium ............................................................................................................................................ 36 Rutinundersökningar ............................................................................................................................. 36 Odränerade direkta skjuvförsök......................................................................................................... 38 4.2 Geotekniska förhållanden ........................................................................................................................ 44 4.3 Arkivstudie ..................................................................................................................................................... 45 Tidplan och arbetsförfarande ............................................................................................................. 43 Borrpunkt BH104 .................................................................................................................................... 44 Haparandabanan..................................................................................................................................... 45 RESULTAT ................................................................................................................................................................ 47 5.1 Rutinundersökningar ................................................................................................................................. 47 5.2 Odränerade direkta skjuvförsök ........................................................................................................... 50 5.4 Portrycksmätningar.................................................................................................................................... 54 5.3 CPT-sonderingar .......................................................................................................................................... 52 ANALYS OCH DISKUSSION ................................................................................................................................ 57 6.1 6.2 6.2.1 6.2.2 6.2.3 6.3 X Installation av foderrör ......................................................................................................................... 34 Beskrivning av projektet .......................................................................................................................... 41 4.3.1 7 Omfattning och lokalisering ................................................................................................................ 33 4.1 4.2.1 6 Fältundersökningar .................................................................................................................................... 33 FALLSTUDIE ............................................................................................................................................................ 41 4.1.1 5 Inledning ......................................................................................................................................................... 33 6.4 Rutinundersökningar ................................................................................................................................. 57 Odränerad skjuvhållfasthet ..................................................................................................................... 58 Fallkonförsök............................................................................................................................................. 59 Direkta skjuvförsök ................................................................................................................................. 60 CPT-sondering........................................................................................................................................... 61 Portrycksmätningar.................................................................................................................................... 61 Stabiliseringseffekter av träpålningen................................................................................................ 62 SLUTSATSER ........................................................................................................................................................... 63 7.1 Svar på forskningsfrågor .......................................................................................................................... 63 INNEHÅLLSFÖRTECKNING 7.2 8 7.3 Validitet ........................................................................................................................................................... 64 Fortsatt arbete och forskning ................................................................................................................. 64 REFERENSER .......................................................................................................................................................... 65 BILAGOR Bilaga 1 – Beräknad effektiv vertikallast Bilaga 2 – Planritning Bilaga 3 – Bedömda pållängder Bilaga 4 – Tvärsektion BH104 Bilaga 5 – MRM rutinundersökningar Bilaga 6 – MRM CRS-försök Bilaga 7 – CPT utvärdering Bilaga 8 – Sammanställning rutinundersökningar Bilaga 9 – Resultat direkta skjuvförsök XI INTRODUKTION 1 INTRODUKTION Under denna rubrik beskrivs examensarbetets bakgrund, syfte och mål. Här presenteras även arbetets forskningsfrågor, avgränsningar och disposition. 1.1 Bakgrund och orientering Sulfidjord är en vanligt förekommande jordart längs med norrlandskusten och kännetecknas av sin karakteristiskt svarta färg och sin relativt starka doft av svavel. Trots att sulfidjordar är sättningskänsliga och har låg hållfasthet är det ingen ovanlighet att till exempel vägar och järnvägar byggs på denna jordart (Larsson et al., 2007a). Vid väg- och järnvägsbyggnationer på lösa jordar i Sverige har träpålning använts med framgång som jordförstärkningsmetod. Väg 383 mellan Vibbyn och Flarken samt väg 685 mellan Vibbyn och Skogså är belägna cirka 15 kilometer öst om Boden. Marken i området består till stor del av lösa jordar, bland annat sulfidjordar, som har gett upphov till bärighetsproblem längs med båda vägsträckningarna (Trafikverket, 2012b). Vid ett platsbesök i samband med urgrävningen av den gamla vägkroppen upptäcktes även att det fanns brister i dimensioneringen, till exempel hade geonätet i vägen för små maskor kontra storleken på krossmaterialet, vilket kan ge upphov till bärighetsproblem. På grund av stora vattenflöden i samband med snösmältningen på våren och kraftigt regn har vägarna i området årligen drabbats av översvämningar vilket leder till reducerad trafik, eller i värsta fall avstängning av vägen. På beställning av Trafikverket har entreprenörföretaget BDX under åren 2013-14 utfört ombyggnationer och omfattande förstärkningsarbeten av väg 383 och 685 för att höja deras bärighet, trafiksäkerhet samt att i högsta mån eliminera antalet översvämningar. Ombyggnationen omfattar totalt 3,6 plus 3,7 kilometer väg. För att erhålla erforderlig bärighet och för att reducera framtida sättningar längs vägsträckningarna byts den gamla vägkroppen ut mot en mer stabil vägkonstruktion som bitvis grundläggs på sättningsreducerande träpålar. Detta examensarbete behandlar området vid bron som går över Kippelbäcken längs med väg 685. Den befintliga bron var en rörbro som genomlidit upp emot två meters sättningar på grund av den känsliga sulfidjorden under bron, se figur 1. Sättningen av bron hade bidragit till att vägen översvämmats och således varit obrukbar cirka 60 dagar per år (Trafikverket, 2012b). Som åtgärd ersattes den befintliga rörbron med en betongbro där brofästet grundlades på spetsburna betongpålar och under vägbanken cirka 100 meter på vardera sidan om bron installerades sättningsreducerande träpålar. Figur 1. Sättningarnas utveckling genom åren vid Kippelbäcken (1995, 2004, 2013). 1 INTRODUKTION 1.2 Syfte och mål Syftet med detta examensarbete var att studera hur träpålning påverkar en lös sulfidjords odränerade skjuvhållfasthet. Målet var att med systematiska och återkommande geotekniska undersökningar i jorden mellan pålarna kunna se om, och i så fall, hur den odränerade skjuvhållfastheten förändrades med tiden vid byggnationen av vägen och vad det kan tänkas bero på. 1.3 Forskningsfrågor Forskningsfråga 1 Hur påverkas den odränerade skjuvhållfastheten hos en lös sulfidhaltig finjord i samband med träpålning? Forskningsfråga 2 Hur kan eventuella skjuvhållfasthetsförändringar kopplas till träpålning? Forskningsfråga 3 Kan Norrlandspålning användas som en stabilitetshöjande åtgärd? 1.4 Avgränsningar Följande avgränsningar som har gjorts i arbetet är • • • • 2 utvärdering av materialparametrar har enbart utförts på sulfidjord enbart den odränerade skjuvhållfastheten har utvärderats skjuvhållfasthetsbestämning har utförts enligt rekommendationer av SGI och SGF examensarbetet har endast behandlat skjuvhållfasthetsbestämning i området som träpålats, det vill säga ej området med slagna betongpålar. INTRODUKTION 1.5 Disposition Examensarbetet är indelat i följande kapitel: Kapitel 1 Kapitel 2 Kapitel 3 Kapitel 4 Kapitel 5 Kapitel 6 Kapitel 7 Kapitel 8 Introduktion I kapitlet presenteras bakgrunden till examensarbetet samt studiens syfte och mål. Detta bryts sedan ned till forskningsfrågor med angivna avgränsningar för forskningsområdet. I slutet finns en beskrivning av rapportens disposition. Litteraturstudie Detta kapitel utgör studiens teoretiska referensram. Litteraturstudien innehåller den teori som krävts för att nå examensarbetets sökta mål. Kapitlet inleds med en redogörelse av vad sulfidjord är, hur den bildas och var den förekommer. Nästföljande del behandlar den odränerad skjuvhållfastheten, vad den beror av och hur den utvärderas i en sulfidhaltig jord. Vidare presenteras teori om träpålning och hur den omkringliggande jorden påverkas. Kapitlet avslutas med en beskrivning av grundförstärkningsmetoden Norrlandspålning och dess verkningssätt. Metod I kapitlet beskrivs de valda undersökningsmetoderna och tillvägagångssättet vid utvärderingen av resultaten. Fallstudie Detta kapitel presenterar studieobjektet och hur Norrlandspålningen i Skogså genomfördes. Avsnittet avslutas med en arkivstudie om vingförsök i träpålad sulfidjord. Resultat Kapitlet presenterar erhållna resultat från fältundersökningarna och laboratorieanalyserna. Analys och diskussion I kapitlet analyseras och diskuteras de erhållna resultaten utifrån forskningsfrågorna, samt dess rimlighet och potentiella felkällor. Slutsatser I detta kapitel presenteras arbetets slutsatser och därefter ges förslag på fortsatt arbete och forskning. Referenser Kapitlet presenteras samtliga referenser för arbetet. 3 LITTERATURSTUDIE 2 LITTERATURSTUDIE Kapitlet behandlar den bakomliggande teorin för examensarbetet och tidigare utförd forskning som kan relateras till detta område. Litteraturstudiens fokus ligger på sulfidjord och teorin om träpålning samt hur detta påverkar en kohesionsjords hållfasthetsegenskaper. Studien omfattar även grundförstärkningsmetoden Norrlandspålning som användes för vägombyggnationen. 2.1 Sulfidjord 2.1.1 Allmänt Sulfidjord påträffas i olika former runt om i världen. Uppskattningsvis är cirka 0,1 % av jordens yta, motsvarande cirka 140 000 kvadratkilometer, täckt av sulfidjordar. Större delen av dessa, cirka 70 %, återfinns i världens tropiska områden varav främst i Sydostasien och Australien. Sulfidjordars utbredning i Europa är obetydlig i jämförelse med resten av världen med undantaget för Bottniska vikens kustland där sulfidjord är vanligt förekommande. Längs med Norrlandskusten är det således ingen ovanlighet att det byggs på sulfidhaltiga jordar (Beek et al., 1980). Det som är gemensamt för sulfidjordar i Sverige är innehållet av olika former av sulfid. I Sverige dominerar två former av sulfid, den ena är svavelkis (FeS2) eller pyrit som det även kallas och den andra är järnmonosulfid (FeS). Sulfider såsom dessa är känsliga mot exponering av syre då de tenderar att oxidera vilket resulterar i att sulfater, järnjoner och andra metalljoner frigörs. Oxideringen medför en försurning av omgivande mark och grundvatten genom bildning av svavelsyra då vätejoner frigörs. Metalljonerna kan tas upp och anrikas av fiskar, djur och växter. Det försurade vattnet kan ta sig in i till exempel dräneringsledningar och orsaka stopp och fuktskador. Oxidation av järnmonosulfid är hälften så försurande som oxidation av pyrit. Sulfidjordar har ofta hög sensitivitet vilket gör att störda eller utgrävda massor tappar stor del eller hela sin hållfasthet. Installationer som till exempel betongpålar tenderar att korrodera i den sura miljön vilket påverkar dess funktion och livslängd (Larsson et al., 2007). En vanligt förekommande benämning på de norrländska sulfidjordarna är ”svartmocka” vilket syftar på den svarta färgen som järnmonosulfiden ger jorden (Larsson et al., 2007a). Benämningen sulfidjord är numera ur ett geotekniskt perspektiv reserverat för sulfidjordar längs med bottniska vikens kustland, det vill säga norrlandskusten i Sverige samt Finlands västkust (Trafikverket, 2011). Övriga sulfidfärgade jordar i Sverige väljs istället att benämnas sulfidfärgade, sulfidrandiga, sulfidbandade eller sulfidfläckiga i tillägg till huvudbenämningen som givits utifrån kornfördelning och organisk halt (Larsson et al., 2007a). Sulfidjord i sig är inte en enhetlig jordart utan har varierande geotekniska egenskaper med avseende på kornfördelning, sulfidhalt och organisk halt. Med avseende på kornfördelningen kan den bestå av sandig silt, silt, lerig silt, siltig lera och lera. En sulfidjord benämns vid jordartsbedömning som sulfidsilt eller sulfidlera med olika tilläggsbenämningar med avseende på organisk halt och övriga ingående material. Vid en geoteknisk benämning bestäms vanligtvis inte sulfidhalten i en jord och några gränsvärden för detta finns inte. Det är dock relativt vanligt att totalhalterna av järn och svavel bestäms med avseende att bedöma sulfidjordens försurningspotential. En vägledning med riktlinjer för gränsvärden har tagits fram av Pousette (2007) för detta ändamål. 5 LITTERATURSTUDIE 2.1.2 Bildning och förekomst i Sverige Processen bakom sulfidjords bildning längs med norrlandskusten och Bottniska vikens kustland har beskrivits av bland andra Wiklander et al. (1950), Schwab (1976), Nystrand (1980), Georgala (1980), Mácsik, (1994), Händel (1996), Eriksson et al. (2000), Magnusson och Axelsson (2001), Westerberg och Mácsik (2003), Andersson och Norrman (2004), Pousette (2007), Larsson et al. (2007a) och Müller (2010). Följande text, som beskriver kortfattat sulfidjords bildningsprocess ur ett geotekniskt intressant perspektiv, är hämtat från dessa skrifter. Sulfidjord bildas till stor del genom sedimentation av oorganiskt och organiskt jordmaterial i en syrefattig (anaerob) reducerande miljö med fri tillgång till sulfater. Sulfaterna kommer främst från organiska sulfider men även en del oorganiska. De oorganiska sulfiderna kommer från mineraliskt innehåll av pyrit i de sedimenterade mineraljordarna. En anaerob miljö uppstår i hav, sjöar och myrar med liten vattenomsättning och där skiktningar i vattnet förhindrar att syre transporteras ned till botten. Vidare krävs att det organiska innehållet i det sedimenterade materialet är tillräckligt stort för att under nedbrytningsprocessen kunna förbruka allt tillgängligt syre. Nedbrytningsprocessen tas sedan vid av anaeroba bakterier som istället för syre använder bland annat sulfatjoner som elektronmottagare. Svavelväte (H2S) bildas i denna del av processen som i sin tur kan reagera med järnhaltiga substanser och reducerade järnjoner (Fe2+) som finns tillgängligt i vattnet och bildar därmed järnmonosulfid (FeS). Järnmonosulfiden kommer sedan att genomgå en förvandling till pyrit (FeS2) där denna process är beroende av tillgången av elementärt svavel, temperatur och tid. Längs med norrlandskusten är sulfidjordar med järnmonosulfid dominerande men lokalt kan stora mängder av pyrit förekomma. Detta kan bero på höga koncentrationer av pyrithaltiga mineral i sedimenten. Sulfidjordar runt Bottenviken och Bottenhavet började bildas redan för 14 000 år och dess utbredning hade 5000 år senare nått hela Bottenviken efter att inlandsisen hade dragit sig tillbaka. Efter issmältningen var Bottenhavet och Bottenviken delar av en stor sötvattensjö (Ancylusinsjön) som var helt avsnörd från Atlanten. När sedan havet bröt igenom i söder bildades Littorinahavet. Under denna tidsålder var vattennivån avsevärt högre än vad den är idag vilket kan ses i figur 2 där Littorinahavets utbredning visas. 6 LITTERATURSTUDIE Figur 2. Littorinahavets utbredning längs den Finska och Norrländska kusten (Schwab, 1976). I och med landhöjningen uppkommer syrefattiga miljöer på land och i kustområdena med låg vattenomsättning vilket gynnar bildandet av sulfidjordar. Landhöjningen har gjort att sulfidjordar som bildades i det forntida Littorinahavet kommer ovan havsnivån och har blivit en del av fastlandet och denna process pågår än idag. Förekomsten av sulfidjordar runt den Bottniska viken är illustrerat i figur 3. Figur 3. Sulfidjordars utbredning runt Bottniska viken (Schwab, 1976). 7 LITTERATURSTUDIE 2.1.3 Geotekniska egenskaper En sulfidjords geotekniska egenskaper styrs av dess spänningshistoria och sammansättning. Betydande faktorer är jordens kornstorleksfördelning, kemiska sammansättning, järn- och svavelinnehåll, organiska innehåll, vattenkvot och överkonsolideringsgrad (Pousette, 2007). På grund av hög organisk halt och stort lerinnehåll har sulfidjord ofta hög flytgräns, sensitivitet och vattenkvot. Sulfidjordar är mycket sättningsbenägna vilket kan skapa problem vid byggnationer av till exempel vägar och järnvägar på dessa jordar. I de fall där utgrävning av sulfidjordsmassorna inte är ett alternativ krävs utförliga förstärkningsåtgärder med till exempel pålning eller nedpressning av block för att erhålla erforderlig stabilitet (Pousette, 2007). Urgrävda massor går inte att packa och tappar i stort sett all sin bärighet i och med jordens höga sensitivitet och låga odränerade skjuvhållfasthet som ofta är mindre än 20 kPa (Pousette, 2007). Sulfidjord är ett jordmaterial med låg permeabilitet och hög vattenkvot. Permeabiliteten uppskatttas utifrån jordens kornstorlek och en sulfidjords kornfördelning ligger oftast i gränslandet mellan lera och silt. Dessa egenskaper gör att jordens permeabilitet ofta ligger mellan 10-9 och 10-7 m/s. Den förhållandevis låga permeabiliteten beror delvis på jordens stora innehåll av organiskt material och svavel (Yu, 1993). Den naturliga vattenkvoten hos en sulfidjord varierar vanligtvis mellan 40 och 150 % (Westerberg et al., 2005). Vid ostörd provtagning kan sulfidjorden medföra problem om den består av löst lagrad silt och har låg organisk halt, det finns då risk att materialet packas (Larsson et al., 2007a). Om sulfidjorden istället har hög organisk halt uppstår problem genom att proverna har en tendens att expandera i längsled och samtidigt släppa från provhylsans vägg, samma fenomen gäller för gyttja. En eventuell störning medför ofta en lägre hållfasthet men en hållfasthetsökning kan också ske om provet packas istället. Sulfidjordar är känsliga för temperatureffekter och idealisk provning ska utföras i jordtemperatur, detta är dock sällan praktiskt och ekonomiskt genomförbart i laboratorium. Variationen i sammansättningen mellan de olika skikten i sulfidjorden är relativt stor. 2.1.4 Klassificering Normalt benämns alla sulfidjordar längs med Norrlandskusten som sulfidjord, tidigare svartmocka, på grund av den karakteristiskt svarta färgen som jorden har i icke oxiderat tillstånd. Sulfidjord känns även igen genom sin karakteristiska lukt av svavel. Övriga jordar som är färgade av sulfid benämns vanligtvis som sulfidfärgade, sulfidrandiga, sulfidbandade, sulfidflammiga eller sulfidfläckiga som tillägg till den geotekniska benämningen som fås från kornfördelning och organisk halt. Precis som övriga finkorniga mineraljordar indelas dessa utifrån dess kornstorleksfördelning såsom sulfidlera, siltig sulfidlera, lerig sulfidsilt och sulfidsilt. Indelning av sulfidjordar kan vara svår då de flesta sulfidjordarna ofta ligger på gränsen mellan lera och silt delvis på grund av dess skiktade karaktär (Larsson et al., 2007a). Okulär bedömning Innehållet av organiskt material och järnmonosulfid i sulfidjord bidrar i många fall till en överskattning av halten lera vid okulära bedömningar i laboratorium och i fält där lerhalten i regel är mindre än 40 % (Pousette, 2007). Som ett tillägg till rutinundersökningarna som utförs i laboratoriet bör bryt- och tryckförsök göras på ett omrört prov som sedan torkas (Karlsson och Hansbo, 1984). Vid höga lerinnehåll kommer provet att brinna ihop och vara svårt att bryta och trycka sönder, likaså de sönderbrutna bitarna. På motsvarande sätt vid höga innehåll av silt kommer provet att falla sönder redan vid lättare tryck. Andra användbara och lätta försök att utföra i anslutning till bryt- och tryckförsöken är skak- och utrullningsförsök. 8 LITTERATURSTUDIE Anaerob sulfidjord Vid en okulär bedömning av sulfidjord används provets färg för att bedöma den rådande sulfidhalten. Det finns egentligen ingen koppling mellan jordens färg och halten svavel men det är denna metod som idag används. I tabell 1 ses en sammanställning över geotekniska benämningar på sulfidjord utifrån dess färg och struktur i samband med okulär bedömning. Beteckningssystemet täcker inte sulfidjordar som är till exempel flammiga, bandade eller varviga. Dessa typer av sulfidjordar kan istället beskrivas med en kompletterande text i provtagningsprotokollet (Pousette, 2007). Tabell 1. Benämning av sulfidjord utifrån dess färg och struktur (SGF/BGS, 2001). Färg Benämning Svart Sulfidjord Mörkgrå Något sulfidjordshaltig Gråsvart Sulfidjordshaltig Struktur Benämning Exempel på benämning Sulfidlera Siltig sulfidlera Sulfidjordshaltig siltig lera su Sulfidjordshaltig silt Något sulfidjordshaltig lera (su) Något sulfidjordshaltig lerig silt Su Exempel på benämning SuLe siSuLe susiLe suSi (su)Le (su)leSi Sulfidjordsskikt su Siltig lera med sulfidjordsskikt siLe su Varvig v Varvig sulfidlera vSuLe Tunnare skikt av sulfidjord (su) Lera med tunna skikt av sulfidjord Le (su) Aerob/oxiderad sulfidjord När en sulfidjord exponeras för syre börjar den att oxidera. Detta kan vara i samband med att grundvattnet sänks eller till exempel vid utgrävning. När jorden tillåts oxidera får jorden en gråbrun färg och har ofta ett innehåll av rostutfällningar. I en jordprofil innehållande sulfidjord kommer det att bildas en oxiderad torrskorpa av sulfidjord ovan grundvattennivån. Denna benämns inte som sulfidjord eftersom att den inte längre är svart och inte har samma egenskaper som den anaeroba jorden. En lämplig benämning är istället oxiderad torrskorpa (oxid T) eller oxiderad sulfidjord (oxid Su). I figur 4 visas olika former av anaeroba och aeroba sulfidjordar (Pousette, 2007). Figur 4. Störda och ostörda prover av anaeroba och aeroba sulfidjordar (Pousette, 2007). 9 LITTERATURSTUDIE Organisk halt En finkornig jord ges tilläggsbenämningen gyttjig, dyig eller organisk då den organiska halten överstiger 2 % och benämns som gyttja, dy eller organisk om denna halt överstiger 6 %. Denna regel används vanligtvis inte vid geoteknisk klassificering då stora osäkerheter och spridningar av den organiska halten erhållits vid glödgningsförsök. Osäkerheten ligger i om resultatet berott på förluster av sulfidinnehåll eller organiskt material. På grund av denna osäkerhet ges tilläggsbenämningen organisk endast i de fall där det organiska innehållet varit mycket påtagligt. Jorden bör klassificeras som organisk eller gyttjig då den organiska halten överstiger 2 % och som sulfidgyttja då 6 % organisk halt överstigs. Tabell 2 visar indelning och exempel på benämningar av jordarter med avseende på dess organiska halt (Larsson et al., 2007a). Tabell 2. Indelning av jordarter med avseende på dess organiska halt (Pousette, 2007). Jordartsgrupp Organiska mineraljordarter Mineraliska organiska jordarter Organiska jordarter Organisk halt [vikt-% av torrsubstans (TS)] Exempel på benämningar 2-6 Gyttjig lera gyLe >20 Gyttja Gy 6-20 2.2 Odränerad skjuvhållfasthet Siltig gyttja siGy I detta avsnitt beskrivs mekanismen bakom skjuvhållfastheten hos kohesionsjordar med den odränerade skjuvhållfastheten i fokus. I slutet av avsnittet förklaras hur den odränerade skjuvhållfastheten utvärderas med olika fält- och laboratoriemetoder. 2.2.1 Allmänt Med en jords skjuvhållfasthet menas den maximala skjuvspänningen en jord klarar av innan skjuvbrott uppkommer längs med ett specifikt brottplan i jordkroppen. Skjuvning av en jord kan beskrivas som dess formändring, det vill säga dess respons vid ökande skjuvspänning τ. Vid tillräckligt stor skjuvspänning (formändring) går jorden i brott. Beroende på jordens belastningshistoria, det vill säga dess effektiva förkonsolideringstryck σ’c och överkonsolideringsgrad OCR kommer dess beteende vid brott att skilja sig åt (Axelsson, 1998). Beroende på om porvatten hinner eller alls tillåts dränera ur jorden i samband med ett skjuvbrott kommer den att ha två hållfastheter. Den dränerade skjuvhållfastheten τf även kallad den långsiktiga skjuvhållfastheten, är den hållfasthet jorden har då jorden under skjuvning hinner dränera ut porvatten. Den odränerade skjuvhållfastheten τfu däremot symboliserar den hållfasthet där jorden inte hinner eller inte alls har möjlighet att dränera ut porvatten. Den odränerade skjuvhållfastheten kallas därigenom för den kortsiktiga hållfastheten (Axelsson, 1998). Vid dimensionering av geokonstruktioner kan det vara av stort intresse att veta både den dränerade och den odränerade skjuvhållfastheten beroende på om jorden är normal- eller överkonsoliderad. Vid dimensionering väljs normalt det lägsta hållfasthetsvärdet för att vara på ”den säkra sidan”. I en normalkonsoliderad, eller svagt överkonsoliderad jord kommer den odränerade skjuvhållfastheten att vara dimensionerande i och med att den kommer att ha ett lägre värde än den dränerade. Om jorden däremot är kraftigt överkonsoliderad kommer den dränerade skjuvhållfastheten att ge ett lägre värde efter avslutad skjuvning än den odränerade och kommer således att vara dimensionerande (Axelsson, 1998). 10 LITTERATURSTUDIE För geologiska material så som jord är det inte enbart den verkande skjuvspänningen som har inflytande på skjuvhållfastheten utan även det på jorden verkande effektiva vertikaltrycket σ’V0. Detta kopplas till jordens belastningshistoria, det vill säga om jorden är normal- eller överkonsoliderad och vidare till dess OCR (Over Consolidation Ratio) som nämndes ovan. Jordens förkonsolideringstryck och kompressionsegenskaper kan erhållas från bland annat CRS-försök (Constant Rate of Strain) på ostörda kolvprover. CRS är ett ödometerförsök som utförs med konstant axiell deformationshastighet till skillnad från det stegvisa ödometerförsöket (Axelsson, 1998). Då skjuvförsök utförs i laboratorium rekonsolideras provet till jordens förkonsolideringstryck och därefter görs en av eller pålastning till det eftersökta vertikaltryck som jorden skall skjuvas för. Av- eller pålastningssteget görs för att efterlikna de förhållanden som jorden kommer att utsättas för vid en framtida geokonstruktion (Axelsson, 1998). Två exempel på geokonstruktioner där det är viktigt att ta hänsyn till jordens skjuvhållfasthet finns illustrerade i figur 5. Glidytan i slänten i den vänstra figuren kan uppkomma till exempel om slänten ges en för brant släntlutning eller om grundvattenförhållandena förändras på ett ogynnsamt sätt. I bilden till höger har en överbyggnad konstruerats ovanpå en känslig jord. Tillskottslasten bidrar till ökade skjuvspänningar längs den potentiella glidytan och kan leda till skjuvbrott. I båda figurerna är tre skjuvzoner markerade längs med glidytorna; den aktiva, direkta och passiva skjuvzonen. I de olika skjuvzonerna sker skjuvning på olika sätt med hänsyn till formändring vilket beror på den största huvudspänningens riktning (Thelander, 2011). I den aktiva zonen kommer en kompression att ske medan i den passiva sker en expandering. Dessa två beteenden går att simulera i en triaxialapparat. I den direkta skjuvzonen kommer istället en vinkeländring att ske i samma riktning som den största huvudspänningen. Detta fall simuleras i en direkt skjuvapparat. Jordens anisotropi delar in glidytan i tre olika skjuvzoner beroende på riktningen hos största huvudspänningen för respektive fall. Skjuvhållfastheten i jorden varierar med belastningsriktningen och kan vara både avsättningsrelaterad och spänningsinducerad (Thelander, 2011). Figur 5. De tre skjuvzonerna längs med en glidyta i en slänt och under en bankfyllning (Larsson et al., 2007b). I ett laboratorium kan en jords odränerade skjuvhållfasthet bestämmas genom fallkonförsök i samband med rutinförsök, triaxialförsök eller genom direkt skjuvning i en skjuvapparat som omnämns ovan. Dessa laboratorieundersökningar utförs på ostörda prover som erhållits genom kolvprovtagning i fält. Fältundersökningar som CPT-sondering och vingförsök tillåter direkt mätning av den odränerade skjuvhållfastheten in-situ. 11 LITTERATURSTUDIE 2.2.2 In-situ spänningar och tillskottslaster Det totala vertikaltrycket på en viss nivå i en naturlig jord, även kallat in-situ trycket, utgörs av överlagringstrycket från ovanliggande jordmassor. Totaltrycket σz för en jordmassa med horisontell markyta uttrycks enligt 𝜎𝑧 = ∑ 𝛾𝑖 ℎ𝑖 (1) som summan av produkten av de olika jordlagrens tjocklekar h och dess naturfuktiga tungheter ϒ (Axelsson, 1998). I denna fallstudie är en vägkropp med en viss bredd konstruerad ovanpå den naturliga jorden. Vägöverbyggnaden kommer att bidra till tillskottsspänningar på varje nivå under vägen. En ofta använd metod för att bestämma tillskottsspänningarna är 2:1-metoden (Axelsson, 1998). En linjär lastspridning mot djupet med lutningen 2:1 antas för denna metod enligt figur 6. Sambandet mellan tillskottslast och djup beskrivs som Δ𝜎𝑧 = 𝑏∗𝑙∗𝑞 (𝑏+𝑧)(𝑙+𝑧) (2) där b och l motsvarar bredd respektive längd uttryckt i meter för en utbredd last q på markytan (Axelsson, 1998). Djupet från markytan ner till undersökningsnivån benämns z. Figur 6. Sambandet mellan djup och tillskottsspänning enligt 2:1 metoden (Sällfors, 2001). I fallet med en långsträckt last som en vägkropp kan längden i ekvation 2 antas gå mot oändligheten vilket kommer att resultera i att uttrycket kan förenklas. Det förenklade uttrycket Δ𝜎𝑧 = 𝑏∗𝑞 (𝑏+𝑧) (3) beror då istället enbart av lastens bredd b, storheten på lasten q och djupet z (Axelsson, 1998). 2.2.3 Förkonsolideringstryck Som det beskrivs ovan har jordens belastningshistoria stor inverkan på dess skjuvhållfasthet. En jords belastningshistoria brukar ofta beskrivas med termer som förkonsolideringstryck σ’c och om jorden är normal- eller överkonsoliderad och vidare dess överkonsolideringsgrad OCR. Förkonsolideringstrycket är en effektivspänning, det vill säga den spänning som kornskelettet utsätts för utan inverkan av vatten och bestämmer jordens förmåga att motstå skjuvspänningar. 12 LITTERATURSTUDIE När en jord konsoliderar för ett visst vertikaltryck kommer vatten att pressas ur jordens porer och jordpartiklarna förs närmare varandra. En succesiv överföring sker av last från porvattnet till jordskelettet som deformeras till följd av lastupptagningen, vilket orsakar sättningar. Konsolideringsförloppet uttrycks 𝜎′ = 𝜎 − 𝑢 (4) och resulterar i en styvare struktur med högre hållfasthet än tidigare. När en last påförs kommer ett porövertryck att bildas som sedan kommer att successivt minska med tiden. Portrycksförändringen Δu kommer initialt (t0) att vara lika med det vertikala totaltrycket Δσ. Allt eftersom att porövertrycket minskar med tiden t så kommer tillskottet i det vertikala effektivtrycket Δσ’ att öka och gå mot värdet för tillskottet i det vertikala totaltrycket Δσ som kan ses i figur 7 (Axelsson, 1998). Figur 7. Totaltryck σ som funktion av effektivspänning σ´ och portryck u under konsolideringstiden t (Axelsson, 1998). Genom plastiska och elastiska deformationer komprimeras jordskelettet när det utsätts för ökad belastning. På grund av det ökade trycket kommer en portalsminskning att ske i och med att porgas och porvatten pressas ut ur jordens porer. En volymökning sker om jorden avlastas då de elastiska deformationerna fjädrar tillbaka. Påförs last igen kommer jorden först att enbart elastiskt deformera upp till den högsta spänningen som den tidigare varit utsatt för, se figur 8. Efter denna spänningsnivå uppnåtts kommer jorden därefter att fortsätta deformeras både elastiskt och plastiskt. Jordens förkonsolideringstryck motsvaras av den kritiska spänningsnivån där jorden åter igen börjar deformeras både plastiskt och elastiskt. Jordens förkonsolideringstryck kommer sedan att öka allt eftersom belastningen på jorden ökar (Axelsson, 1998). Figur 8. Minskning av en jords portal till följd av ökat isotropt tryck (Larsson, 2008). 13 LITTERATURSTUDIE Huruvida jorden är normal- eller överkonsoliderad och för att kunna bestämma överkonsolideringsgraden måste det nu rådande vertikala jordtrycket (in-situ-trycket) på eftersökt nivå vara känt. Om en jord konsolideras upp till ett visst tryck utan att avlastas kommer jorden vara normalkonsoliderad. Om jorden därefter avlastas minskar vertikaltrycket och jorden blir istället överkonsoliderad. Överkonsolideringsgraden är kvoten mellan förkonsolideringstrycket och vertikaltrycket enligt där 𝑂𝑂𝑂 = 𝜎𝑐′ ′ 𝜎𝑉0 (5) σ’c = jordens effektiva förkonsolideringstryck σ’V0 = det rådande effektiva vertikaltrycket. Då överkonsolideringsgraden, OCR = 1,0 är jorden normalkonsoliderad och överkonsoliderad om OCR > 1,0 (Larsson et al., 2007b). Överkonsolideringsgraden är direkt kopplad till jordens odränerade skjuvhållfasthet vid empirisk bestämning samt vid utvärdering av resultat från CPTsonderingar. Detta förklaras mer detaljerat i kapitel 2.2.4 nedan. 2.2.4 Bestämning av odränerad skjuvhållfasthet i sulfidjord genom provning Det finns ett antal laboratorie- och fältmetoder som används vid bestämning av den odränerade skjuvhållfastheten hos en jord. Fallet gällande sulfidjord skiljer sig från övrig mineraljord på grund av dess speciella geotekniska egenskaper, se kapitel 2.1.3. I detta fall bör en kombination av olika fält- och laboratoriemetoder användas för att erhålla en god uppskattning av hållfastheten. Larsson et al. (2007a) har i SGI:s Rapport 69 tagit fram råd och rekommendationer gällande bestämning av den odränerade skjuvhållfastheten i sulfidjord utifrån fält- och laboratorieförsök. Valet av undersökningsmetoder till detta examensarbete har baserats på dessa rekommendationer i anslutning till de tidigare utförda undersökningarna som har utförts i referenspunkten i undersökningsområdet. Det empiriska underlaget för utvärderingsmetoder i sulfidjord är begränsat och tillförlitligheten är därmed svårbedömd. Nedan redogörs i korthet för vilka undersökningsmetoder som är rimliga att använda vid bestämning av den odränerade skjuvhållfastheten i sulfidjord (Larsson et al., 2007a). CPT-sondering CPT-sondering är en in-situ metod som ger en detaljerad presentation av jordlagerföljder och en preliminär jordartsklassificering, vilket är metodens huvudsakliga syfte. CPT-sondering är numera en vanligt förekommande sonderingsmetod i Sverige och kan användas i allt från mycket lösa kohesionsjordar och organiska jordar till grov sand. Med tanke på att sonderingen utförs med enbart tryck, utan slag och vridning kan det uppkomma svårigheter att penetrera gruslager och mindre stenar kan resultera i sonderingsstopp (Larsson, 2007). Sonderingsresultaten utgörs av spetstryck, mantelfriktion och portryck, dessa kan sedan användas för att utvärdera jordlagerföljd, preliminär klassificering och ytterligare materialparametrar i redovisningsprogrammet CONRAD som har tagits fram av SGI. Viktiga stabilitetsparametrar som utvärderas är förkonsolideringstryck, överkonsolideringsgrad och odränerad skjuvhållfasthet. Till exempel sulfidlera utvärderas i CONRAD som lera på grund av att programmet inte kan registrera varken sulfidinnehåll eller organiskt innehåll. Som komplement till detta bör alltid CPT kombineras med skruv- och/eller kolvprovtagning för att kunna göra en manuell klassificering av det sonderade materialet och säkerställa jordens faktiska egenskaper (Larsson, 2007). 14 LITTERATURSTUDIE Vingförsök Vingförsök är en metod för att in-situ kunna bestämma den odränerade skjuvhållfastheten i kohesionsjord. Vingdonet består av två vinkelräta sammanfogade plåtar som på valt djup roteras till jorden går till brott. Upptill finns ett mätinstrument som avläser det vridmoment som applicerats för att rotera vingdonet. Det finns olika storlekar på vingdonen för att samma mätinstrument ska kunna användas för både fastare och lösare kohesionsjordar. Det maximalt uppmätta momentet används sedan vid utvärdering av den odränerade skjuvhållfastheten. Residualhållfastheten τr kan också utvärderas om vingen fortsätts rotera efter att jorden gått till brott (SGF, 2013). Kolvprovtagning Kolvprovtagning är en metod som tillåter ostörd provtagning av jordprover avsedda för undersökningar i laboratorium. Vid provtagning med en kolvprovtagare förs provtagaren ner till önskad provtagningsnivå och där stansas jordprovet ut med provhylsor som är försedd med en skäregg medan provtagningsdonet hålls kvar på utgångsnivån. Med begreppet ostörda prover menas att efter provtagning ska proverna ha behållit sina geotekniska egenskaper som de hade på sin provtagningsnivå ute i fält. Detta är för att kunna erhålla relevanta resultat vid avancerade laboratorieförsök som ödometerförsök, direkta skjuvförsök, triaxialförsök och permeabilitetsförsök (SGF, 2009). Vid provtagning, transport och hantering i laboratoriet av kolvproverna ska vibrationer och temperaturvariationer undvikas (SGF, 2009). Framförallt prover med löst lagrad silt är extremt vibrationskänsliga och ställer höga krav. Störs jorden i provhylsan för mycket kan resultaten från laboratorieförsöken bli felaktiga och vilseledande. Resultaten används sedan vid beräkningar och simuleringar för, till exempel, en geokonstruktion som ska konstrueras i eller på jorden. En eventuell störning av jordprovet går inte att kompensera för (Larsson et al., 2007a). Rutinundersökningar En geoteknisk rutinundersökning innefattar ett antal enklare laboratoriemetoder för att fastställa egenskaper, karaktäristiska värden och parametrar för en jord. Försöken utförs på ostörda jordprover som erhålls från kolvprovtagning i fält. Tabell 3 visar de metoder som använts vid rutinundersökningarna i detta examensarbete samt vilken parameter som utvärderas för varje metod. Samtliga metoder utfördes enligt svensk standard. Tabell 3. Utförda rutinundersökningar enligt svensk standard. Rutinförsök Jordartsklassificering Bryt- och tryckförsök* Skrymdensitetsbestämning Torkning av jordprov Fallkonförsök Glödgningsförsök Parameter Jordartsklassificering Jordartsklassificering Skrymdensitet ρ [t/m3] Naturlig vattenkvot w [%] Odränerad skjuvhållfasthet τfu,k [kPa] Sensitivitet St [-] Konflytgräns wL [%] Organiskt innehåll [%] Referens/standard Karlsson och Hansbo Karlsson och Hansbo SS 02 71 14 SS 02 71 16 SS 02 71 20 SS 02 71 05 *Bryt och- tryckförsök är en metod som vanligtvis inte inkluderas i rutinundersökningarna. Denna metod rekommenderas som tilläggsförsök enligt Karlsson och Hansbo (1984) som komplement till jordartsklassificeringen då den aktuella jorden har betydande innehåll av organiskt material, till exempel sulfidjord. 15 LITTERATURSTUDIE Triaxialförsök I en triaxialapparat utförs avancerade skjuvförsök för att simulera skjuvningsförloppen och bestämma dränerad och odränerad skjuvhållfasthet för den aktiva och passiva skjuvzonen (Larsson et al., 2007b). Triaxialapparaten används även vid utvärdering av jordens kompressionsegenskaper (Axelsson, 1998). Ett jordprov innesluts i ett gummimembran och placeras i en cell i triaxialapparaten som sedan fylls med vätska. Lasten på jordprovet kan sedan appliceras genom ett axialtryck av en kolv som trycker ovanifrån eller genom att variera det radiella trycket i den omslutande vätskan eller en kombination av båda beroende på syftet med försöket. Vid skjuvhållfasthetsutvärdering mäts deviatorspänning, det totala medeltrycket, deformation samt portryck om provet skjuvas odränerat. Mätvärdena loggas i en dator och jordens hållfasthetsegenskaper kan sedan avläsas ur tabellerade värden eller plottade grafer. Direkta skjuvförsök För att erhålla dränerad och odränerad skjuvhållfasthet i den direkta skjuvzonen används den direkta skjuvapparaten. Resultaten kan användas direkt utan korrektioner varför direkta skjuvförsök ofta används för att verifiera skjuvhållfastheter från in-situ metoder som vingförsök och CPT (SGF, 2004). Ett jordprov med vanligtvis höjden 20 mm och diametern 50 mm monteras in i skjuvapparatens provcell som sedan sätts in i skjuvapparaten. Innan själva skjuvningen av jordprovet påbörjas rekonsolideras provet till dess förkonsolideringstryck som det hade in-situ och sedan avlastas eller pålastas till den överlast som provet ska skjuvas för (Axelsson, 1998). Vid skjuvning av provet appliceras en skjuvlast (T) från provets ena sida. Under skjuvningen mäts normalspänning (N), skjuvspänning (τ), provets vinkeländring (γ), provhöjd (h) samt portryck (u) om odränerade förhållanden råder. Vanligtvis uppkommer brott vid en vinkeländring av 0,15 radianer, se kapitel 3.3.3. En schematisk skiss över skjuvapparatens utseende och funktion visas i figur 9. Som vid skjuvning i triaxialapparaten loggas värdena i en dator där den maximalt uppmätta skjuvspänningen motsvarar jordens skjuvhållfasthet. För jord som sulfidjord som ofta är uppbyggd av skikt av lera och silt är detta en lämplig metod att använda på grund av att själva skjuvningen sker i samma plan som skikten (Axelsson, 1998). Se svensk standard SS 02 71 27. Figur 9. Schematisk bild över den direkta skjuvapparatens utseende och funktion (Axelsson, 1998). 16 LITTERATURSTUDIE 2.2.5 Odränerad direkt skjuvning av kontraktant respektive dilatant jord Vid dränerad skjuvning kommer jorden att öka (dilatera) eller minska (kontraktera) i volym beroende på om den är över- respektive normalkonsoliderad. Vid odränerad skjuvning kommer porvatten i jorden att förhindra all form av volymändring. Istället kommer portrycksförändringar att vara en betydande faktor för den odränerade skjuvhållfastheten (Axelsson, 1998). För att förklara mekanismen vid odränerad skjuvning betraktas ett fiktivt lerprov som skjuvas i en triaxialapparat. Skjuvningsförloppet och den odränerade skjuvhållfastheten förklaras med hjälp av total och effektiv medelspänning, deviatorspänning, genererat portryck samt deformationer, se ekvation 6 – 8 samt figur 10 för en illustration av de verkande spänningarna (Axelsson, 1998). Följande teori följer Mohr-Coulombs brottkriterium. Total medelspänning uttrycks som 1 3 𝑝 = (𝜎1 + 𝜎2 + 𝜎3 ) där σ1-σ3 är huvudspänningarna. Den effektiva medelspänningen uttrycks 1 3 (6) 𝑝′ = 𝑝 − 𝑢 = (𝜎1′ + 𝜎2′ + 𝜎3′ ) = 𝜎𝑎′ = 𝜎𝑟′ (7) 𝑞 = 𝜎𝑎′ − 𝜎𝑟′ = Δ𝜎𝑎′ (8) och deviatorspänningen fås av där u är portryck och σ1’ - σ3’ är de effektiva huvudspänningarna samt σa’ och σr’ är den effektiva axiella respektive radiella spänningen. Figur 10. Spänningssituationen på ett jordprov i en triaxialapparat (Larsson, 2008). 17 LITTERATURSTUDIE Odränerad skjuvning av kontraktant jord Lerprovet förkonsolideras till det totala medeltrycket p1 som vid avslutad konsolidering är lika med det effektiva medeltrycket p1’ som verkar på kornskelettet. Jorden är efter konsolidering normalkonsoliderad. När skjuvningen av provet påbörjas ökas deviatorspänningen medan det totala medeltrycket hålls konstant. Vid odränerad skjuvning kommer den effektiva spänningsvägen (ESP) i p’:q-planet att styra skjuvkurvans utseende i ε:q-planet där ε är deviatortöjningen. När den effektiva spänningsvägen träffar brottlinjen har jordens maximala skjuvhållfasthet uppnåtts, figur 11b. I ε:q-planet (figur 11a) ses att vid samma deviatorspänning som ESP träffar brottlinjen planar skjuvkurvan ut och går till synes asymptotiskt vid brottspänningen. Som en jämförelse har Axelsson (1998) i figur 11a ritat in skjuvkurvan som skulle erhållas vid dränerad skjuvning för samma effektiva medeltryck p’ (punkt-streckad). I detta fall skulle den effektiva spänningsvägen gå vertikalt rakt upp på samma sätt som den totala spänningsvägen (TSP) vid odränerad skjuvning. Figur 11c visar de genererade portryck som uppkommer vid skjuvning och som bidrar till den reducering av skjuvhållfastheten som skulle ha erhållits under dränerade förhållanden (Axelsson, 1998). Figur 11. Skjuvning av kontraktant jord. a) Skjuvkurvan - deviatorspänning plottad mot deviatortöjning. b) Den totala (TSP) och effektiva (ESP) spänningsvägen mot brottlinjen. c) Genererat portryck. (Axelsson, 1998). 18 LITTERATURSTUDIE Odränerad skjuvning av dilatant jord Samma procedur som ovan upprepas fast denna gång på ett dilatant jordprov. Provet förkonsolideras så att den effektiva medelspänningen som verkar på kornskelettet är p’1 = p1. Deviatorspänningen ökas medan den totala medelspänningen hålls konstant för att erhålla en total spänningsväg som går vertikalt upp mot brottlinjen se figur 12b. Till skillnad från det kontraktanta provet vill jorden i detta fall istället dilatera, det vill säga öka i volym. I det odränerade fallet är jorden vattenmättad och detta förhindrar all form av volymändring. Istället är skjuvning endast möjlig genom att det sker en ökning av det effektiva medeltrycket som eliminerar dilatansen. Ökningen av det effektiva medeltrycket orsakas av portrycksminskningen -Δu = Δp’ i samband med skjuvningen. Den effektiva spänningsvägen kommer som resultat av att det effektiva medeltrycket successivt att öka under skjuvningen. Detta gör att ESP kommer att vika av till höger om TSP, se figur 12b. Differensen mellan ESP och TSP för en viss deviatorspänning svarar mot portrycksminskningen som uppnåtts vid samma spänningssituation. Figur 12c visar portrycksminskningen som funktion av deviatortöjningen. När skjuvkurvan planar ut för en viss deviatorspänning och den effektiva spänningsvägen träffar brottlinjen har den maximala deviatorspänningen (brottspänningen) uppnåtts och provet går till brott, se figur 12a och b (Axelsson, 1998). Figur 12. Skjuvning av dilatant jord. a) Skjuvkurvan - deviatorspänning plottad mot deviatortöjning. b) Den totala (TSP) och effektiva (ESP) spänningsvägen mot brottlinjen. c) Genererat portryck. (Axelsson, 1998). I och med att skjuvning i en triaxialapparat uttrycks i deviatorspänning måste de uppnådda maximala spänningarna sedan räknas om för att erhålla jordens skjuvhållfasthet. Om skjuvningen istället utförs i en direkt skjuvapparat erhålls den odränerade skjuvhållfastheten direkt i och med att den maximalt uppnådda skjuvspänningen motsvarar jordens skjuvhållfasthet (Axelsson, 1998). 19 LITTERATURSTUDIE 2.3 Pålgrundläggning 2.3.1 Allmänt om pålar En påle definieras som ett i jorden oftast vertikalt eller i det närmaste vertikalt långsmalt konstruktionselement. Målet med pålning är att sprida den påförda lasten från överbyggnaden ner till den omgivande jorden via pålen (Olsson och Holm, 1993). Pålning är klassificerad som en djupgrundläggningsmetod. Pålen eller pålgruppen överför påförd last genom svaga eller instabila jordlager ner till djupare mer bärkraftiga jordlager, till exempel hårt packad bottenmorän eller ett underliggande berglager. Syftet är att öka bärförmågan och/eller att reducera sättningar. Lasterna överförs till omgivande jord genom spetsen, manteln eller en kombination av dessa, se figur 13 (Axelsson och Magnusson, 1999). Pålningsmetoden används främst om de rådande geotekniska förhållandena gör det svårt eller olämpligt att grundlägga med ytliga fundament som till exempel plattor eller plintar, på grund av att jordens bärförmåga inte är tillräckligt hög eller att sättningarna skulle bli för stora. Exempel på förhållanden där pålning ofta används är när relativt djupa lager av lös lera, torv, dy eller gyttja förekommer nära eller närmast markytan (Stål et al., 1984). Begreppet en pålad grundkonstruktion kan sammanfattas som ett system med pålar som även normalt inkluderar ovanliggande pålsulor, plattor och balkar. Plattorna eller balkarna kan sinsemellan förena två eller flera grupper av pålar. Enligt Olsson och Holm (1993) kan pålarna klassificeras och indelas enligt följande egenskaper: • • • • funktionssätt (spetsburna, mantelburna) omgivningspåverkan (massförträngande, icke massförträngande) material (betong, stål, trä, etc.) utförandesätt (slagna, borrade, vibrerade, schaktade etc.). Vilken pålningsmetod som är vanligast skiljer sig mellan olika länder på grund av olika geotekniska och geologiska förhållanden. Även klimat, typ av byggnader, normer, tradition och kultur är faktorer som spelar in vid valet av pålningsmetod. Utifrån pålars funktionsätt kan dessa delas upp i de två olika huvudkategorierna spetsburna (stödpålar) och mantelburna (friktionspålar och kohesionspålar). Figur 13. Principen för spetsburen påle (v) och mantelburen (h). Den påförda lasten Q tas upp av spetsen Qs eller den uppkomna friktionen/adhesionen längs med mantelytan Qm (Olsson och Holm, 1993). 20 LITTERATURSTUDIE Vad som skiljer påltyperna åt är hur den påförda lasten sprids till den omgivande jorden och ner till ett bärkraftigt jordlager alternativt fast berg. Pålar slagna till ett mindre fast jordlager utgör ett mellanting mellan spetsburna och mantelburna pålar, det vill säga en kombinationspåle. Om pålen är stoppslagen eller ej är också avgörande för om den verkar som spets-eller mantelburen (Olsson och Holm, 1993). En spetsburen påle överför huvuddelen av den påförda lasten från toppen ner till pålspetsen och vidare till det underliggande bärande jordlagret eller berg. Spetsburna pålars last-och deformationsegenskaper styrs av pålelementets elastiska egenskaper, spetsareans storlek samt med hänsyn till egenskaperna och bärförmågan på det underliggande lagret. Den last som överförs via manteln är försumbar och tas ej hänsyn till vid dimensionering (Olsson och Holm, 1993). Mantelburna pålar överför huvuddelen av den påförda lasten till den omgivande jorden genom uppkomna skjuvspänningar i kontaktytan mellan pålens mantelyta och jorden, se figur 13. Skjuvspänningarna orsakas av friktion eller adhesion längs med pålens mantelyta. Kraftöverföringens storlek beror på effektiviteten av de uppkomna friktions- och adhesionskrafterna. Dessa styrs av markens rådande geotekniska förhållanden, bland annat den omgivande jordens effektiva normaltryck mot pålens mantel, mantelytans skrovlighet och jordens inre friktionsvinkel. Mantelburna pålar benämns som friktions- eller kohesionspåle beroende på det omgivande jordmaterialet (Stål et al., 1984). En friktionspåle är slagen i friktionsjord, till exempel sand eller grus. En kohesionspåle omges av kohesionsjordar som exempelvis lera och karakteriseras av att i stort sett hela pålens belastning (90-95%) överförs genom adhesion (kohesion) längs pålens mantelyta (Stål et al., 1984). En liten del av den påförda lasten överförs via pålspetsen, detta är dock något som försummas vid dimensioneringsberäkningar i kohesionsjord eftersom bärförmågan som pålspetsen bidrar med är så liten i förhållande till pålens totala bärförmåga. (Olsson och Holm, 1993). Pålar kan vara tryckta, dragna eller sidobelastade. En tryckt påle är i huvudsak endast utsatt för en tryckbelastning. Vid användning av en dragen påle är det pålens draghållfasthet som utnyttjas. I till exempel offshorekonstruktioner och vid en eventuell jordbävning utsätts pålar för stora sidokrafter och moment (Stål et al., 1984). I figur 14 visas de uppkomna brottzoner pålspetsen för en spetsburen respektive mantelburen påle. Figur 14. Brottzonerna vid pålspetsen, till vänster en spetsburen påle och till höger en mantelburen påle (Axelsson och Magnusson, 1999). 21 LITTERATURSTUDIE Pålens samverkan med den omkringliggande jorden ser olika ut för friktions- respektive kohesionspålar, se figur 15. I friktionsjordar ökar friktionen linjärt med djupet upp till en viss gräns, därefter är friktionen längs mantelytan konstant med djupet. I kohesionsjordar styrs adhesionen av den odränerade skjuvspänningen som uppkommer längs med pålens mantelyta. Normalt går det inte att tillgodoräkna någon mantelbärförmåga i det övre lagret av till exempel torrskorpelera (Axelsson och Magnusson, 1999). Torrskorpelera bildas i de övre lagren till följd av uttorkning, tjälning och vittring under årens lopp (Larsson, 2008). Figur 15. Samverkan med den omkringliggande jorden för en friktionspåle (v) och en kohesionspåle (h) (Axelsson och Magnusson, 1999). Utifrån omgivningspåverkan som styrs av pålens tvärsnittsarea och installationsmetod delas pålar in i följande underkategorier: • • jordförträngande icke jordförträngande. Exempel på en icke jordförträngande påle är så kallade grävpålar. Först grävs ett hål i marken där pålen placeras eller gjuts på plats, urgrävningen ingår som en del i installationsprocessen. Vid installation av jordförträngande pålar, till exempel träpålar eller prefabricerade betongpålar, packas jorden runt pålen i friktionsjord. Medan jorden i kohesionsjord huvudsakligen pressas åt sidan under nedslagningen. De störningar som jorden utsätts för under pålningsarbetet påverkar dess egenskaper (Stål et al., 1984). Mer information om pålarnas effekt i kohesionsjordar finns i kapitel 2.3.3. 22 LITTERATURSTUDIE 2.3.2 Träpålar Inledning Att grundförstärka med träpålar är sannolikt en av de äldsta grundläggningsmetoderna och har använts under många århundraden. Jämfört med andra påltyper har träpålar fördelen att de är billiga, enkla att hantera och lätta att kapa till önskad längd efter installation. De två vanligaste materialen för tillverkning av träpålar är tall (furu) och gran. Det är viktigt att träpålarna består av friskt virke och inte har inslag av gående blåträ eller insektsangrepp. Träpålar används i huvudsak som kohesionspålar och tillämpas främst då de geotekniska förhållandena utgörs av lerlager med en tjocklek på över 30-40 meter. I sådana situationer blir det för dyrt att använda spetsburna pålar på grund av att avståndet ner till fast botten orsakar stora materialkostnader (Stål et al., 1984). Träpålarna utgjorde cirka 5 % av det totala antalet installerade pålmeter i Sverige år 2011 (Pålkommissionen, 2012). Bankpålning, ställningspålning (kohesionspålning) och så kallad pliggpålning (packning av friktionsjord) är de vanligaste tillämpningsområdena för träpålar. Träpålar används sällan som stödpålar (stödkonstruktion) eller som friktionspålar eftersom pålarna riskerar att splittras eller knäckas (Stål et al., 1984). Risken för skador och knäckning under nedslagningen gör att träpålar inte lämpar sig i fast lagrad sand, grus, morän och jord innehållande block eller sten (Olsson och Holm, 1993). Träpålars dimensioner och installationsutförande Den maximala längden för oskarvade träpålar är normalt cirka 18 meter. Vid slagning i lera eller lös friktionsjord bör träpålar ha en spetsdiameter på minst 125 mm. För förhållanden med fast friktionsjord bör spetsdiameter ökas till minst 150 mm (Olsson och Holm, 1993). Träpålar har en konisk form och diametern ökar mot rotändan. Träpålarna installeras med rotändan uppåt För träpålar från norra Sverige motsvarar denna ökning cirka 8 mm per längdmeter samt cirka 10-12 mm per längdmeter för mellersta och södra Sverige (Stål et al., 1984). Resultat från utförda tester med koniska och cylindriska stålpålar visar att bärförmågan var avsevärt högre för de koniska pålarna jämfört med de cylindriska (Massarsch et al., 1997). Träpålar bör vara så raka som möjligt och på en mätt tre meters sträcka får träpålens avvikelse från en rät linje vara maximalt 1:100 (Stål et al., 1984). Skarvning av träpålar ska i möjligaste mån undvikas då detta medför en försvagning av pålen eftersom skarven i regel har låg draghållfasthet. För att skydda pålspetsen och minimera risken för splittring av denna används vanligtvis en sprickring av stål som är placerad några centimeter ovanför pålspetsen (KTH, 1986). Livstid Pålar är i praktiken inte inspekterbara eller reparerbara när den ovanliggande konstruktionen har uppförts. Därför är det viktigt att grundläggningsarbetet utförs med omsorg och kvalitet. Om delar av en installerad träpåle sticker upp ovanför grundvattenytan angrips den av röta. Detta leder till reducerad bärförmåga och redan efter 5-10 år kan bärförmågan vara kraftigt nedsatt. Träpålar som är tilltänkta att användas för permanenta konstruktioner bör endast användas i förhållanden där det är möjligt att säkerhetsställa att de ständigt befinner sig under grundvattenytan, utan risk för framtida grundvattensänkningar. Det är även viktigt att ta i beaktning att grundvattenytan inte är konstant utan varierar och sällan befinner sig på en stabil nivå. Det finns tillämpbara metoder för att skydda träpålarna från röta om de sticker upp ovanför grundvattenytan (Olsson och Holm, 1993). 23 LITTERATURSTUDIE 2.3.3 Träpålars störningspåverkan i kohesionsjord Vid nedslagning av pålar i marken sker en direkt påverkan (störning) av jorden i området närmast pålarna. Spänningstillståndet i jordskelettet förändras och detta gäller både för kohesions- och friktionsjordar. Pålslagningen ger upphov till strukturella störningar i jorden vilket kan leda till avsevärda egenskapsförändringar. Vid pålslagning i lera inträffar ofta fenomenen horisontalförskjutningar och markhävning till följd av massundanträngningen. Efter att störningen ägt rum i samband med pålinstallationen är pålens bärförmåga nedsatt, men kommer sedan öka igen med tiden allt eftersom jorden konsoliderar (Olsson och Holm, 1993). I kohesionsjordar och i synnerhet lös lera är effekten av störningen extra kraftig och en stor del av lerans ursprungliga skjuvhållfasthet förloras direkt vid pålnedslagningen samtidigt som porvattenövertrycket ökar till följd av massundanträngningen. Pålens bärförmåga beräknas enligt svensk praxis utifrån lerans odränerade skjuvhållfasthet som i sin tur är beroende av porvattentrycket. En ökning av portrycket innebär en reducering av pålens bärförmåga och vice versa. Desto högre sensitivitet St kohesionsjorden har desto mer reduceras den odränerade skjuvhållfasthet insitu cu vid pålslagningen. Enligt Olsson och Holm (1993) beskrivs sambandet som 𝑐𝑢,𝑠𝑠ö𝑟𝑟 = 2∗𝑐𝑢 𝑆𝑡 (9) mellan sensitiviteten St och den störda lerans skjuvhållfasthet cu,störd. Efter att pålslagningen är avslutad sker med tiden en rekonsolidering av leran runt pålen och skjuvhållfastheten ökar igen. Denna rekonsolideringsprocess beskrivs mer ingående i sulfidjords kapitel 2.2.3. Är kohesionsjorden normalkonsoliderad återfår den ungefär sin ursprungliga hållfasthet. Om kohesionsjorden är överkonsoliderad kan den förväntas bli normalkonsoliderad efter rekonsolideringen (Olsson och Holm, 1993). Rekonsolideringen och den tiden det tar är av stor betydelse för pålens funktion. Det är av stor vikt att tillräcklig bärförmåga uppnås så fort som möjligt. Angående den störda zonens utbredning anges ett riktvärde på att denna expanderar sig likt en cylinder till ett avstånd av cirka 1-2 påldiametrar från pålen, se figur 16. Utanför denna zon är skjuvhållfasthetsreduktionen liten och borde normalt inte påverka till exempel närliggande konstruktioner. Portrycksökningen som bildas vid pålinstallationen kan dock sträcka sig längre, cirka 10 påldiametrar bort från pålen (Massarsch, 1976). . Figur 16. Illustration av markhävningen och störningszonens utbredning runt en slagen kohesionspåle samt porvattentrycksutvecklingen (KTH, 1986). 24 LITTERATURSTUDIE Det förhöjda portrycket i samband med pålnedslagningen kan orsaka problem i form av sprickbildning i marken intill pålarna, falska pålstopp eller upplyftning av pålarna. Exempel på möjliga åtgärdsmetoder är att sänka pålslagningstakten eller att borra långa hål i marken och fylla dessa med icke kapillära material som till exempel grus och därigenom sänka portrycket (Axelsson och Magnusson, 1999). Eventuell jordundanträngning riskerar att orsaka stabilitetsproblem till följd av reducerade effektivspänningar, minskad odränerad skjuvhållfasthet eller förhöjda horisontalspänningar. Konsekvensen kan bli jordskred vid pålning intill schakter eller naturliga slänter. Allmänt gäller att den undanträngda jordvolymen motsvarar pålarnas volym minus den volym lera som tas bort vid eventuell proppdragning. Att minska den undanträngda lervolymen och därigenom minska markhävningarna och sidoförskjutningen genom att dra lerproppar kan vara användbart när det finns närliggande byggnader som riskerar att skadas i samband med pålslagningen. Själva proppdragningen utförs med lerproppsrör som trycks eller slås ner i marken, leran tränger då in i röret och följer med när röret återigen dras upp (Olsson och Holm, 1993). Jordundanträngningens riktning styrs av de geometriska förhållandena och spänningstillståndet i jorden. Generellt sett gäller ”minsta motståndets lag”. Effekterna av jordundanträngningen blir horisontalrörelser och markhävningar i omgivningen. De horisontella rörelserna kan liknas vid en radiell kompression med påföljande konsolidering av jorden mellan träpålarna (Hintze et al., 1997). Enligt studier gjorda av bland annat Hellman (1981), Dugan och Freed (1984) visas att markhävningen som inträffar på grund av jordundanträngning vid en horisontell markyta, begränsas av linjer i 45⁰ lutning från pålspetsen och uppåt, se Figur 16. Direkt efter att markhävningen ägt rum sker en rekonsolidering av den påverkade lervolymen. Denna rekonsolidering kan orsaka stora sättningar och påhängslaster på pålarna. Negativa effekter för bärförmågan kan inträffa vid slagning av nya pålar intill tidigare slagna pålar. Risken finns att jorden uppluckras under den befintliga pålens spets, vilket reducerar dess bärförmåga (Olsson och Holm, 1993). Tidsaspekt för återhämtningen av porvattentryck och lerans skjuvhållfasthet Porvattentrycksökningens storlek beror på jordens egenskaper och pålslagningsarbetets omfattning. I huvudsak styrs återhämtningen av lerans skjuvhållfastheten med tiden av hur snabbt utjämningen sker av porvattenövertrycket som bildades i samband med pålinstallationen. Enligt Olsson och Holm (1993) är de styrande faktorerna för portrycksutjämningen: typ av lera, pålmaterial, pålens dimension och form samt avstånd mellan pålarna. I en lös normalkonsoliderad lera brukar bärförmågan, som beräknas utifrån lerans odränerade skjuvhållfasthet och som används vid dimensioneringen, normalt anses vara uppnådd efter • • • cirka 2 månader för träpålar cirka 4 månader för betongpålar cirka 6 månader för stålpålar. Denna utjämning av porvattentrycket och bärförmågetillväxten anses i en fast överkonsoliderad lera vara uppnådd ännu snabbare, cirka 1 månad efter pålslagningen. Enligt Crooks et al. (1980) kan den uppkomna porvattentrycksökningen vid pålslagningen antas utjämnas relativt snabbt. Redan efter ett dygn har portrycksökningen minskat till hälften. I friktionsjord kan denna porvattentrycksutjämning ske ännu snabbare. På grund av svårigheterna med att förutse storleken av portrycksökningarna i projekt där pålslagningen kan tänkas bidra till stabilitetsproblem bör portrycksmätare installeras för att kunna övervaka portrycket (Olsson och Holm, 1993). 25 LITTERATURSTUDIE Portrycksmätningar som utförts och presenterats av Sällström (2001) visade att två veckor efter utfört träpålningsarbete hade portrycket i stort sett återgått till ursprungligt värde. 2.3.4 Bärförmåga Med den geotekniska bärförmågan avses jordens och/eller bergets förmåga att längs en påles mantel och vid pålspetsen ta upp påförda lasteffekter utan att det uppstår brott i jord eller att skadliga rörelser uppstår. Beräkningsmetoderna för mantelburna kohesionspålars bärförmåga i lera baseras vanligtvis på uppmätta geotekniska parametrar och empiriska faktorer. Generellt delas dessa in i två grupper: • • totalspänningsanalys (α-metoder) effektivspänningsanalys (β-metoder). Genom åren har totalspänningsanalysen varit den dominerande metoden i Sverige. Pålens bärförmåga uttrycks som funktion av jordens odränerade skjuvhållfasthet ϲu. En av fördelarna med denna analysmetod är att den styrande parametern för odränerad skjuvhållfasthet relativt enkelt kan bestämmas. För mantelburna pålar i kohesionsjord finns det ett antal installationseffekter som inverkar på pålarnas bärförmåga och är viktiga att ta hänsyn till. Under installationen och omedelbart därefter påverkar bland annat följande faktorer kohesionspålens bärförmåga • • • • störning och förändring av omkringliggande jordstruktur förändringar i spänningstillståndet i jorden närmast pålen ökning och utjämning av porvattentryck i jorden omkring pålen sekundära effekter som succesivt ger jorden en ökad hållfasthet med tiden (tixotropa effekter). Bärförmågan hos en spetsburen påle bestäms i de fall den är slagen till ett fast jordlager i huvudsak av dess spetsbärighet. Störst betydelse för en spetsburen påles last- och deformationsegenskaper har pålmaterialets elastiska egenskaper, pålens spetsarea och jordens egenskaper under pålspetsen (Olsson och Holm, 1993). Verifiering av kohesionspålars bärförmåga Förutsatt att det inte finns lokala erfarenheter av tidigare genomförda träpålningsprojekt i snarlika geotekniska förhållanden bör den beräknade bärförmågan normalt verifieras genom provbelastning. För mantelburna kohesionspålar i överkonsoliderad lera verifieras normalt bärförmågan med hjälp av statisk provbelastning. Om inte denna verifiering utförs måste dimensioneringen utföras konservativt, det vill säga med extra hög säkerhetsfaktor, vilket ofta även innebär ökade kostnader för projektet (Olsson och Holm, 1993). Den andra vanliga verifieringsmetoden är dynamisk provning av pålar genom stötvågsmätning används sällan för kohesionspålar. Anledningen till detta är att pålens bärförmågetillväxt sker under en relativt lång tidsperiod (flera månader) samt att provningen orsakar en ”ny” störning av jorden runt pålen. Därför används ofta dynamiskt testade pålar endast som ”rena” provpålar. Bärförmågan hos provpålar blir nedsatt och kan inte anses likvärdig med bärförmågan hos projektets produktionspålar (Olsson och Holm, 1993). 26 LITTERATURSTUDIE 2.4 Norrlandspålning 2.4.1 Inledning Vid väg- och järnvägsbyggnationer på dålig undergrund är det i vissa fall nödvändigt med förstärkningsmetoder i syfte att säkra bankens stabilitet, öka jordens bärförmåga och förhindra att skadliga sättningar uppträder med tiden (Stål et al., 1984). Den aktuella förstärkningsmetoden i Vibbyn som går under namnet ”Norrlandspålning” är en variant av bankpålning och bygger på att träpålarna ska fungera som sättningsreducerande vertikala konstruktionselement, se figur 17. Figur 17. Bankpålningskonstruktion och de olika samverkande delelementen (Vägverket, 1995). Namnet Norrlandspålning kommer från att metoden främst används längst med Norrlandskusten där sulfidjordar är mer vanligt förekommande. Vid projektering av vägar och järnvägar på sulfidjordar har det funnits ett behov av enkla och billiga sättningsreducerande åtgärder. Det är i områden med just sulfidjordar som Norrlandspålningen har sin största fördel kontra andra förstärkningsmetoder. Trafikverket har goda erfarenheter av metoden och den har inneburit besparingar både ekonomiskt och miljömässigt jämfört med till exempel utskiftningar av sulfidjordar som innebär stora kostnader och negativ miljöpåverkan i form av deponering (Trafikverket, 2013). Norrlandspålning klassas enbart som sättningsreducerande, metoden kan inte tillgodoräknas vid bärighets- eller stabilitetsberäkningar. Metoden har dock en viss stabiliserande effekt och det har förkommit fall där Trafikverket räknat hem projektet genom att anta att trafiklasten och i viss mån banklasten kan elimineras på grund av de installerade träpålarna (Trafikverket, 2013). För Norrlandspålningsmetoden har de traditionella bankpålningsplattorna, ersatts av två lager med geonät med mellanliggande krossmaterial, se figur 18. Figur 18. Utformning av en bank för Botniabanan Nordmaling-Norrsjön (Trafikverket, 2013). 27 LITTERATURSTUDIE 2.4.2 Verkningssätt Den generella principen för Norrlandspålningsmetoden är att all last i form av bankfyllning, lastfördelande lager och trafiklast ska överföras ner till bärkraftigt jordlager med hjälp av de fristående träpålarna utan att några deformationer uppkommer på vägytan. Detta sker via ett lastförddelande lager med styv geosyntetisk armering som har förankrats för att minimera horisontella rörelser. För att verkningsprincipen ska fungera måste fyllningen kunna bära sig själv genom valverkan där att de använda geosynteten tillsammans med jordmaterialet fungerar som ett lastfördelande lager och överbryggar zonen mellan träpålarna. Den högre styvheten hos träpålarna utgör en förstärkning av det omgivande jordmaterialet. Träpålarna pressas eller slås ner till bärkraftigt jordlager men inga stoppslagningskriterier finns eftersom träpålarna inte ska vara stoppslagna och inte funktionsmässigt verka som rena spetsburna pålar (Trafikverket, 2013). Avsaknaden av stoppslagningskriterier är huvudanledningen till att metoden inte går att tillgodoräkna sig vid stabilitetsberäkningar jämfört med bankpålning där kraven på pålinstallationen är annorlunda utformade. Principen för det lastfördelande jordarmeringslagret visas i figur 19. Träpålarna överlagras av ett 0,10 meter mäktigt tätjordslager, till exempel silt som överlagras av geotextil, N3. Därefter varvas krosslager med geosyntetisk armering. I fallet Vibbyn-Skogså användes en geotextil (typ geolon) som var utformad med en extra stark styvhet i ena riktningen. Denna lades först med styvheten i bankens längsled och sedan i dess tvärled (Trafikverket, 2013). Figur 19. Det lastfördelande lagrets utformning för Botniabanan Nordmaling-Norrsjön (Trafikverket, 2013). Valvverkanseffekten som uppstår mellan de fristående träpålarna kan liknas med en jordbalk som ”fångar upp” och fördelar lasten från överbyggnaden ner till träpålarna. Vid armerad bankpålning ska jordarmeringen vara dimensionerad för att uppta hela lasten av jordkilen som belastar markytan i det fria utrymmet mellan pålplattorna, se figur 20 (Trafikverket, 2011a). Figur 20. Jordarmeringen ska bära lasten från jordkilen (Trafikverket, 2011a). 28 LITTERATURSTUDIE Norrlandspålning utförs utan pålplattor men även i det fallet ska jordarmeringen bära upp hela lasten mellan påltopparna, utan att det bildas deformationer vid vägöverytan. Beräkningarna utförs utan hänsyn till mothåll/tillskott från jorden vilket kan liknas med att en ”luftspalt” eller ett hålrum uppstår under armeringen mellan träpålarna, se figur 21 (Trafikverket, 2013). Figur 21. Illustration av ”luftspalten” mellan pålarna (Trafikverket, 2011a). Om inte lastöverföringen till träpålarna fungerar korrekt på grund av att till exempel geosynteten inte har tillräcklig styvhet, kommer jorden i det fria utrymmet mellan påltopparna utsättas för en ökad vertikal last i form av den tidigare nämnda jordkilen (Trafikverket, 2013). Om det till följd av detta bildas sättningar under påltopparna, leder det till att valvet bryts sönder, geosynteten genomstansas av träpålarna och fyllningsmaterialet skulle tränga ner mellan påltopparna. Detta brottfenomen skulle orsaka en större belastning på markytan vilket i sin tur skulle leda till ytterligare sättningar (Stål et al., 1984). När lasterna påförs under vägbyggnationen medför de ett förhöjt portryck och en konsolidering av jordmaterialet mellan träpålarna. Under konsolideringsprocessen kommer geosynteten att deformeras/töjas och nätkraften ökar succesivt till följd av de ökade spänningarna. När portrycket har utjämnats och konsolideringen avslutats har ett statiskt jämnviktsläge uppnåtts. Det lastfördelande lagret kan liknas med lastfördelande grundplatta och en illustration av lastöveringen via geosynteten till träpålarna visas i figur 22 (Sällström 2001). Figur 22. Lasterna fördelas till påltopparna via det lastfördelande lagret (Tensar, 2013). 29 LITTERATURSTUDIE 2.4.3 Jordarmering Syftet med denna förstärkningsmetod är att öka jordens stabilitet och reducera sättningarna. Genom att placera jordarmeringen i underkant av till exempel väg- och järnvägsbankar förbättras stabiliteten genom att den kritiska glidytan styrs till fastare jordlager. Jordarmeringen innebär inte att bärförmågan för banken som helhet ökar. Jordarmeringen kan utföras med geonät, geotextil, stålstag eller stålnät. Stabilitetsåtgärder med jordarmering är aktuellt vid dåliga markförhållanden under banken till exempel lös lera, silt eller torv (Trafikverket, 2011a). Jordarmeringen skapar ett mothållande moment som förhindrar brott längst en cirkulärcylindrisk glidyta, se figur 23. Armeringen tvingar ner rotationscentrumet för den farligaste brottytan tills den kommer i nivå med armeringen förutsatt att armeringens draghållfasthet är tillräcklig för att förhindra att vägbanken förskjuts i sidled. Det maximala mothållande momentet erhålls när dragspänningen motsvarar armeringens draghållfasthet (Stål et al., 1984). Vid användning av vävarmering är det viktigt att denna förankras på ett tillfredställande sätt med till exempel tryckbankar som även har en stabilitetshöjande effekt (Stål et al., 1984). Vid jordarmering i underkant av bankar ska dimensioneringen säkerhetsställa att brott inte sker i armeringen, att inte den ovanliggande banken glider på armeringen och att jordkilen utanför armeringen är stabil (Trafikverket, 2011a). Figur 23. Jordarmerad vägbank och de potentiella brottfall som ska beaktas vid dimensionering (Trafikverket, 2011a). På marknaden finns ett flertal olika typer av vävda geotextilmaterial som kan användas som armering i jord. Material som inte är vävda (textilmaterial) är olämpliga att använda som armering på grund av att de ofta har låg draghållfasthet och det erfordras stora töjningar för att mobilisera denna. Vanliga geotextiler används istället främst som erosionsskydd i till exempel kanalslänter och som materialavskiljande lager för att förhindra att fyllning blandas med den underliggande jorden eller vice versa (Stål et al., 1984). För förstärkningsmetoden Norrlandspålning har både basetex geoduk och tvåaxiala geonät (SSLA) använts med framgång. 30 LITTERATURSTUDIE Armeringseffekt Vid användning av geonät uppnås armeringseffekten antingen genom förkilningseffekt eller friktionssamverkan, se figur 24. Geonät som bygger på den så kallade förkilningseffekten uppnår sin armerande effekt vid samverkan mellan armeringen och de omgivande jordmassorna. När de påförda massorna packas låser de fast i nätets öppningar, armeringen aktiveras sedan när konstruktionen belastas. Förkilningseffekten ger geonätet lika bra friktionsegenskaper som de omgivande massorna och kan därför nyttjas i de flesta typer av jordarmerade konstruktioner (Sällström, 2011). Figur 24. Armeringseffekter för geonät, friktionssamverkan (v) och förkilning (h) (Sällström, 2011). Principen bakom den andra armeringseffektstypen, friktionssamverkan, visas i figur 25 nedan. Eftersom geonät som mobiliserar sin armeringseffekt genom friktionssamverkan måste kunna deformeras fungerar de bra som till exempel bottenarmering i vägbankar grundlagda på dålig mark. De bildade deformationerna antas uppstå redan under byggtiden. Storleken på kraften Q som tas upp är beroende av normalkraften, friktionen mot det omkringliggande materialet och av att en betydande deformation bildas i armeringsnätet. Trycket p hos jordarmeringen beror på ovanliggande jords egenskaper. Ju högre densitet och ju lägre inre friktion jorden har, desto större blir trycket. (Sällström, 2001). Figur 25. Trycket p mot geonätet ger upphov till en deformation d och en dragkraft Q (Sällström, 2011). Vid bankpålning kombinerat med jordarmering, anses träpålarna och geonäten genom samverkan med omgivande jord ge undergrunden en förhöjd stabilitet. Det förhindrar uppkomsten av glidytor och minimerar eller eliminerar rörelser under bankfyllningen (Olsson och Holm, 1993). Kombination jordarmering och bankpålning kan även användas för att minska den erfoderliga plattäckningsgraden och ta hand om horisontalaster. Vidare kan armeringen nyttjas för att ta hand om jordtrycket utanför yttre pålraden eller för hela slänten då endast vertikala pålar används. I vanliga fall installeras lutande pålar i syfte att ta upp de horisontella lasterna men ett alternativ är alltså kombinationen av vertikala pålar och jordarmering (Trafikverket, 2011a). 31 LITTERATURSTUDIE 2.4.4 Utförande Träpålarna placeras i ett kvadratiskt eller triangulärt mönster och det generella c/c avståndet mellan träpålarna är 0,8-1,2 meter (Trafikverket, 2013). Som jämförelse är avståndet vid traditionell bankpålning med träpålar 1,5–2,2 meter (KTH, 1986). Diametern på de använda träpålarna är oftast 150-250 mm. Arbetsordningen för Norrlandspålning ser ut enligt följande 1. 2. 3. 4. 5. 6. 7. 8. urgrävning ner till önskad nivå för påltopparna nerpressning av träpålar till fastare jordlager kapning av uppstickande påltoppar utläggning av tät jord som skyddar pålarna från uttorkning och röta utläggning av geotextil utläggning av nedre lastfördelande lager och jordarmering utläggning av övre lastfördelande lager eventuell utläggning av överlast. Det framtagna pålavskärningsplanet bör vara beläget under eller nära den projekterade grundvattenytan, se figur 26. Installationen av träpålarna utförs vanligtvis med grävmaskin. Som tätjord används vanligtvis silt eftersom det är kapillärt och kan lyfta grundvattnet över påltopparna. I Vibbynfallet användes ett lager med finmorän istället för silt. Det är inte alltid praktiskt genomförbart att utföra pålavskärningsplanet under den befintliga grundvattenytan. Det täta jordlagret hjälper till att hålla syret borta, detta motverkar att träpålarna förmultnar och drabbas av rötangrepp vilket skulle orsaka ytterligare sättningar (Trafikverket, 2013). Figur 26. Bild efter att träpålarna kapats till projekterat pålavskärningsplan (2013-10-09). 32 METOD 3 METOD Kapitlet beskriver studiens undersökningsmetoder i fält och i laboratorium, samt utvärderingen av de upptagna jordproverna från Skogså. I detta avsnitt beskrivs även problematik med valda metoder och enligt vilka standarder arbetet utfördes. 3.1 Inledning Insamlingen av data har utförts genom olika geotekniska fält- och laboratorieundersökningar. Fältundersökningarna utfördes enligt rekommenderad standard av SGF (2013) och de metoder som använts är CPT-sondering, kolvprovtagning samt portrycksmätning med portrycksspets. Laboratorieundersökningar har sedan utförts på de ostörda proverna som erhållits från kolvprovtagningen. Laboratorieundersökningarna omfattas av rutinundersökningar och odränerade direkta skjuvförsök. Valet av undersökningsmetoder har gjorts för att kunna studera den odränerade skjuvhållfasthetens förändring utifrån olika metoders resultat och på så vis kunna göra en mer noggrann och tillförlitlig utvärdering. 3.2 Fältundersökningar 3.2.1 Omfattning och lokalisering Fältgeotekniska undersökningar har utförts i Vibbyn vid fyra olika tillfällen mellan oktober 2013 till januari 2014. En översiktsplan samt provområdets placering på Kippelbäcksbrons sydöstra sida visas i figur 27. Figur 27. Översiktskarta över väg 685, etapp 2, Vibbyn-Skogså där examensarbetets undersökningsområde intill Kippelbäcksbron är markerat med blå rektangel (Trafikverket, 2012a). Examensarbetets fältundersökningar omfattar åtta stycken undersökningspunkter i närområdet runt referenspunkten BH104 som utfördes av Vectura i augusti 2012 i samband med vägprojektets förundersökningar. Undersökningsmetoderna i referenspunkten omfattas av CPTsondering samt kolvprovtagning på tre nivåer. De i examensarbetet valda metoderna motsvaras av CPT-sondering och kolvprovtagning. Som tillägg till de ovan nämnda undersökningspunkterna installerades tre portrycksspetsar i den projekterade vägens mitt för mätning av portrycksförändringar och för att kunna studera konsolideringsförloppet efter att träpålarna installerats. 33 METOD En detaljerad planritning över undersökningspunkternas omfattning och placering i pålmönstrets mittpunkter kan ses i figur 28. Fältundersökningarnas tidpunkter, undersökta provpunkter samt utförda undersökningsmetoder för respektive provtagningstillfälle kan ses i tabell 4. Fältarbetet har utförts av Sweco vid samtliga undersökningstillfällen. Figur 28. Borrplan för fältundersökningarna som omfattade CPT, kolvprovtagning och BAT-spetsar. Tabell 4. Sammanställning av undersökningstillfällen och undersökningspunkter med respektive undersökningsmetoder samt plusnivån för markytan. Datum 2013-09-27 2013-10-17 2013-12-03 2014-01-28 Undersökningspunkter Undersökningsmetod SW1308 SW1301 SW1302 SW1309 SW1310 SW1311 SW1303 SW1304 SW1305 SW1306 3.2.2 Installation av foderrör Kolvprovtagning CPT-sondering Kolvprovtagning Installation av BAT-spets Installation av BAT-spets Installation av BAT-spets CPT-sondering Kolvprovtagning CPT-sondering Kolvprovtagning Markyta [m] 3,2 2,38 4,9 4,9 För att möjliggöra sondering och provtagning efter att vägöverbyggnaden hade konstruerats installerades sex stycken foderrör i stål med innerdiametern 110 mm som tilläts gå genom vägkroppen och kapades i nivå med den projekterade färdiga markytan. Foderrören installerades efter moräntäckningen hade påförts över de kapade pålarna och pressades ned genom det 0,7 meter tjocka moränlagret ned i den underliggande sulfidjorden. Foderrörens funktion var att säkra riktningen på borrhålet så att undersökningarna hamnade mitt emellan de installerade träpålarna, det vill säga förhindra att borrspetsen började avvika åt någon riktning och till exempel träffa en av träpålarna. Efter att samtliga fältundersökningar genomförts fylldes foderrören med sand. 34 METOD 3.2.3 CPT-sondering CPT-sondering har utförts vid 3 av de totalt 4 undersökningstillfällena. Sonderingarna har genomförts enligt rekommenderad standard av SGI (Larsson, 2007) men med avvikelser med avseende på neddrivningshastigheten som generellt sett alltid understeg 20 mm/s. CPT-sonderingarna har vid samtliga undersökningstillfällen utförs med klass 3 enligt SGF klassindelning (Larsson, 2007). Denna typ av sondering tillåter en kontinuerlig och detaljerad mätning av flertalet materialparametrar genom den sonderade jordprofilen utifrån registrerat spetstryck, portryck och mantelfriktion. Utifrån CPT-sonderingarna kan den odränerade skjuvhållfastheten cu det effektiva förkonsolideringstrycket σ’c samt överkonsolideringsgraden OCR utvärderas enligt SGI:s rekommendationer för sulfidjord (Larsson et al., 2007a). Dessa samband har använts vid utvärdering: 𝑐𝑢 = 𝜎𝑐′ = där 𝑞𝑡 −𝜎𝑉0 𝑂𝑂𝑂 −0,2 � � 20 1,3 𝑞𝑡 −𝜎𝑉0 4,75 𝑂𝑂𝑂 = 𝜎𝑐′ ′ 𝜎𝑉0 (10) (11) (12) cu = odränerade skjuvhållfasthet σ’c = effektivt förkonsolideringstryck qt = totalt spetstryck erhållet från CPT σV0 = totalt vertikalt överlagringstryck σ’VO = effektivt vertikalt överlagringstryck OCR = överkonsolideringsgrad. CPT-sonderingarna har valts att utvärderas med handberäkningar i Excel utifrån de rådata som erhållits från sonderingarna. Anledningen till att inte redovisningsprogrammet Conrad har använts är att speciella antaganden var tvungna att tas på grund av det speciella lastfallet som uppkommer då vägbanken flyter ovanpå träpålarna. Det totala överlagringstrycket för varje nivå har beräknats som det totala vertikaltrycket från ovanliggande sulfidjord plus den tillskottsspänning som pålagt moränlager bidrar med. Då osäkerhet rått angående överkonsolideringsgraden har olika värden på OCR testats för att se hur den odränerade skjuvhållfastheten påverkas. Förkonsolideringstryck och överkonsolideringsgraden beskrivs mer ingående i kapitel 2.2.3. 3.2.4 Kolvprovtagning, ostörd provtagning (St2) Kolvprovtagning har utförts vid samtliga fyra provtagningstillfällen för att erhålla ostörda prover till rutinundersökningar och direkta skjuvförsök. Kolvprovtagningarna och hanteringen av proverna utfördes i provtagningskategori A enligt rekommenderad standard (SGF, 2009). En kolvprovtagare av typen St2 (Standardkolvprovtagare nr 2) användes. De tre översta provtagningsnivåerna som valdes motsvarar samma nivåer som Vectura tidigare utförde kolvprovtagning på i punkt BH104, se bilaga 4 och 5. Eftersom sulfidjordsprover är mycket känsliga för kontakt med syre, förseddes de med ett tunt plastmellanlägg i provhylsornas ändar och tejpades direkt efter provtagningen (Larsson et al., 2007a). Kolvproverna förvarades sedan svalt i laboratoriets kylskåp fram till undersökningarna. Den djupaste provtagningsnivån tillkom och utfördes för att tydligare kunna undersöka hur den odränerade skjuvhållfastheten förändrades med djupet närmare pålspetsen. 35 METOD Ur utvärderingssynpunkt fanns det ingen anledning att driva CPT-sonderingarna djupare än den sista kolvnivån eftersom det endast var resultaten vid provtagningsnivåerna som var av intresse. Tabell 5 visar plushöjder och djup (meter under markytan) för provtagningsnivåerna. Tabell 5. Provtagningsnivåer vid kolvprovtagning. Portrycksspetsar har installerats på de tre övre nivåerna. Nivå* [m] Djup** [m] – 0,8 – 2,8 – 4,8 – 6,8 4 6 8 10 * Höjdsystem: RH70. ** Ursprunglig markyta (vägöveryta) innan påbörjat förstärkningsarbete. 3.2.5 Portrycksmätning I oktober 2013 i samband med den andra provtagningen installerades 3 portrycksspetsar av typen BAT MKIII HD (BAT Geosystems AB, 2012a). Larsson et al. (2007a) anger att portrycksmättningar är en tillämpbar metod för att kontrollera konsolideringen. Spetsarna installerades i projekterad vägmitt på samma nivåer som de tre övre provtagningarna för att kunna följa konsolideringsprocessen efter pålningsarbetet utförts, se tabell 5. Mätkabeln som löper från spetsarna drogs ut till vägkant via moränlagret ovan pålavskärningsplanet. Mätningen av portrycket har utförts med en handhållen EV-120 Pressure Indicator (BAT Geosystems AB, 2012b). 3.3 Laboratorieundersökningar 3.3.1 Laboratorium Samtliga laboratorieundersökningar har utförts på egen hand i Complabs geotekniklaboratorium på Luleå tekniska universitet. 3.3.2 Rutinundersökningar Rutinundersökningar har utförts på samtliga upptagna kolvprover. Tabell 6 visar de metoder som användes och vilken standard som har följts. Fallkonförsöken var den metod som användes för att utvärdera den odränerade skjuvhållfastheten i samband med rutinundersökningarna. Tabell 6. Utförda rutinundersökningar. Rutinförsök Jordartsklassificering Bryt- och tryckförsök* Skrymdensitetsbestämning Torkning av jordprov Fallkonförsök Glödgningsförsök Parameter Jordartsklassificering Jordartsklassificering Skrymdensitet ρ [t/m3] Naturlig vattenkvot w [%] Odränerad skjuvhållfasthet τfu,k [kPa] Sensitivitet St [-] Konflytgräns wL [%] Organiskt innehåll [%] Referens/standard Karlsson och Hansbo Karlsson och Hansbo SS 02 71 14 SS 02 71 16 SS 02 71 20 SS 02 71 05 *Bryt och- tryckförsök är en metod som vanligtvis inte inkluderas i rutinundersökningarna. Denna metod rekommenderas som tilläggsförsök enligt Karlsson och Hansbo (1984) som komplement till jordartsklassi36 METOD ficeringen då den aktuella jorden har betydande innehåll av organiskt material, till exempel sulfidjord. Fallkonförsök Vid utvärdering av den odränerade skjuvhållfastheten med fallkonförsök placeras en kon med spetsen på provets yta som sedan får falla fritt, varefter konintrycket noteras, se figur 29. Detta utförs både på ostört och stört prov. Försöket inleds med att använda en 100 gram/30° kon. Utförandet av fallkonförsök för bestämning av den odränerade skjuvhållfastheten på sulfidjord skiljer sig från försök på övrig mineraljord. Enligt rekommendationer från SGI ska ett byte till 400 gram/30° kon göras vid en koninsjunkning som understiger 7 mm för 100 gram/30° konen i sulfidjord. För övrig mineraljord görs bytet till tyngre kon vid mindre än 5 mm koninsjunkning. Anledningen till 7 mm gränsen för konbytet är att skjuvhållfastheten annars tenderar att bli överskattad (Larsson et al., 2007a). Figur 29. Utfört konförsök med mindre än 7mm koninsjunkning. Enligt Larsson (2008) översätts koninsjunkningen sedan till en okorrigerad skjuvhållfasthet som uttrycks där 𝜏𝑓𝑓 = 𝐾 𝑄∗𝑔 ℎ2 (13) K = konfaktor, 1,00 för 30° kon och 0,25 för 60° kon Q = konens vikt g = tyngdaccelerationen, 9,81 m/s2 h = konintryck, mm. Skjuvhållfastheten som erhålls från fallkonförsöken enligt 𝜏𝑓𝑓,𝑘 = 𝜇 ∗ 𝜏𝑓𝑓 (14) reduceras sedan med korrektionsfaktorn μ som beror av jordens konflytgräns, wL för att erhålla den reducerade odränerade skjuvhållfastheten τfu,k. För sulfidjord används numera ett fast värde där μ = 0,65 enligt rekommendationer från SGI (Larsson et al., 2007a). 37 METOD 3.3.3 Odränerade direkta skjuvförsök Samtliga försök utfördes med skjuvapparaten Geonor som kan ses i figur 30. Försöken är utförda i odränerat tillstånd i rumstemperatur (+20 °C) och följer rekommendationerna enligt svensk standard (SS 02 71 27) och SGF Notat 2:2004. De direkta skjuvförsöken utfördes utan låst provhöjd under skjuvningsfasen, det vill säga en volymändring av provet tillåts ske under skjuvningsfasen. Skillnaden vid användning av olåst provhöjd kontra låst provhöjd är att normalspänningen hålls konstant under hela skjuvningsfasen, vilket inte är fallet vid låst provhöjd. Vid försöksutförandet rekonsoliderades proverna till 85 % av dess naturliga förkonsolideringstryck σ'c. Om inte denna begränsning efterföljs finns det risk att jordprovets förnyade belastning medför en extra konsolidering vilket resulterar i ett lägre portal, förhöjd fasthet och en överskattad skjuvhållfasthet (Larsson et al., 2007b). Konsolideringsfasen som genomfördes innan skjuvningsfasen omfattade en pålastningsfas och en avlastningsfas. Efter pålastningsfasen avlastades provet till vertikaltrycket σV0 in-situ som verkade på provet vid respektive provtagningstillfälle. Provet gavs även tid att svälla och anpassa sig till detta vertikaltryck. Figur 30. Skjuvapparat från Geonor och ett laddat skjuvprov. Proverna som skjuvades hade en höjd på 20 mm och diametern 50 mm som är standardiserade mått enligt SGF. Innan provcellen monterades i skjuvapparaten fördes ett gummimembran med spiralarmering i koppar, tillverkat av Norges Geotekniske Institutt (NGI) ned över provets sidor och tätades i över- och underkant med klämringar. I provets ändytor placerades två torrskstenar för dränering. Dessa var försedda med 3 mm höga piggar med syfte att låsa fast provets över- och underdel i provcellen och överföra skjuvkraften till provet under skjuvningsfasen. Alla filter, kanaler och slangar vattenmättades innan försökets påbörjades. Skjuvningsfasen genomfördes sedan under odränerade förhållanden med elektronisk registrering av försöksdata var 6:e sekund. Pålastningsfasen pågick cirka 6-8 timmar i dränerat tillstånd tills portrycket och kompression hade avjämnat. Avlastningsfasen var kortare och pågick i cirka 2-3 timmar tills portryck och kompression avjämnats. Använda förkonsolideringstryck och in-situ tryck för samtliga prover kan ses i tabell 7. Samtliga laster har beräknats fram med hjälp av 2:1-metoden med antagandet av oändligt lång överlast, se bilaga 1 (Axelsson, 1998). 38 METOD Vid beräkning av lasterna till avlastningsfasen gjordes antagandet att de installerade träpålarna tar upp all last från den nykonstruerade vägöverbyggnaden. Tillskottslasten på den naturliga jorden utgjordes då enbart av moräntäckningen ovan den naturliga sulfidjorden. Detta antagande innebar att proverna tagna i undersökningspunkt SW1308 antogs vara normalkonsoliderade vid dess förkonsolideringstryck eftersom nivåerna var utsatta för en större tillskottslast. Konsolideringsfasen omfattade därför ingen avlastningsfas. Tabell 7. Konsolideringslaster som använts vid de direkta skjuvförsöken. Undersökningspunkt SW1308 SW1302 SW1304 SW1306 Nivå [m] Pålastning σ'c [kPa] Avlastning σVO [kPa] -0,8 -2,8 -4,8 -6,8 -0,8 -2,8 -4,8 -6,8 -0,8 -2,8 -4,8 -6,8 -0,8 -2,8 -4,8 -6,8 31,9 34,8 38,8 43,4 31,9 34,8 38,8 43,4 31,9 34,8 38,8 43,4 31,9 34,8 38,8 43,4 15,4 22,5 29,9 37,3 15,4 22,5 29,9 37,3 15,4 22,5 29,9 37,3 Skjuvförsöket utfördes med konstant deformationshastighet under odränerade förhållanden. SGF rekommenderar en skjuvningshastighet på maximalt 2 mm/dygn. Skjuvhastigheten som användes vid de direkta skjuvförsöken var 2,8 mm/dygn eftersom det var den aktuella skjuvapparatens lägsta hastighet. Själva skjuvningsfasen pågick i ungefär 1,5 dygn vilket representerar en total skjuvning på 5,1 mm eller en vinkeländring γ = 0,3 radianer. Från de odränerade skjuvförsöken erhålls parametrarna skjuvkraft och horisontalförskjutning s som basdata. Skjuvspänningen τ beräknas som kvoten mellan skjuvkraften och provets tvärsnittsarea (A = 19,63 mm2). Enligt svensk standard utvärderas brott vid 0,15 radianers vinkeländring om inget brott inträffat dessförinnan. Denna vinkeländring γ även kallat skjuvdeformationen beräknas enligt där 𝛾 = 𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎 ∆𝑠 𝐻 (15) Δs = horisontalförskjutningen H = provets effektiva höjd efter konsolideringen. Skjuvspänningen τ plottas mot vinkeländringen γ och den odränerade skjuvhållfastheten τfu,d utvärderas som den maximala uppnådda skjuvspänningen τ under försöket. 39 FALLSTUDIE 4 FALLSTUDIE I kapitlet presenteras studieobjektet och de rådande geotekniska förutsättningarna i området. Här ges även en beskrivning om hur Norrlandspålningen i Skogså genomfördes och en arkivstudie från Haparandabanan. 4.1 Beskrivning av projektet Provtagningsområdet där träpålarna installerades är en del i ombyggnation av väg 685 mellan Vibbyn och Skogså. Vägsträckan är belägen cirka 15 kilometer öst om Boden och uppmäter cirka 3,7 km. I projektet ingick även en ombyggnation av väg 383 mellan Vibbyn och Flarken. Projektet blev bland annat uppmärksammat i lokal media under sommaren 2013 på grund av det ovanligt stora antalet träpålar. Totalt installerades över 6000 pålar i projektet, varav cirka 5000 träpålar. Informationen i fallstudien är hämtad från Trafikverket (2011b) och (2012b) samt intervjuer med Tomas Boman från BDX och Nicklas Thun från Trafikverket. Trafikverket är beställare för projektet, projekteringen för delsträckan i Skogså utfördes av Vectura Consulting AB (uppköpta av Sweco i juli 2013) och ombyggnationen utfördes av BDX som en utförandeentreprenad. Totalkostnaden för hela Vibbynprojektet var cirka 50-60 miljoner kronor och beräknades pågå från mars 2013 till oktober 2014. Vägsträckan anses vara ett viktigt transportstråk med uppskattningsvis 80 tunga fordon per dygn. Trafikverket hade under flera års tid haft planer på en upprustning av sträckan. Behovet av en ombyggnation var stort på grund av att vägen hade bärighetsproblem och att trafikbelastningen ökat sedan den byggdes samt att den periodvis var obrukbar på grund av översvämningar i samband med snösmältning och kraftigt regn. Utmärkande för projektet är att vägsträckan bitvis är grundlagd på ett mäktigt lager sulfidjord med låg hållfasthet vilket gör det nödvändigt att förstärka marken för att höja vägens bärighet, öka stabiliteten och eliminera framtida sättningar. En av de förstärkningsmetoder som använts i vägombyggnationen är träpålar med lastfördelande lager, även benämnt som ”Norrlandspålning”, se figur 31. Figur 31. Typsektion av Norrlandspålningen i Vibbyn (Trafikverket, 2013). 41 FALLSTUDIE Den aktuella vägsträckan där arbetets provtagning utförts har sedan byggnationen fått sättningar på över två meter. Det går en sjö parallellt med vägen och de ständigt återkommande översvämningarna har inverkat negativt på vägen i form av bland annat erosion av finmaterial. Den befintliga rörbron över Kippelbäcken byggd 1992 var i dåligt skick och hade skador på grund av sättningar. Denna ersattes med en ny betongbro grundlagd på spetsburna betongpålar med längder mellan 18 till 19,5 meter. De spetsburna betongpålarna efterföljdes av skyddspålar i betong och därefter installerades träpålar under vägbanken cirka 100 meter på vardera sidan om bron. Den nya bron gjorde att vägen i framtiden skulle klara av den höjda vattennivån på vårkanten i samband med snösmältningen och minska risken för översvämningar. Den nya färdiga väghöjden skulle enligt projekteringsunderlaget ligga på cirka +4,40 meter enligt höjdsystem RH 70. Det innebar cirka en meters höjning jämfört med den ursprungliga vägnivån innan ombyggnationen startade. I samband med ombyggnationen rätades vägsträckan ut på ett antal partier vilket medförde förbättrad sikt och ökad säkerhet. På vissa delar av vägsträckan skedde en breddning från den ursprungliga 5,5 meter till 6,5 meter istället, vilket underlättade möten med tung trafik. Norrlandspålningen Träpålarna i området installerades i ett kvadratiskt mönster med c/c avståndet 1,2 meter och under bankslänterna minskades c/c avståndet till 1,0 meter för att säkerhetsställa bankens stabilitet, se figur 31 och figur 32. Träpålningslängderna låg inom intervallet 8-17 meter och pressades ner med grävmaskin till fastare jord. För att säkerhetsställa att pålarna nådde ner till fast underlag skulle enligt den tekniska beskrivingen varje träpåleinstallation avslutas med 2-5 slag med grävskopan från låg fallhöjd. Vid pålinstallationerna skedde en tydlig hävning av markytan i pålområdet men det förekom inga problem med t.ex. upptryckning av träpålarna på grund av det förhöjda portrycket. Sättningarna reduceras genom en kombination av mantel- och spetsburna träpålar. För att erhålla en bättre övergångszon mellan den styva träpålade vägkonstruktionen och den mjuka icke pålade delen utfördes de sista pålraderna med ”svävande” mantelburna pålar som inte slogs till fast botten. Vid utförandet var det viktigt att träpålarna slogs med överlängder för att säkerhetsställa att ingen pålskarvning blev nödvändig. Figur 32. Installerade träpålar innan kapning och moräntäckning (2013-09-30). 42 FALLSTUDIE Efter installation kapades pålarna ner till pålavskärningsplanet (+2,3) och ett cirka 1,2 meter mäktigt moränlager påfördes med 10 cm överbyggnad ovanpå påltoppen, se figur 33 och figur 34. Därefter packades moränen med en lättare markvibrator (padda). Det var viktigt att detta moränlager påfördes snarast efter installationen för att minimera risken för pålupptryckning som kan uppstå på grund av det förhöjda porvattentrycket som skapas vid pålnedslagningen. En annan funktion med moränlagret var att det hade hög kapillaritet vilket hjälpte till att skydda träpålarna från röta. För att inte riskera skador på träpålarna var det förbjudet för tunga fordon att vistas direkt ovanpå moränlagret. I nästa steg täcktes moränlagret med geotextil, bruksklass N3. Därefter påfördes ett lastfördelande lager med en minsta tjocklek på 0,8 meter. Detta innehöll armering i form av två lager geotextil av typen geolon TenCate (revidering från handlingarna) där den styva riktningen för det undre lagret lades i bankens tvärled och det övre lagrets styva riktning lades i bankens längsled. Duken förankrades genom uppvikning och påläggning av krossmassor. Figur 33. Exempel på hur det lastfördelande lagret var utformat i Vibbyn-Skogså (Trafikverket, 2013). Figur 34. Påfört moränlager och utläggning av geonät (2013-10-21). 4.1.1 Tidplan och arbetsförfarande I detta stycke sammanfattas tidpunkterna för de olika arbetsmomenten som utförts i undersökningsområdet under ombyggnation av vägen. En enkel tidplan visas i tabell 8. På grund av begränsad tid i kombination med strulande kolvutrustning kunde inte den planerade kompletterande 43 FALLSTUDIE CPT-sonderingen utföras. Hög bemanning på Swecos borriggar samt kyla under januari månad gjorde att provtagningarna inte kunde utföras med en månads intervall som planerat. Urschaktningen innan träpålarna installerades genomfördes ner till överkanten av jordlagret med sulfidjord. BAT-spetsarna installerades två dagar efter att träpålarna täckts med morän. På grund av avsaknad av avläsningsutrustning kunde inte portrycket mätas förrän efter två veckor. Foderrören installerades samma dag som det lastfördelande lagret påfördes ovanför geonäten och kapades sedan ner till överkant av bankfyllningsmaterialet. Tabell 8. Tidplan över arbetsförfarandet i undersökningsområdet. Sep Moment 39 Okt Nov Dec 40 41 42 43 44 45 46 47 48 49 50 51 52 1 Jan 2 3 4 CPT Kolv (KV2) Installationsarbeten Träpålning BAT-spetsar Foderrör Schaktarbeten Urschaktning Tät jordlager (finmorän) Lastfördelande jordlager Bankfyllning Portrycksmätningar 4.2 Geotekniska förhållanden De geotekniska egenskaperna för området presenterades i RGeo, bygghandling Väg 685, VibbynSkogså, Etapp2 som tillhandahållits av Trafikverket. De geotekniska utredningarna och fältarbetena är utförda av Vectura Consulting AB och WSP. Rapportens geotekniska fältprovtagningar och referenspunkten BH104 från projekteringsunderlaget är belägen inom sektionerna 1/600-1/700, se planritning i bilaga 2. Marken i detta område vid bron i Kippelbäcken bestod till stor del av ett skikt innehållande lös sulfidsilt och sulfidlera med en mäktighet på cirka 10 meter. Träpålarnas längder hade uppskattats genom hejarsondering ner till fast botten, se bilaga 3. Grundvattenförhållandena kunde antas vara relativt höga i området på grund av bäcken som rann parallellt med vägen intill bron. 4.2.1 Borrpunkt BH104 Denna provpunkt användes som referensvärde vid jämförelser med utförda provtagningar i rapporten. En geoteknisk redovisning av borrpunktens tvärsektion finns i bilaga 4. De fältundersökningar som utförts är CPT-sondering samt kolvprovtagning på djupen 4,03 meter (nivå -0,8), 6,03 meter (nivå -2,8) och 8,03 meter (nivå -4,8) sett från befintlig markyta. Rutinundersökningar och CRS-försök på kolvproverna har utförts av MRM, se bilaga 5 och 6. 44 FALLSTUDIE Värdet för den okorrigerade (utan reducering med μ = 0,65) odränerade skjuvhållfastheten τfu från fallkonförsöken varierade mellan 21,4-24,6 kPa. CPT-sonderingen har utvärderats med programmet Conrad och indikerade löst material på djupet 3-13 meter från markytan, se bilaga 7. Den odränerade skjuvhållfastheten τfu var cirka 10 kPa överst i detta lager och minskade sedan med djupet ner till cirka 5 kPa på 13 meters djup. CPT-sonderingen i punkt BH104 finns plottad i kapitel 5.3 tillsammans med erhållna resultat från examensarbetets CPT-sonderingar. 4.3 Arkivstudie 4.3.1 Haparandabanan Norrlandspålningen har använts i ett flertal projekt de senaste åren bland annat Botniabanan, Umeåprojektet och Rv 90 Bollsta-Hällsjö (Trafikverket, 2013). För att styrka och påvisa att det sker en hållfasthetstillväxt och en stabiliserande effekt vid nedslagning av träpålar i sulfidhaltig kohesionsjord utfördes vingförsök i två omgångar år 2013 i samband med byggnationen av Haparandabanan. Det har inte gått att hitta några dokumenterade uppgifter om jordarterna exakt sammansättning för området. Det första vingförsöket gjordes innan träpålarna var slagna i området, sedan gjordes ett nytt vingförsök en månad efter att träpålarna installerats. Ingen ny överlast påfördes mellan provningstillfällena. Pålarnas var slagna med c/c 1,0–2,0 meter Som det framgår av figur 35 nedan uppvisade försöket en tydlig ökning av den oreducerade odränerade skjuvhållfastheten. REGISTRERAD HÅLLFASTHETSTILLVÄXT EFTER PÅLNING, HAPARANDABANAN ID 39000, jämföresle mellan vingförsök före träpålning och vingförsök 1 månad efter träpålning 4,00 3,00 Nivå [m] 2,00 Vb före Vb efter 1,00 0,00 -1,00 -2,00 0 5 10 15 20 25 30 35 40 Oreducerad odränerad skjuvhållfasthet [kPa] Figur 35. En jämförelse av den odränerade skjuvhållfastheten vid vingförsök före och efter utfört träpålningsarbete vid Haparandabanan (Trafikverket, 2013). 45 RESULTAT 5 RESULTAT I kapitlet presenteras resultaten från fält- och laborationsundersökningarna som utfördes för fallstudien. Huvudfokus ligger på hur den odränerade skjuvhållfastheten utvecklats med tiden. 5.1 Rutinundersökningar Vid rutinundersökningarna är det framförallt erhållna värden för den odränerade skjuvhållfastheten från konförsöken samt sensitiviteten för respektive borrhål och nivå som varit av intresse. Även inslag av organiskt material har beaktats då detta kan ha haft en påverkan på resultaten. En sammanställning av resultatet från utförda rutinundersökningar redovisas i bilaga 7. Rutinundersökningarna av MRM på referenspunkt BH104 redovisas i bilaga 5. Odränerad skjuvhållfasthet från fallkonförsök Den reducerade odränerade skjuvhållfastheten τfu,k från utförda fallkonförsök i examensarbetet och från referenspunkt BH104 redovisas i figur 36 och tabell 9. Både 100/30 och 400/30 konen har använts vid försöken för de prover där konintrycket aldrig översteg 7 mm för en del av nivåerna. För punkt BH104 saknas uppgifter om använda kontyngder. Resultatet från SW1308, nivå 0,8 meter är ett extremvärde (avvikande värde) och bedöms inte vara representativt. Odränerad skjuvhållfasthet - Fallkonförsök Odränerad skjuvhållfasthet τfu,k [kPa] Nivå [m] -0,8 10 12 14 16 18 BH104 SW1302 -2,8 SW1304 SW1306 -4,8 SW1308 -6,8 Figur 36. En jämförelse av hur den odränerade skjuvhållfastheten τfu,k varierar med djupet för respektive borrhål. Erhållna värden för den odränerade skjuvhållfastheten τfu,k visas i tabell 9. Tabell 9. Resultat från fallkonförsöken för respektive borrhål och nivå. Odränerad skjuvhållfasthet τfu,k [kPa] Nivå [m] BH104 SW1308 SW1302 SW1304 SW1306 -0,8 -2,8 -4,8 -6,8 15,34 13,91 15,99 - 17,7 12,7 13,0* 13,0* 11,7 11,7 12,4* 12,4* 12,4 12,4 12,4 12,7 11,4 11,7 12,4 12,7 *100/30 kon användes under dessa försök. 47 RESULTAT Sensitivitet från fallkonförsök Jordens sensitivitet St motsvarar jordens känslighet mot störningar. Den beräknas som kvoten mellan den ostörda skjuvhållfastheten τfu,k och störda residualhållfastheten τr från fallkonförsöken. En högre sensitivitet bidrar till en kraftigare reducering av den odränerade skjuvhållfastheten när jorden störs, som i detta fall vid nedslagning av träpålarna (Olsson och Holm, 1993). Erhållna sensitiviteter från rutinundersökningarna och referenspunkt BH104 redovisas i figur 37 och tabell 10. De två erhållna extremvärdena anses inte vara representativa. Sensitivitet Sensitivitet St Nivå [m] -0,8 0 10 20 30 40 50 BH104 -2,8 SW1302 SW1304 SW1306 SW1308 -4,8 -6,8 Figur 37. En jämförelse av hur sulfidjordens sensitivitet St varierar med djupet för respektive borrpunkt. Sensitiviteten St är i överlag högre för den lägsta och högsta nivån, det vill säga nivå -0,8 meter respektive -6,8 meter. För de tre djupaste nivåerna ökade sensitiviteten med djupet vid samtliga provtagningar. Erhållna värden för sensitiviteten St visas i tabell 10. Tabell 10. Sensitivitetsvärden för respektive borrhål och nivå. Sensitivitet St Nivå [m] BH104 SW1308 SW1302 SW1304 SW1306 -0,8 -2,8 -4,8 -6,8 19,2 14,2 13,4 - 32,1* 10,8 13,3 22,2 *Extremvärde (avvikande resultat). 48 12,9 7,8 11,9 18,1 11,2 8,3 13,6 17,7 13,5 13,9 14,6 40,7* RESULTAT Glödgningsförlust Organiskt innehåll i kolvproverna på respektive nivå har utvärderats utifrån glödgningsförlusten. Proverna vägdes och glödgades under en timme i en ugn uppvärmd till 800°C. Under denna process bränns allt organiskt material bort, när sedan proverna vägdes igen erhölls glödgningsförlusten i procent. Resultaten visas i figur 38 och tabell 11 nedan. Andelen organiskt innehåll är störst på översta nivån och minskar därefter relativt linjärt med djupet. Intervallet ligger mellan 6,9–10,3 viktprocent organiskt innehåll. Glödgningsförlust Viktprocent [%] -0,8 6,0 7,0 8,0 9,0 10,0 -2,8 11,0 SW1302 Nivå [m] SW1304 SW1306 SW1308 -4,8 -6,8 Figur 38. Glödgningsförlust för respektive borrhål och nivå. Erhållna värden för glödgningsförlusterna visas i tabell 11. Tabell 11. Resultatet från glödgningsförlusterna för respektive borrhål och nivå. Glödgningsförlust [%] Nivå [m] -0,8 -2,8 -4,8 -6,8 SW1308 SW1302 SW1304 SW1306 9,1 8,6 9,2 10,3 8,3 8,5 8,3 7,6 7,3 7,1 6,8 7,4 7,0 6,9 7,3 6,9 49 RESULTAT 5.2 Odränerade direkta skjuvförsök Tabell 12 visar en sammanställning av resultaten från de odränerade direkta skjuvförsöken i form av erhållna skjuvhållfastheter τfu,d (skjuvspänningar τ) och normalspänningen in-situ (vertikaltrycket σV0) för respektive prov. Provtagningen för punkt SW1308 är utförd innan träpålarna installerades och nivåerna var då utsatta för en större överlast och därför användes en högre normalspänning. För samtliga prover har vinkeländringen γ = 0,15 erhållits innan brott inträffat. Svensk standard rekommenderar denna vinkeländring som ett brottkriterium och skjuvhållfastheterna τfu,d är därför tagna då detta inträffat. De maximala erhållna skjuvhållfastheterna för respektive försök redovisas inte i rapporten men trenden är likvärdig och speglar resultaten då brott antagits och utvärderats vid en vinkeländring på 0,15 radianer. Tabell 12. Uppmätta värden vid utförda direkta skjuvförsök. Resultat av odränerade direkta skjuvförsök Punkt nr SW1308 SW1302 SW1304 SW1306 Nivå [m] Skjuvhållfasthet [kPa] Normalspänning [kPa] Startdatum [YYMMDD] -0,8 -2,8 -4,8 -6,8 -0,8 -2,8 -4,8 -6,8 -0,8 -2,8 -4,8 -6,8 -0,8 -2,8 -4,8 -6,8 13,90* 12,38 13,90 15,10 10,32 10,64 13,14 13,58 10,10 10,97 12,16 13,25 13,32* 10,86 12,71 13,14 31,49 34,89 39,56 43,48 15,00 22,17 29,57 36,86 15,00 22,17 29,46 36,96 15,00 22,17 29,57 36,96 131128 131204 131206 131210 131218 140110 140113 140116 140130 140201 140204 140207 140209 140212 140215 140218 *Extremvärde (avvikande resultat). Resultaten och utvärderingarna av de odränerade direkta skjuvförsöken redovisas i bilaga 9. De direkta skjuvförsöken och utvecklingen av jordens odränerade skjuvhållfasthet τfu,d illustreras i figur 39 nedan. 50 RESULTAT Direkta skjuvförsök Odränerad skjuvhållfasthet τfu,d [kPa] Nivå [m] -0,8 9 11 13 15 17 SW1302 -2,8 SW1304 SW1306 SW1308 -4,8 -6,8 Figur 39. Jämförelse av resultaten från de direkta skjuvförsöken. I figur 40 visas ett exempel på erhållen försöksdata. SW1304, -2,8m Skjuvspänning τ [kPa] 14 τfu,d 12 10 8 ϒ = 0,15 6 Försöksdata 4 2 0 0 0,1 0,2 0,3 Vinkeländring ϒ [radianer] 0,4 Figur 40. Resultat från punkt SW1304 på nivån -2,8m. 51 RESULTAT 5.3 CPT-sonderingar Figur 41 och figur 42 visar de framräknade odränerade skjuvhållfastheterna cu,CPT som erhållits från examensarbetets CPT-sonderingar och från referenspunkten BH104. Vid utvärdering har olika värden på OCR använts för att undersöka hur den påverkar resultatet. Värdena i figur 41 och tabell 13 har beräknats med överkonsolideringsgraden, OCR = 1,0. I figur 42 och tabell 14 har överkonsolideringsgraden för varje nivå beräknats utifrån det totala överlagringstrycket och förkonsolideringstrycket enligt ekvation 12 i kapitel 3.2.3. Odränerad Skjuvhållfasthet Odränerad skjuvhållfasthet [kPa] 1 0 10 20 30 40 0 Nivå [m] -1 -2 BH104 SW1301 -3 SW1303 SW1305 -4 -5 -6 -7 Figur 41. Beräknade värden för den odränerade skjuvhållfastheten cu,CPT erhållna från sonderingsresultat med CPT, OCR = 1,0. Tabell 13. Ökning av den odränerade skjuvhållfastheten. Procentuell ökning jämfört med BH104 Nivå [m] -0,8 -2,8 -4,8 -6,8 52 SW1301 105% 151% 154% 168% SW1303 124% 164% 222% 274% SW1305 143% 196% 262% 323% RESULTAT Odränerad Skjuvhållfasthet 1 0 Odränerad skjuvhållfasthet [kPa] 10 20 30 40 0 Nivå [m] -1 -2 BH104 -3 SW1303 SW1301 SW1305 -4 -5 -6 -7 Figur 42. Beräknade värden för den odränerade skjuvhållfastheten cu,CPT erhållna från sonderingsresultat med CPT. Här har OCR-värdena för varje nivå beräknats fram enligt ekvation 12 i kapitel 3.2.3. Tabell 14. Ökning av den odränerade skjuvhållfastheten. Procentuell ökning jämfört med BH104 Nivå [m] -0,8 -2,8 -4,8 -6,8 SW1301 116% 156% 156% 169% SW1303 132% 170% 226% 277% SW1305 151% 202% 267% 326% 53 RESULTAT 5.4 Portrycksmätningar Mätningarna av BAT-spetsarna påbörjades två veckor efter att träpålarna installerats. Enligt teorin sker utjämningen av det förhöjda porvattentrycket som uppkommer vid pålslagningen relativt snabbt. För kohesionsjordar kan detta värdet antas ha halverats redan efter ett dygn enligt Crooks et al. (1980). Portrycket för den ytligaste och djupaste nivån (-0,8 meter och -6,8 meter) hade minskat med cirka 5 kPa efter fem veckor. Ingen ökning av portrycket skedde i samband med att bankfyllningsmaterialet påfördes. Resultaten från mätningarna indikerar inte att någon markant portrycksutjämning skett under mätningsperioden. Grundvattennivåerna räknas fram med genom att multiplicera uppmäta portryck med faktorn 0,101974 vilket ger värdena i metervattenpelare som sedan adderas för respektive nivå. De värden som uppmättes redovisas nedan i figur 43 och tabell 15. Tabell 15. Uppmätta portryck omvandlat till metervattenpelare. Grundvattenförhållanden Nivå -0,8 m Vecka 45 46 47 48 49 51 52 kPa mVp 40,60 41,10 41,70 38,90 36,70 36,70 36,70 4,14 4,19 4,25 3,97 3,74 3,74 3,74 Nivå -2,8 m GVnivå 3,34 3,39 3,45 3,17 2,94 2,94 2,94 kPa mVp 62,70 62,50 60,70 59,30 59,20 57,10 58,20 6,39 6,37 6,19 6,05 6,04 5,82 5,93 Nivå -4,8 m GVnivå 3,59 3,57 3,39 3,25 3,24 3,02 3,13 kPa mVp 44,20 44,40 46,80 44,30 44,40 44,80 45,00 4,51 4,53 4,77 4,52 4,53 4,57 4,59 GVnivå -0,29 -0,27 -0,03 -0,28 -0,27 -0,23 -0,21 Grundvattennivåer Vecka 4,0 45 46 47 48 49 50 51 52 3,5 Nivå [m] 3,0 2,5 2,0 1,5 1,0 0,5 0,0 -0,5 Figur 43. Uppmätta grundvattennivåerna för respektive BAT-spets. 54 -0,8 -2,8 -4,8 RESULTAT Hur portrycken varierar med djupet i jordprofilen redovisas i figur 44 nedan. Portrycksprofil Portryck [kPa] 0,0 -0,5 30 40 Nivå [m] -1,0 -1,5 -2,0 -2,5 -3,0 -3,5 -4,0 -4,5 50 60 70 v.45 v.46 v.47 v.48 v.49 v.51 v.52 -5,0 Figur 44. Uppritad portrycksprofil. 55 ANALYS OCH DISKUSSION 6 ANALYS OCH DISKUSSION I kapitlet jämförs och analyseras de erhållna resultaten från fält-och laborationsundersökningarna. Resultatens tillförlitlighet diskuteras och vilka potentiella felkällor som kan förekomma. 6.1 Rutinundersökningar En jämförelse gjordes mellan rutinundersökningarna från MRM, se bilaga 5, och de rutinundersökningar som utförts i samband med examensarbetet. MRM har okulärt klassificerat jorden som sulfidjord med varierande innehåll av silt och lera och de gjorda bedömningarna i rapporten är densamma. Även skrymdensiteterna överensstämde och låg konstant runt ρ = 1,4 t/m3. Ingen förändring av denna har observerats efter att träpålarna slogs ner i sulfidjorden. Ingen kornfördelningskurva finns framtagen och normalt görs inte denna analys för sulfidjordar även fast den i många fall kan vara relevant. Enligt Larsson (2007a) brukar indelningen vara svår och subjektiv eftersom huvuddelen av sulfidjordars kornfraktioner ofta ligger på gränsen mellan lera och silt. Kornfördelningen styrs av sulfidjordens bildningssätt och kan i vissa fall ha vara mer markant och därmed lättare att bedöma. Normalt varierar kornfördelningen i sulfidjordens profil. Vid MRM:s vattenkvotsanalyser togs en vattenkvot w fram från mittenhylsan för respektive kolvnivå. Vattenkvoten är mätt på tre olika ställen i mittenhylsan, överkant, mitten och i underkant. Ingen nämnvärd skillnad observerades vid jämförelsen med vattenkvotresultaten från rapporten. Den uppmätta flytgränsen wL var i regel lägst på nivå -0,8 meter, vilket sannolikt beror på att det vid rutinundersökningarna påträffades stora mängder organiskt material i provhylsorna på denna nivå. Flytgränsen hade genomgående högst värde på nivån -2,8 meter, vilket även gällde för resultaten från MRM. Utifrån teorin mellan jordens sensitivitet St och odränerade skjuvhållfasthet τfu borde jorden vid pålnedslagningen bli mer störd på de mer ”hög sensitiva” nivåerna, vilket i detta fall motsvarade den översta och lägsta nivån. De lägre sensitivitetsvärdena för mellannivåerna indikerar att jorden där inte borde bli störd i lika hög utsträckning vid pålslagningen och erhåller således en mindre hållfasthetsreducering direkt efter pålinstallationen. Glödgningsförlusterna visade att halten organiskt materialet minskade med ökat djup. Vid rutinundersökningarna observerades med blotta ögat en avsevärd skillnad i andelen organiskt material mellan den högsta nivån -0,8 meter och övriga nivåer. MRM analyserade inte den organiska halten vid sina rutinundersökningar. De extremvärden som erhållits anses inte vara representativa och beror sannolikt på att en störning inträffat. Den ofta förekommande varviga strukturen i sulfidjordar gör enligt Larsson et al. (2007a) att bestämningar av egenskaper som exempelvis skrymdensitet, vattenkvot och flytgräns kan ha stor spridning även i en liten jordmassa från till exempel ett kolvprov. För att representativa värden ska erhållas för hela jordprofilen krävs i ett sådant fall relativt många undersökningar. Sulfidjordar kan även ha en relativt homogen struktur och uppvisa små variationer i egenskaper. I rapportens studerade område indikerar utförda CPT-sonderingarna en relativt homogen sulfidjord. 57 ANALYS OCH DISKUSSION 6.2 Odränerad skjuvhållfasthet När träpålar slås ner i sulfidjorden sker en massundanträngning motsvarande pålens volym undan. Denna jordvolym måste ta vägen någonstans, vilket orsakar en strukturell störning av jorden och en hävning/uppluckring av markytan. I Skogså kunde en tydlig markhävning observeras i samband med pålningsarbetet. Eftersom pålarna där slogs med c/c avståndet 1,2 m blev den totala nedslagna pålvolymen i marken relativt stor i förhållande till volymen omgivande jord. Detta gjorde att den störda zonen blev större sett till hela pålningsområdet jämfört med projektet där pålarna installeras med längre c/c avstånd. Vad som händer vid en störning av sulfidjorden och hur den odränerade skjuvhållfastheten påverkas kan tänkas bero på tre olika teorier. Strukturförändring och mer homogen jord Sulfidjordar har ofta en skiktad struktur med material vars kornfraktioner ofta varierar i gränslandet mellan silt och lera. Denna naturliga skiktning av sulfidjorden kan ses som att jorden har svaga zoner med låg hållfasthet. Vid pålnedslagningen kan det tänkas att denna skiktning störs och erhåller en ny mer homogen struktur med färre svaga zoner. Genom omrörning och strukturell nedbrytning rekonsoliderar sulfidjorden till en fastare lagring med högre hållfasthet som följd efter att konsolideringsprocessen avslutats. Denna teori är dock att betrakta som långsökt eftersom det inte finns något som talar emot att en eventuell strukturförändring istället orsakar en försämring av hållfastheten. CPT-sonderingarna indikerade dessutom en relativt homogen struktur för den studerade sulfidjorden. Enligt Massarsch (1976) sträcker sig störningszonen cirka 1-2 påldiametrar utanför pålen, det vill säga den zon som blir kraftigt störd (omrörd) av pålningen. Kompaktering till följd av högt siltinnehåll Sulfidjord kan förenklat klassificeras som ett mellanting av kohesions- och friktionsjord. Den innehåller fraktionen silt som har en viss inre friktion men kan även innehålla ännu grövre kornfraktioner. Om det är siltandelen och inte andelen lera som dominerar i den studerade sulfidjorden kan den tänkas uppvisa egenskaper och bete sig mer likt en friktionsjord. I ett sådant fall skulle pålnedslagningen bidra till en packning av sulfidjorden runt pålarna och en sjunkning av markytan skulle inträffa. En eventuell packning av sulfidjorden skulle sannolikt öka den odränerade skjuvhållfastheten. Detta borde resulterat i en svag densitetsökning hos sulfidjorden men rutinundersökningarna uppvisade ingen sådan effekt. Att det skedde en tydlig markhävning och uppluckring av markytan i Skogså talar också emot denna teori. Finkorniga kohesionsjordar till exempel lera är svåra att kompaktera på grund av dess låga porositet. Konsolidering till ett högre förkonsolideringstryck Störningen som uppkommer i samband med massundanträngningen av sulfidjord vid pålslagningen kan tänkas bidra till ökade vertikalspänningar och framförallt ökade horisontalspänningar på jorden mitt mellan pålarna. Horisontalspänningarna kan liknas med en radiell kompression av sulfidjorden med påföljande konsolidering. Det förhöjda portrycket förändrar spänningstillståndet i den kringliggande jorden. Med tiden rekonsoliderar jorden och effektivspänningarna ökar allteftersom porövertrycket avklingar och går mot noll. I samband med att porvattentrycket minskar får kornskelettet bära upp större och större del av lasten som initialt till största del bars upp av porvattnet. Om detta nya spänningstillstånd som sulfidjorden utsätts för efter avslutad konsolidering motsvarar en högre belastning än vad jorden tidigare varit utsatt för kommer jordpartiklarna förts närmare varandra och att jorden har blivit tätare än förut. Detta skulle innebära en ökning av förkonsolideringstrycket och därmed en ökning av den odränerade skjuvhållfastheten. Vid ödometerförsök kan denna effekt tydligt urskiljas i form av att jordmaterialet minskar i volym. 58 ANALYS OCH DISKUSSION Fallet i arkivstudien med de utförda vingförsöken i samband med byggnationen av Haparandabanan indikerar att någonting händer i jorden. Sulfidjordar är dock svåra att analysera i och med att det är en känslig jord och dess egenskaper och beteende kan skilja sig avsevärt från fall till fall. 6.2.1 Fallkonförsök De utförda fallkonförsöken uppvisade ingen förändringstrend av den odränerade skjuvhållfastheten för respektive nivå mellan de olika provtagningstillfällena. De oreducerade skjuvhållfasthetsvärdena som redovisas av MRM, se bilaga 5, stämmer efter reduktion med faktorn μ = 0,65, bra överens med de värden som erhållits vid examensarbetets rutinundersökningar. För den översta nivån fanns tydliga inslag av organiskt material i provhylsorna vilket sannolikt inverkade på resultatet. Enligt Larsson et al. (2007a) sprider sig resultaten från hållfasthetsprovningar med fallkonförsök relativt stort, vilket bör beaktas vid utvärderingar. Enligt Olsson och Holm (1993) tar det cirka 2 månader innan jorden runt träpålarna återfått sin bärförmåga. Ingen återhämtnings- och konsolideringseffekt har konstaterats mellan de olika kolvnivåerna efter att träpålningen genomförts. Att den odränerade skjuvhållfastheten ökade marginellt med djupet bedöms som rimligt eftersom jorden utsätts för en högre vertikalspänning med ökat djup. En högre vertikalspänning ger en ökning av skjuvhållfastheten förutsatt att jordens egenskaper inte förändrats med djupet. Potentiella felkällor Det finns alltid en risk att kolvprover blir störda vid provtagningen, transporten eller hanteringen i laboratoriet. Det är ofta svårt att säga när en störning inträffat och exakt vad som orsakat den. Larsson et al. (2007a) anger att framförallt sulfidjordar är mycket känslig för störningar på grund av stora siltinnehåll. Störningen kan ha orsakat en reduktion av hållfastheten alternativt en hållfasthetsökning till följd av kompaktering. En eventuell störning av jordprovet går inte att kompensera för. Det är relativt låga skjuvhållfastheter som utvärderats från kolvproverna vilket medför att de är extra känsliga för störningar. Användning av enstaka prover kan ge starkt missvisande resultat som följd av naturliga variationer och eventuella störningar. Som exempel utfördes i SGI:s rapport 69 (Larsson et al., 2007a) ett stort antal konförsök på olika kolvar för att kunna erhålla en tydlig trend. Användning av förstoringsglas eller digitaliserad mätning för att kunna analysera konintrycket med en tiondels millimeters noggrannhet hade kunnat höja tolkningsbarheten av resultaten. Konsolideringseffekten på sulfidjorden som orsakats av det ökade porvattentrycket i samband med pålnedslagning kan ha blivit ”neutraliserad” efter kolvprovtagningen. När man tar upp ett kolvprov från marken ligger det i dess natur att de inre spänningarna normaliseras (utjämnas) med tiden eftersom jorden blivit avlastad i samband med att provet tas upp. Den organiska halten ställer till problem genom att proverna i kolvhylsan vill expandera i axiell riktning. En ökad halt av organiskt material ger en försämring av skjuvhållfastheten. Vid utvärderingar med fallkonsförsök görs inget för att återskapa de inre spänningarna tillskillnad från de direkta skjuvförsöken där spänningar tillförs och verkar på jordprovet i skjuvapparaten vilket håller ihop provet under skjuvningsförloppet. Om CRS-försök utförts på kolvproverna hade det eventuellt varit möjligt att se om proverna varit störda eller ej. Kolvprover oxiderar med tiden och om inte tejpning samt plastmellanlägg används kan oxidationen vara påtaglig redan efter ett par dagar, se figur 45. 59 ANALYS OCH DISKUSSION Figur 45. Ett oxiderat kolvprov kontra ett icke oxiderat. Enligt Forsberg (2014) kan uttorkning av jorden orsaka en reducering av hållfastheten. Kolvprover kan förvaras i två månader utan större påverkan förutsatt att de är korrekt tejpade och har plastmellanlägg. Vid undersökningar på kolvprover som är äldre än två månader måste hänsyn tas till oxidationen med olika reduktionsfaktorer. 6.2.2 Direkta skjuvförsök Resultatet från de direkta skjuvförsöken uppvisade ingen konsolideringstrend för de olika nivåerna, precis som för fallkonförsöken. Vid den första kompletterande provtagningen (SW1308) var jorden utsatt för en större överlast, därför användes större normalspänningar vid skjuvförsöken vilket resulterade i större värden för den odränerade skjuvhållfastheten. Potentiella felkällor Vid de direkta skjuvförsöken och fallkonförsöken användes samma kolvprover och därmed har eventuella uppkomna störningar påverkat bägge analysmetoderna. Bottenfiltret som användes vid skjuvförsöken av första provpunkten SW1308 skadades vid ett försökstillfälle. På grund av långa leveranstider av nya filter från NGI användes att ett annat filter med skivor istället för piggar för de resterande skjuvförsöken. Sannolikt inverkade inte detta på resultaten men det är en tydlig avvikelse från svensk standard. För de fem första direkta skjuvförsöken användes ett slitet gummimembran, vilket kan ha medfört en sämre omslutning av provet. Ingen tydlig försämringseffekt har dock visuellt kunnat konstateras vid skjuvförsöken. Sulfidjordar är väldigt känsliga för temperatureffekter och det hade varit mer optimalt att utföra skjuvförsöken vid till exempel 5°C. En temperaturhöjning kan orsaka en reduktion av den odränerade skjuvhållfastheten med cirka 5 %. Det förändrade spänningstillståndet som uppkommer på grund av pålningen och den ovanliggande konstruktionen kan vara svårt att efterlikna i laboratorium för till exempel direkta skjuvförsök. Eventuellt kan numeriska beräkningsmetoder som till exempel finita elementmetoden (FEM) användas för att försöka finna de rätta spänningstillstånden. 60 ANALYS OCH DISKUSSION 6.2.3 CPT-sondering Utvärderingen av utförda CPT-sonderingar visade att en markant ökning av den odränerade skjuvhållfastheten skett med tiden. Detta oberoende av vilket värde som valts på överkonsolideringsgraden, se figur 41 och figur 42. På nivå -6,8 m har hållfastheten ökat från ett lägsta värde nära 7 kPa för punkt BH104 innan pålning till cirka 21 kPa efter pålning för punkt SW1305. Det motsvarar en ökning av den odränerade skjuvhållfastheten med närmare 300 % efter att jorden tillåtits konsolidera. Det totala spetstrycket låg på ett värde omkring cirka 200 kPa vid nivån -6,0 meter innan pålslagning och efter pålslagning var värdet cirka 300 kPa på samma nivå. Detta tyder på att jordmaterialet med tiden erhållit en styvare struktur och högre hållfasthet efter att den störda jorden konsoliderat. Potentiella felkällor De fyra CPT-sonderingarna har utförts med olika sond-ID förutom punkt SW1304 och SW1306. Detta kan orsaka avvikande resultat sonderingarna emellan och är en potentiell felkälla. Hållfasthetsförändringen är dock så pass markant att denna faktor endast bedöms kunna påverka resultatet marginellt. Enligt SGF (2013) ska förborrning göras genom torrskorpan för att undvika att spetsen utsätts för skiftande fasthet hos jorden. Detta kan annars orsaka hystereseffekter, förskjutning av sensorernas nollpunkter eller att filtret tappar sin vätskemättnad. Resultaten i kapitel 5.3 indikerar förhållandevis stort spetsmotstånd den första halvmetern vilket kan ha inverkat negativt på resultatet. Sondspetsen får inte utsättas för stora temperaturväxlingar vilket var problematiskt då några CPT-sonderingar utfördes under kalla väderförhållanden. Enligt svensk standard ska neddrivningshastighet hållas konstant med värdet 20 mm/s, detta efterföljdes inte vid utförandet av CPTsonderingarna. Avvikelsen kan berott på fel med borrbandvagnen, felaktiga givare eller andra orsaker som till exempel den mänskliga faktorn vid utförandet. Neddrivningshastigheten låg vid samtliga CPT-sonderingar på cirka 10 mm/s. Eftersom att hastigheten varit liknande vid alla CPTsonderingar anses erhållet resultat vara tillförlitligt. Den faktiska odränerade skjuvhållfastheten som jorden har kan skilja sig från de värden som presenteras i rapporten men det är tydlig att en förändring skett av den odränerade skjuvhållfastheten. 6.3 Portrycksmätningar Den uppkomna portrycksminskningen var förväntad då pålslagningen bidrar till ett förhöjt portryck som enligt teorin ska avta med tiden. Den mellersta nivån -2,8 meter uppvisade ett konstant portryck vilket betyder att portrycket hade återgått till ursprunglig värde innan första mätningen. Djupaste nivån -4,8 meter avviker från de övriga och detta tros bero på att någonting blivit fel vid installationen av BAT-spetsen. Portrycket verkar momentant och klingar av relativt fort med tiden. Enligt tidigare presenterad teori har portrycksökningen som orsakats av pålslagningen halverats efter cirka ett dygn. Mätningar utförda av Sällström (2001) visade att två veckor efter utfört träpålningsarbete hade portrycket i stort sett återgått till ursprungligt värde. Sannolikt hade en mycket tydligare trend av portrycksutjämningen och konsolideringshastigheten kunnat redovisas om den inledande mätningen utförts inom 1-3 dagar efter pålinstallationen. Eftersom inga mätningar utfördes under de två första veckorna tappar analysen i värde och sannolikt hade majoriteten av portrycksutjämningen redan ägt rum vid den första mätningen. 61 ANALYS OCH DISKUSSION 6.4 Stabiliseringseffekter av träpålningen Trafikverket vet av erfarenhet att det i viss mån sker en ökning av stabiliteten i samband med Norrlandspålning. Däremot är omfattningen på den faktiska stabiliseringseffekten osäker, det går inte att tillgodoräkna sig en ökad odränerad skjuvhållfasthet för stabiliteten. Dock antas rent praktiskt en stabilitetsökning och genom till exempel de vingförsök som presenteras i arkivstudien har det gått att uppvisa en hållfasthetsökning i jorden efter att den tillåtits konsolidera efter att träpålarna installerats. Resultaten från kolvprover i form av utförda fallkonförsök och direkta skjuvförsök uppvisar ingen ökning av sulfidjordens odränerade skjuvhållfasthet. Däremot visade CPT-sonderingarna en påtaglig ökning av den odränerade skjuvhållfastheten med närmare 300 % jämfört med innan träpålarna installerades. Resultaten från fält- och laborationsmetoderna motsäger varandra. Det finns ett flertal potentiella felkällor för båda metoderna vilket gör att det inte går att fastställa vad skillnaderna beror på och vilket resultat som eventuellt är felaktigt. Därmed går det inte heller att dra någon slutsats om Norrlandspålningens eventuella stabiliseringseffekter och förändringar av den odränerade skjuvhållfastheten. Den personliga bedömningen och ”magkänslan” är dock att det sannolikt är kolvproverna som blivit störda och inte CPT resultaten som är felaktiga. För CPT-sonderingarna har sulfidjordens hållfasthet ökat mellan varje provtagning, det vill säga jorden har fortsatt konsolidera och en återhämtning av den odränerade skjuvhållfastheten har skett. En eventuell skjuvhållfasthetsökning av sulfidjorden i pålslagningsområdet skulle öka stabilitetseffekten där det lastfördelande lagret, träpålarna och den omgivande sulfidjorden tillsammans agerar som en svag samverkande ”jordkaka”. Resultaten från kolvproverna ska dock inte helt avfärdas som felaktiga. Det finns en möjlighet att ingen faktisk störning och/eller konsolidering av sulfidjorden ägt rum 60 cm bortanför pålens centrum samtidigt som en markhävning skett. Jordundanträngningen som Olsson och Holm (1993) beskriver i kapitel 2.3.3 kan antas ha orsakat horisontella spänningarna som påverkat jorden i samband med pålinstallationen, men de kanske inte är av den magnituden att de har någon inverkan på sulfidjordens egenskaper. Det flertal potentiella felkällor för både kolvprovtagningarna och CPT-sonderingarna gör det svårare att dra slutsatser om vilken undersökningsmetod som bäst överensstämmer med verkligheten. Det är viktigt att ha i åtanke att sulfidjord är en förrädisk jordart som kan ha varierande egenskaper från fall till fall. 62 SLUTSATSER 7 SLUTSATSER I kapitlet besvaras studiens forskningsfrågor, därefter diskuteras studiens validitet och generaliserbarhet. Avsnittet avslutas med rekommendationer för fortsatt arbete och forskning. 7.1 Svar på forskningsfrågor Forskningsfråga 1 ”Hur påverkas den odränerade skjuvhållfastheten hos en lös sulfidhaltig finjord i samband med träpålning?” De utförda laboratorieundersökningarna i form av fallkonförsök och direkta skjuvförsök uppvisade inte någon förändring av den odränerade skjuvhållfastheten mellan de olika provtagningstillfällena. Däremot har en påtaglig ökning motsvarande cirka 300 % av jordens ursprungliga hållfasthet erhållits vid CPT-sonderingarna jämfört med innan och efter att träpålarna installerades. Anledningen till att in-situ metoden påvisar en förändring men inte laboratoriemetoderna kan vara att det vid laboratorieundersökningarna har varit svårt att simulera de spänningstillstånden som uppkommit efter utförd pålning. Eftersom det inte går att utesluta vilket resultat som är felaktigt går det således inte heller att dra någon slutsats om hur den odränerade skjuvhållfastheten påverkas i samband med träpålningen. Forskningsfråga 2 ”Hur kan eventuella skjuvhållfasthetsförändringar kopplas till träpålning?” Hållfasthetsökningen som uppvisades vid CPT-sonderingarna beror sannolikt på de slagna träpålarna. Installationen orsakade ett ökat porvattentryck och spänningsförändringar i sulfidjorden. Efter att utjämningen av portrycket och konsolideringsprocessen slutförts har sulfidjorden fått ett ökat förkonsolideringstryck och därigenom en ökad odränerad skjuvhållfasthet. Forskningsfråga 3 ”Kan Norrlandspålning användas som en stabilitetshöjande åtgärd?” Förstärkningsmetoden Norrlandspålning betraktas endast som sättningsreducerande. Men de praktiska erfarenheterna från intervjuade personer och studerad litteratur antyder att en stabilitetshöjning sker i viss mån. Detta synsätt överensstämmer för beställare, konsulter och entreprenörer. De styva träpålarna är fristående i sitt grundutförande men när de samverkande geosynteterna och krossmaterialet påförs last och överför detta till träpålarna skapas en styv nätkonstruktion som kan liknas med en svag armerad ”betongkaka”. Att Norrlandspålning inte tillgodoräknas vid stabilitetsberäkningar är sannolikt en konservativ tolkning men det är svårt att fastställa någon exakt omfattning av stabilitetseffekten. 63 SLUTSATSER 7.2 Validitet De erhållna resultaten från utförda fält- och laborationsmetoder motsäger varandra, dessutom bör ett större antal försök utföras för att dessa ska kunna betraktas som representativa och kunna bidra till trovärdiga slutsatser. En hållfasthetsökning har påvisats med resultaten från utförda CPT-sonderingar och kan ligga till grund för fortsatta undersökningar inom området. 7.3 Fortsatt arbete och forskning Här presenteras kortfattat förslag på fortsatt arbete och forskning. Jämföra resultaten för den odränerade skjuvhållfastheten med vingförsök och CPT-sondering Vid framtida undersökningar rekommenderas användning av in-situ metoderna CPT-sondering och vingförsök för utvärdering av eventuella förändringar av den odränerade skjuvhållfastheten. I rapporten presenteras resultat från båda metoderna som indikerar en ökning av den odränerade skjuvhållfastheten efter att träpålarna installerats. Det låga antalet utförda undersökningar innebär att dessa inte kan uteslutas vara felaktiga. Om ett större antal försök gjorts inom samma område med båda in-situ metoderna hade det förhoppningsvis varit möjligt att påvisa eller utesluta en eventuell hållfasthetsökning. Undersöka om det går att räkna på Norrlandspålning som en stabilitetshöjande åtgärd Utföra beräkningar med numeriska beräkningsprogram som bygger på finita elementmetoden (FEM). Förstärkningsmetoden Norrlandspålning är komplex att räkna på med många inverkande faktorer att ta hänsyn till. Det råder stor osäkerhet angående stabiliseringseffekten vilket gör att Trafikverket inte tillgodoräknar sig en stabilitetsökning. En intressant faktor kan vara att undersöka vilken inverkan portrycksförändringar har på stabiliteten. Portrycksutveckling och inverkan i samband med pålnedslagningen De tilltänkta portrycksmätningarna i examensarbetet får anses som ett misslyckande då den initiella portrycksökningen i samband med pålslagningen aldrig lyckades mätas. Genomförandet kräver noggrann planering eftersom portrycket avtar redan efter några dagar. Portrycksspetsar bör installeras i vägmitt eftersom portrycket är störst där och sedan snabbt avtar ut mot vägkanterna. Valvverkan mellan träpålarna Jordarmeringen och krossmaterialets samverkan är ett kritiskt moment i Norrlandspålningens utförande. Både geonät och styva geotextiler har använts i olika projekt. Fungerar båda dessa på ett tillfredställande sätt eller borde det ställas högre krav angående jordarmeringen? En annan aspekt som kan kontrolleras är om det är möjligt att utföra det lastfördelande lagret med en förändrad ordningsföljd vid utläggningen. Om de styva geotextilerna som användes i Vibbyn projektet kan läggas direkt ovanpå varandra utan ett mellanliggande lager med krossmaterial skulle det effektivisera och påskynda byggprocessen utan att det lastfördelande lagrets tjocklek förändras. 64 REFERENSER 8 REFERENSER Andersson, M. och Norrman, T. (2004). Stabilisering av sulfidjord – en litteratur- och laboratoriestudie, Examensarbete 2004:126 CIV. Luleå: Institutionen för Samhällsbyggnad, Avd. Geoteknik, Luleå tekniska universitet. Axelsson, K. (1998). Introduktion till jordmekaniken jämte jordmaterialläran, Skrift 98:4. Luleå: Institutionen för Samhällsbyggnad, Avd. Geoteknik, Luleå tekniska universitet. Axelsson, K. och Magnusson, O. (1999). Grundläggningsteknik, Skrift 99:01. Luleå: Institutionen för Väg– och vattenbyggnad, Avd. Geoteknik, Luleå tekniska universitet. BAT Geosystems AB. (2012a). Hämtat från <http://www.bat.eu/produkter/portrycksspetsar7129555. (2014-02-10). BAT Geosystems AB. (2012b). Hämtat från <http://www.bat.eu/produkter/portrycksm%C3%A4tning-7131219. (2014-02-10). Beek, K.J., Blokhuis, W.A., Driessen, P.M., van Breemen, N., Brinkman, R. och Pons, L.J. (1980). Problem soils – Their reclamation and management – Land reclamation and water management. Developments, Problems and Improvement. International Institute for Land Reclamation and Improvement, Publication 27, pp. 37: 297-290. Crooks, J.H.A., Matyas, E.L. och McKay, H.M. (1980). Excavation slope stability related to porewater pressure variations during piling, Canadian Geotechnical Journal, Vol. 17, no 2, pp. 225-235. Dugan, J.P., Freed, D.L. (1984). Ground heave due to pile driving, Proc. International conference on case histories in geotechnical engineering, St. Louis, MO, 1984, (Ed Shamsher Prakash), Vol. 1, pp. 117-122. Eriksson, L.G., Mácsik, J., Pousette, K. och Jacobsson, A. (2000). Sulfidjord – en problemjord längs Norrlandskusten, Bygg och Teknik, Vol. 92, no 1, pp. 24-26. Georgala, D. (1980). Paleonenvironmental studies of post-glacial black clays in north-eastern Sweden, Acta universitatis stockholmiensis, Stockholm Contributions in Geology, Vol. 36, no 2, pp 93151. Hellman, L. (1981). Om grundläggningsteknik i tätort. Byggnadskonst, Vol. 73, no 10, pp 13-16. Hintze, S., Liedberg, S., Massarsch, R., Hansson, M., Elvhammar, H., Lundahl, B. och Rehnman, S.E. (1997). Omgivningspåverkan vid pål– och spontslagning, Pålkommissionen rapport 95. Linköping. Händel, Å. (1996). Sulfidhaltiga jordar i Norrbotten och Västerbotten – förekomst och egenskaper. Examensarbete. Uppsala: Institutionen för Markvetenskap, Avd. Marklära och ekokemi, Sveriges lantbruksuniversitet. Karlsson, R. och Hansbo, S. (1984). Jordarternas indelning och benämning, Geotekniska laboratorieanvisningar, del 2, T21:1982 (3:e reviderade upplagan). Stockholm: Byggforskningsrådet. KTH. (1986). Jord- och bergmekanik, grundkurs, Kompendium. Stockholm: Institutionen för Byggvetenskap, Avd. Jord- och bergmekanik, Kungliga tekniska högskolan. 65 REFERENSER Larsson, R. (2007). CPT-sondering. Utrustning – utförande utvärdering. En in-situ metod för bestämning av jordlagerföljd och egenskaper i jord, SGI Information 15. Linköping: Statens geotekniska institut. Larsson, R., Westerberg, B., Albing, D., Knutsson, S. och Carlsson, E. (2007a). Sulfidjord – geoteknisk klassificering och odränerad skjuvhållfasthet, SGI Rapport 69. Linköping: Statens geotekniska institut. Larsson, R., Sällfors, G., Bengtsson, P-E., Alén, C., Bergdahl, U. och Eriksson, L. (2007b). Skjuvhållfasthet – utvärdering i kohesionsjord, SGI Information 3. Linköping: Statens geotekniska institut. Larsson, R. (2008). Jords egenskaper, SGI Information 1. Linköping: Statens geotekniska institut. Mácsik, J. (1994). Risken för utfällning av ferriföreningar ur dräneringsvatten från anaeroba och anaeroba sulfidjordar, Licentiatuppsats 1994:10. Luleå: Institutionen för Väg– och vattenbyggnad, Avd. Geoteknik, Tekniska högskolan i Luleå. Magnusson, O. och Axelsson, K. (2001). Utvärdering av skjuvhållfasthet med CPT i organisk jord. Teknisk rapport 2001:01. Luleå: Institutionen för Väg– och vattenbyggnad, Avd. Geoteknik, Luleå tekniska universitet. Massarsch, K.R. (1976). Soil movements caused by pile driving ion clay, Pålkommissionen Rapport 51. Stockholm: Ingenjörsvetenskapsakademin, Doktorsavhandling. Massarsch, K.R., Westerberg, E., och Broms, B.B. (1997). Footing supported on settlement reducing vibrated soil nails, Proc. 14 International Conference on soil mechanics and foundation engineering, Hamburg, 1997, Vol.3, pp. 1533-1539. Müller, R. (2010). Embankments founded on sulphide clay – some aspects related to ground improvement by vertical drains, Licentiatavhandling. Stockholm: Institutionen för Byggvetenskap Avd. Jord- och bergmekanik, Kungliga tekniska högskolan. Nystrand, B.Å. (1980). Some properties of sulphide-bearing sediments on the coast of northen Sweden. Uppsala: STRIAE, Vol. 13, 52 p. Olsson, C. och Holm, G. (1993). Pålgrundläggning. Stockholm: Svensk Byggtjänst och Statens Geotekniska Institut (SGI). ISBN 91-7332-663-1. Pousette, K. (2010). Miljöteknisk bedömning och hantering av sulfidjordsmassor, Forskningsrapport. Luleå: Institutionen för Samhällsbyggnad, Avd. Geoteknologi, Luleå tekniska universitet. Pålkommissionen. (2012). Pålstatistik för Sverige 2011, Information 2012:1. Linköping. Schwab, E.F. (1976). Bearing capacity, strength and deformation behavior of soft organic sulphide soils, Doktorsavhandling. Stockholm: Institutionen för Byggvetenskap, Avd. Jord- och bergmekanik, Kungliga tekniska högskolan. SGF/BGS. (2001). Beteckningssystem – för geotekniska utredningar, Version 2001:2. SGF. (2004). Direkta skjuvförsök – en vägledning, SGF Notat 2:2004. Linköping: Svenska geotekniska föreningen. 66 REFERENSER SGF. (2009). Metodbeskrivning för provtagning med standardkolvprovtagare – ostörd provtagning i finkornig jord, SGF Rapport 1:2009. Linköping: Svenska geotekniska föreningen. SGF. (2013). Geoteknisk fälthandbok, SGF Rapport 1:2013. Göteborg: Svenska geotekniska föreningen. Stål, T. Wedel, P. och Avén, S. (1984). Handboken Bygg, G, Geoteknik. Stockholm: LiberFörlag. ISBN 91-38-06077-9. Sällfors, G. (2001). Geoteknik, jordmateriallära, jordmekanik. Lund: Studentlitteratur AB. Upplaga 5:6. ISBN 978-91-44-03153-8. Sällström, T. (2001). Träpålar med vertikaldräner som sättningsreducerande åtgärd i kohesionsjord, Examensarbete 2001:252. Luleå: Institutionen för Samhällsbyggnad, Avd. Geoteknik, Luleå tekniska universitet. Tensar International. (2013). Hämtat från: <http://www.tensar.se/tensarbasetex/sv/broschyr_grundlaggning_over_palar.pdf. (2014-02-03). Thelander, J. (2011). Skjuvhållfasthetsbestämning i lera – I samband med fördjupad släntstabilitetsutredning, Examensarbete. Lund: Institutionen för Byggvetenskaper, Avd. Byggnadsmekanik, Lunds universitet. Trafikverket. (2011a). TK Geo 11, Trafikverkets tekniska krav för geokonstruktioner. Publikation 2011:047. Trafikverket. ISBN 978-91-7467-114-8. Trafikverket. (2011b). Miljökonsekvensbeskrivning för arbetsplan, väg 685, vibbyn – skogsån, etapp 2. Objekt: BD–11277–685. Trafikverket. (2012a). Förfrågningsunderlag. Vectura. Objekt. BD–11277–685. Trafikverket. (2012b). Beskrivning, väg 685, Vibbyn – Skogså, etapp 2. Objekt: BD–11277–685. Trafikverket. (2013). Inarbetning av träpålning i TK Geo. Hämtat från intern webbplats. Vägverket (nuvarande trafikverket). (1995). Allmän teknisk beskrivning Bankpålning, Publikation 1994:68. Avd. Teknik sektion väg– och geoteknik. Westerberg, B. och Mácsik, J. (2003). Byggande i sulfidjord – bättre dimensionering och ekonomi genom ny kunskap. Väg– och vattenbyggaren, no 4, pp. 32-34. Westerberg, B., Albing, D. och Larsson, R. (2005). Research on strength and deformation properties of Swedish fine-grained sulphide soils, Proc. 16 International conference on soil mechanics and geotechnical engineering, Osaka, 2005, Vol. 2, pp. 623-626. Wiklander, L., Hallgren, G., Brink, N. och Jonsson, E. (1950). Studies on gyttja soils, 2: Some characteristics of two profiles from Northern Sweden. Uppsala: Kungliga lantbrukshögskolan, Vol. 17, pp. 24-36. Yu, Y. (1993). Testing and modeling of silty and sulphide rich soils, Doktorsavhandling 1993:121. Luleå: Institutionen för Väg– och vattenbyggnad, Avd. Geoteknik, Tekniska högskolan i Luleå. 67 REFERENSER Intervjuer Intervju med Tomas Boman, BDX, 2014. Intervju med Thomas Forsberg, Complab, Luleå tekniska universitet, 2014. Intervju med Nicklas Thun, Trafikverket, 2014. 68 Bilaga 1 Beräknad effektiv vertikallast 1 sida 1(1) Bilaga 2 Planritning 1 sida 1(1) Bilaga 3 Bedömda pållängder 2 sidor Längdsektion över bedömda pållängder i området vid Kippelbäcksbron med själva bron inom området för skyddspålning. 1(2) Detaljerad tabell över pållängderna från sektion 1/610 till 1/830. 2(2) Bilaga 4 Tvärsektion BH104 1 sida Tvärsektion över examensarbetets referenspunkt, BH104. 1(1) ! ! ! ! ! Bilaga!5! MRM!rutinundersökningar! 1!sida! 1(1) ! ! ! ! ! Bilaga!6! MRM!CRS,försök! 12!sidor! ! 1(12) 2(12) 3(12) 4(12) 5(12) 6(12) 7(12) 8(12) 9(12) 10(12) 11(12) 12(12) ! ! ! ! ! Bilaga!7! CPT!utvärdering! 6!sidor! 2012-09-26 C P T - sondering Bilaga 3:17 Projekt Skogså-Vibbyn 111925 Plats KM1/660 Borrhål BH104 20120830 Datum Förborrningsdjup Startdjup Stoppdjup Grundvattenyta Referens Nivå vid referens Kalibreringsdata Spets 51057 Datum 2011-08-23 Areafaktor a 0,710 Areafaktor b 0,006 Skalfaktorer Portryck Område Faktor Förborrat material Geometri Normal Vätska i filter Fett o olja Operatör J Åman Utrustning Envi x Portryck registrerat vid sondering 0,02 m 0,02 m 13,32 m 0,50 m my Nollvärden, kPa Inre friktion Oc Inre friktion Of Cross talk c1 Cross talk c2 Friktion Område Faktor 0,0 kPa 0,0 kPa 0,000 0,000 Spetstryck Område Faktor Före Efter Diff Portryck 100,00 114,00 14,00 Korrigering Portryck Friktion Spetstryck Friktion 0,00 0,00 0,00 Spetstryck 0,00 0,00 0,00 (ingen) (ingen) (ingen) Bedömd sonderingsklass 2 Använd skalfaktorer vid beräkning Portrycksobservationer Djup (m) 0,50 Portryck (kPa) 0,00 Skiktgränser Djup (m) Klassificering Djup (m) Från Till 0,00 0,50 3,00 13,00 Densitet (ton/m3) Flytgräns 1,80 Jordart F Su M Anmärkning Q:\2012\111925\Dokument\Övrigt\Geoteknik\Conrad\BH104.cpw 1(6) 2(6) 16 14 12 10 8 6 4 2 0 0 2 Spetstryck qt (MPa) 4 6 8 10 Förborrningsdjup 0,02 m Start djup 0,02 m Stopp djup 13,32 m Grundvattennivå 0,50 m 12 0 50 Friktion ft (kPa) 100 150 Referens my Nivå vid referens Förborrat material Geometri Normal CPT-sondering utförd enligt EN ISO 22476-1 Djup (m) 200 0 U Uo U Uo Uo Uo U Uo U U U Portryck u, uo, u (kPa) 200 400 Vätska i filter Fett o olja Borrpunktens koord. Utrustning Envi Sond nr 51057 0 Skogså-Vibbyn 111925 KM1/660 BH104 20120830 2012-09-26 Q:\2012\111925\Dokument\Övrigt\Geoteknik\Conrad\BH104.cpw Friktionskvot Rft (%) Portrycksparameter Bq Lutning (grader) 2 4 6 0,0 0,5 1,0 0 5 10 Projekt Projekt nr Plats Borrhål Datum 3(6) 16 14 12 10 8 6 4 2 0 0 Cl Su Cl Si Sa EL M L EL vL vL NC NCSi F ej utv. pga ((qt-Svo)/S`vo) < 0 Cl EL NC Si L Klassificering Referens my Nivå vid referens Grundvattenyta 0,50 m Startdjup 0,02 m (x) (x) x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x (x) x (x) (x) (x) (x) Odränerad skjuvhållfasthet 10 20 30 40 50 fu ((x)) (kPa) 60 70 Förborrningsdjup 0,02 m Förborrat material Utrustning Envi Geometri Normal x x x x x x x x x +xo +x o +x o +x o +x o x+ + o x Svensk empiri Lunne, överkonsoliderad Lunne, normalkonsoliderad 40 50 Q:\2012\111925\Dokument\Övrigt\Geoteknik\Conrad\BH104.cpw o Modul (MPa) 20 30 Skogså-Vibbyn 111925 KM1/660 BH104 20120830 10 Projekt Projekt nr Plats Borrhål Datum Relativ lagringstäthet ID (%) Friktionsvinkel (o) 30 40 50 0 50 100 0 Utvärderare T Björnehall Datum för utvärdering 2012-09-18 CPT-sondering utvärderad enligt SGI Information 15 rev.2007 Djup (m) 2012-09-26 4(6) 16 14 12 10 8 6 4 2 0 0 Cl Su Cl Si Sa EL M L EL vL vL NC NCSi F ej utv. pga ((qt-Svo)/S`vo) < 0 Cl EL NC Si L Klassificering Referens my Nivå vid referens Grundvattenyta 0,50 m Startdjup 0,02 m o o o 20 o o o o o o o o o o o o o o o o o o o o o o o o o o o o o o o o o o o 40 o o o o o o o o o o o Effektivtryck (kPa) 60 80 Förborrningsdjup 0,02 m Förborrat material Utrustning Envi Geometri Normal o 100 120 140 Utvärderare T Björnehall Datum för utvärdering 2012-09-18 CPT-sondering utvärderad enligt SGI Information 15 rev.2007 Djup (m) (x) x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x (x) (x) 160 0 x (x) (x) Skogså-Vibbyn 111925 KM1/660 BH104 20120830 (x) (x) ((x)) Q:\2012\111925\Dokument\Övrigt\Geoteknik\Conrad\BH104.cpw ((x)) ((x)) Odränerad skjuvhållfasthet fu (kPa) 50 100 150 200 Projekt Projekt nr Plats Borrhål Datum 2012-09-26 2012-09-26 C P T - sondering Sida 1 av 1 Plats Borrhål Datum Projekt Skogså-Vibbyn 111925 Djup (m) Från Till Klassificering t/m3 0,00 0,02 0,22 0,42 0,62 0,82 1,02 1,22 1,42 1,62 1,82 2,02 2,22 2,42 2,62 2,82 3,02 3,22 3,42 3,62 3,82 4,02 4,22 4,42 4,62 4,82 5,02 5,22 5,42 5,62 5,82 6,02 6,22 6,42 6,62 6,82 7,02 7,22 7,42 7,62 7,82 8,02 8,22 8,42 8,62 8,82 9,02 9,22 9,42 9,62 9,82 10,02 10,22 10,42 10,62 10,82 11,02 11,22 11,42 11,62 11,82 12,02 12,22 12,42 12,62 12,82 13,02 F F F ej utv. pga ((qt-Svo)/S`vo) < 0 NC Cl EL Si L Si L Sa L Sa v L Sa v L Si v L NCSi Cl EL NCSi Cl vL NCSi Cl L NCSi Cl L NCSi Cl L Su M Su M Su M Su M Su M Su M Su M Su M Su M Su M Su M Su M Su M Su M Su M Su M Su M Su M Su M Su M Su M Su M Su M Su M Su M Su M Su M Su M Su M Su M Su M Su M Su M Su M Su M Su M Su M Su M Su M Su M Su M Su M Su M Su M Su M Su M Su M Su M Su M Su M NC Cl EL 1,80 1,80 1,80 1,80 1,30 1,70 1,70 1,80 1,70 1,70 1,60 1,30 1,30 1,30 1,60 1,60 1,60 1,30 1,30 1,45 1,30 1,45 1,45 1,45 1,45 1,45 1,45 1,45 1,45 1,60 1,60 1,60 1,60 1,60 1,60 1,60 1,60 1,60 1,60 1,60 1,60 1,60 1,60 1,60 1,60 1,60 1,60 1,60 1,60 1,60 1,60 1,60 1,60 1,60 1,60 1,60 1,60 1,60 1,60 1,60 1,60 1,60 1,60 1,60 1,60 1,60 1,60 0,02 0,22 0,42 0,62 0,82 1,02 1,22 1,42 1,62 1,82 2,02 2,22 2,42 2,62 2,82 3,02 3,22 3,42 3,62 3,82 4,02 4,22 4,42 4,62 4,82 5,02 5,22 5,42 5,62 5,82 6,02 6,22 6,42 6,62 6,82 7,02 7,22 7,42 7,62 7,82 8,02 8,22 8,42 8,62 8,82 9,02 9,22 9,42 9,62 9,82 10,02 10,22 10,42 10,62 10,82 11,02 11,22 11,42 11,62 11,82 12,02 12,22 12,42 12,62 12,82 13,02 13,21 wL fu kPa vo o (2,4) ((80,7)) (37,4) ((81,0)) (37,0) 38,7 37,8 37,1 ((63,9)) (34,9) (5,4) (19,3) (20,1) (30,7) (33,3) 18,8 10,4 9,4 9,9 10,9 10,9 10,4 10,3 11,0 10,8 11,0 10,6 10,7 9,9 8,9 9,2 9,0 9,2 8,9 8,2 8,0 8,5 7,0 7,7 7,7 8,2 7,6 7,8 7,1 7,5 7,7 7,4 6,9 7,6 7,4 7,2 7,5 7,4 7,8 7,7 6,7 7,0 6,5 6,1 8,0 7,3 6,7 5,4 4,4 4,4 (7,1) KM1/660 BH104 20120830 'vo kPa kPa 0,2 2,1 5,7 9,2 12,2 15,2 18,5 21,9 25,4 28,7 31,9 34,8 37,3 39,9 42,7 45,9 49,0 51,9 54,4 57,1 59,8 62,5 65,3 68,2 71,0 73,9 76,7 79,6 82,4 85,4 88,5 91,7 94,8 98,0 101,1 104,2 107,4 110,5 113,7 116,8 119,9 123,1 126,2 129,4 132,5 135,6 138,8 141,9 145,1 148,2 151,3 154,5 157,6 160,7 163,9 167,0 170,2 173,3 176,4 179,6 182,7 185,9 189,0 192,1 195,3 198,4 201,5 0,2 2,1 5,7 9,0 10,0 11,0 12,3 13,7 15,2 16,5 17,7 18,6 19,1 19,7 20,5 21,7 22,8 23,7 24,2 24,9 25,6 26,3 27,1 28,0 28,8 29,7 30,5 31,4 32,2 33,2 34,3 35,5 36,6 37,8 38,9 40,0 41,2 42,3 43,5 44,6 45,7 46,9 48,0 49,2 50,3 51,4 52,6 53,7 54,9 56,0 57,1 58,3 59,4 60,5 61,7 62,8 64,0 65,1 66,2 67,4 68,5 69,7 70,8 71,9 73,1 74,2 75,3 'c OCR kPa ID E MOC MNC % MPa MPa MPa 5,0 5,1 14,3 7,8 6,8 4,1 5,9 6,0 18,2 9,5 8,2 4,8 1,00 66,5 46,4 40,8 101,3 48,0 42,1 44,6 50,0 49,4 46,0 45,2 48,9 47,3 48,4 45,7 46,0 41,6 35,8 37,2 36,0 36,9 35,7 32,7 32,0 34,1 27,8 30,7 30,9 32,9 30,5 31,0 28,5 30,1 30,8 29,7 27,6 30,5 29,5 28,7 30,0 29,6 31,3 30,8 26,8 27,9 25,9 24,4 32,1 29,0 26,7 21,4 17,7 17,4 4,7 4,8 14,5 7,6 6,5 3,8 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 4,44 2,03 1,74 1,79 1,95 1,88 1,70 1,61 1,70 1,59 1,59 1,46 1,43 1,25 1,04 1,05 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 Q:\2012\111925\Dokument\Övrigt\Geoteknik\Conrad\BH104.cpw 5(6) 2012-09-26 CPT-sondering utförd enligt EN ISO 22476-1 Skogså-Vibbyn 111925 Vectura J Åman Projekt Projektnummer Borrföretag Borrningsledare Förborrningsdjup Start djup Stopp djup Grundvattennivå Referens Nivå vid referens 0 2 0 0 Förborrat material Geometri Vätska i filter Borrpunktens koord. Utrustning Sond Nr 0,02 m 0,02 m 13,32 m 0,50 m my 4 100 100 6 8 200 200 Borrhål KM1/660 BH104 Datum 20120830 Plats 10 12 Normal Fett o olja Envi 51057 14 300 x Portryck registrerat vid sondering 16 18 20 q,MPa 400 300 400 u,kPa 500 f,kPa 0 Lutning (grader) 5 10 15 0 1 Uppmätt portryck, u, kPa Totalt spetstryck, qt MPa Registrerat spetstryck, qc MPa Registrerad mantelfriktion, fs, kPa 2 3 4 5 Djup (m) 6 7 8 9 10 Q:\2012\111925\Dokument\Övrigt\Geoteknik\Conrad\BH104.cpw 6(6) Bilaga 8 Sammanställning rutinundersökningar 2 sidor 1(2) SW1304 -6,8 SW1304 -4,8 SW1304 -2,8 SW1304 -0,8 SW1302 -6,8 SW1302 -4,8 SW1302 -2,8 SW1302 -0,8 Punkt nr Nivå [m] Ö M U Ö M U Ö M U Ö M U Ö M U Ö M U Ö M U Ö M U 1649 1219 117 928 225 46 9228 2691 113 365 274 40 SCC 7557 VIAK 5031 VFK 477 GK 2106 BV-LP 034 HH5 SGI 3439 JW 3095 HSBR 18 SIG 5034 VPLANB 403 DPF 080 Tub nr 1,42 1,33 1,39 1,36 1,38 1,35 1,41 1,37 sasuSi clSuSi Ptf (si)SuCl (si)SuCl sasuSi clSuSi Ptf (si)SuCl (si)SuCl 134 128 141 128 124 121 134 108 132,8 122,4 148,7 132,3 107,3 130,6 150,8 114,7 12,7 12,4 12,4 12,4 12,4 12,4 11,7 11,7 17,7 13,6 8,3 11,2 18,1 11,9 7,8 12,9 7,3 6,8 8,2 9,2 6,9 7,1 8,5 8,6 Okulär klassificering Skrymdensitet Naturlig vattenkvot Konflytgräns Skjuvhållfasthet Sensitivitet Glödningsförlust (jordtyp) w wL St [%] ρ τfu,k [%] [t/m3] [kPa] [%] Fylld till 80% Fylld till 60% Inslag av organiskt material Anmärkning 131219 131219 131218 131217 131107 131105 131104 131030 Undersökningsdatum 2(2) SW1308 -6,8 SW1308 -4,8 SW1308 -2,8 SW1308 -0,8 SW1306 -6,8 SW1306 -4,8 SW1306 -2,8 SW1306 -0,8 Punkt nr Nivå [m] Ö M U Ö M U Ö M U Ö M U Ö M U Ö M U Ö M U Ö M U 2945 3072 139 1437 423 25 VPLANB 4 LUH 426 ORRJE E 7892 ORRJEE 6404 SCG 112 LBF 199 4 23 1242 15 39 199 105 327 2081 11 37 2045 Tub nr 1,37 1,38 1,41 1,37 1,45 1,33 1,38 1,36 sasuSi clSuSi Ptf (si)SuCl (si)SuCl sasuSi clSuSi Ptf (si)SuCl (si)SuCl 135 119 162 95 131 126 123 137 114,7 120,0 135,4 74,8 114,5 105,4 113,3 143,4 13,0 13,0 12,7 17,7 12,7 12,4 11,7 11,4 22,2 13,3 10,8 32,1 40,7 14,6 13,9 13,5 7,0 7,3 8,3 9,1 6,9 7,4 7,6 10,3 Okulär klassificering Skrymdensitet Naturlig vattenkvot Konflytgräns Skjuvhållfasthet Sensitivitet Glödningsförlust (jordtyp) w wL St [%] ρ τfu,k [%] [t/m3] [kPa] [%] Fylld till 80% Fylld till 80% Inslag av organiskt material Fylld till 80% Anmärkning 131004 131003 131001 130930 140131 140130 140130 140129 Undersökningsdatum Bilaga 9 Resultat direkta skjuvförsök 4 sidor 1(4) Skjuvspänning τ [kPa] Skjuvspänning τ [kPa] 18 16 14 12 10 8 6 4 2 0 18 16 14 12 10 8 6 4 2 0 0 0 0,1 0,2 0,3 Vinkeländring ϒ [radianer] SW1308, -2,8m 0,1 0,2 0,3 Vinkeländring ϒ [radianer] SW1308, -0,8m 0,4 0,4 Försöksda ϒ = 0,15 Försöksda ϒ = 0,15 Skjuvspänning τ [kPa] Skjuvspänning τ [kPa] 18 16 14 12 10 8 6 4 2 0 18 16 14 12 10 8 6 4 2 0 0 0 0,1 0,2 0,3 Vinkeländring ϒ [radianer] SW1308, -6,8m 0,1 0,2 0,3 Vinkeländring ϒ [radianer] SW1308, -4,8m 0,4 0,4 Försöksdata ϒ = 0,15 Försöksdata ϒ = 0,15 2(4) Skjuvspänning τ [kPa] Skjuvspänning τ [kPa] 18 16 14 12 10 8 6 4 2 0 18 16 14 12 10 8 6 4 2 0 0 0 0,1 0,2 0,3 Vinkeländring ϒ [radianer] 0,4 0,4 SW1302, -2,8m 0,1 0,2 0,3 Vinkeländring ϒ [radianer] SW1302, -0,8m Försöksda ϒ = 0,15 Försöksdata ϒ = 0,15 Skjuvspänning τ [kPa] Skjuvspänning τ [kPa] 18 16 14 12 10 8 6 4 2 0 16 14 12 10 8 6 4 2 0 0 0 0,1 0,2 0,3 Vinkeländring ϒ [radianer] 0,4 0,4 SW1302, -6,8m 0,1 0,2 0,3 Vinkeländring ϒ [radianer] SW1302, -4,8m Försöksdata ϒ = 0,15 Försöksdata ϒ = 0,15 3(4) Skjuvspänning τ [kPa] Skjuvspänning τ [kPa] 18 16 14 12 10 8 6 4 2 0 18 16 14 12 10 8 6 4 2 0 0 0 0,1 0,2 0,3 Vinkeländring ϒ [radianer] SW1304, -2,8m 0,1 0,2 0,3 Vinkeländring ϒ [radianer] SW1304, -0,8m 0,4 0,4 Försöksda ϒ = 0,15 Försöksda ϒ = 0,15 Skjuvspänning τ [kPa] Skjuvspänning τ [kPa] 18 16 14 12 10 8 6 4 2 0 18 16 14 12 10 8 6 4 2 0 0 0 0,1 0,2 0,3 Vinkeländring ϒ [radianer] SW1304, -6,8m 0,1 0,2 0,3 Vinkeländring ϒ [radianer] SW1304, -4,8m 0,4 0,4 Försöksdata ϒ = 0,15 Försöksdata ϒ = 0,15 4(4) Skjuvspänning τ [kPa] Skjuvspänning τ [kPa] 18 16 14 12 10 8 6 4 2 0 18 16 14 12 10 8 6 4 2 0 0 0 0,1 0,2 0,3 Vinkeländring ϒ [radianer] SW1306, -2,8m 0,1 0,2 0,3 Vinkeländring ϒ [radianer] SW1306, -0,8m 0,4 0,4 Försöksda ϒ = 0,15 Försöksda ϒ = 0,15 Skjuvspänning τ [kPa] Skjuvspänning τ [kPa] 18 16 14 12 10 8 6 4 2 0 18 16 14 12 10 8 6 4 2 0 0 0 0,1 0,2 0,3 Vinkeländring ϒ [radianer] SW1306, -6,8m 0,1 0,2 0,3 Vinkeländring ϒ [radianer] SW1306, -4,8m 0,4 0,4 Försöksdata ϒ = 0,15 Försöksdata ϒ = 0,15
