Utredning och provtagning av förankringsstag i Hotagens regleringsdamm

Transkript

1 Utredning och provtagning av förankringsstag i Hotagens regleringsdamm Examensarbete Elforsk rapport 09:73 Christer Larsson Maj 2008

2 Utredning och provtagning av förankringsstag i Hotagens regleringsdamm Examensarbete Elforsk rapport 09:73 Christer Larsson Maj 2008

3 Förord Vattenkraftföretagen*) har via Elforsk stöttat forskning och utveckling inom det betongtekniska området sedan början av 90-talet. Programmet är inriktat på ett kostnadseffektivt förvaltande av vattenkraftindustrins betongkonstruktioner. Syftet är att ge ett kvalificerat stöd till vattenkraftföretagen. Målet är att ta fram verktyg, riktlinjer, utförandebeskrivningar och teknik som fyller industrins behov, bl a genom att koppla resultaten till RIDAS med tillämpningsanvisningar. Målet är också att bygga kompetens. En uttalad ambition är att samarbeta med övrig industri och landets tekniska högskolor. Programmet administreras med hjälp av en styrgrupp med följande ledamöter: Malte Cederström, Vattenfall AB Vattenkraft Johanna Feldtman, E.ON Vattenkraft Sverige AB Jan Liif, Statkraft Sverige AB Erik Nordström, Vattenfall AB Vattenkraft Karin Persson, Fortum Gunnar Sjödin, Vattenregleringsföretagen Cristian Andersson, Elforsk AB Stockholm augusti 2009 Cristian Andersson Elforsk AB *)Vattenfall AB Vattenkraft, Fortum Generation, E.ON Vattenkraft Sverige AB, Skellefteå Kraft AB, Statkraft Sverige AB, Jämtkraft AB, Sollefteåforsens AB, Karlstads Energi AB, Jönköping Energi AB deltar i innevarande treårsperiod ( ) av ramprogrammet Underhåll och förnyelse av betongkonstruktioner.

4 Sammanfattning Regleringsdammen vid Hotagssjön i Jämtland skulle under år 2008 rivas då betongkvalitén var bristfällig och det saknades armering vilket lett till stora sprickor i konstruktionen. Den främsta orsaken till den dåliga kvalitén var betongens förvärrade alkali-kiselsyra-reaktionsskador, så kallade AKR-skador. Vid dammdimensionering tillåts inte eventuellt förekommande förankringsstag medräknas enligt RIDAS, kraftföretagens riktlinjer för dammsäkerhet (2006). Rivningen av Hotagens regleringsdamm, som ägs av Vattenregleringsföretagen AB, skapade här tillfälle att utreda dessa förankringsstag och bedöma dess tillstånd för att på så sätt skapa en diskussion för framtida dimensioneringsmetoder huruvida förankringsstag får medräknas eller ej. Projektet bedrevs av Vattenfall Research & Development AB och resulterade i detta examensarbete, som finansierades av Elforsk AB. Teoristudien i detta projekt resulterade i en dimensionering av regleringsdammen där dammens säkerhet mot stjälpning analyserades. En dimensionering med säkerhet mot stjälpning, utan förankringsstag, resulterade i ett mothållande moment på 3767 knm och ett stjälpande moment på 2959 knm. Detta gav en säkerhetsfaktor på 1,27 vilket var under RIDAS rekommenderade nivå, 1,5. Vid en motsvarande dimensioneringsberäkning med förankringsstagen medräknade erhölls ett mothållande moment till 4712 knm. Säkerhetsfaktorn blev 1,59 och dammen klarade RIDAS rekommendation för dimensionering. Efter genomförd dammrivning kunde 21 förankringsstag lokaliseras ur samtliga fem monoliter. Totalt utsattes två stag från monolit 4 och ett stag från monolit 3 för dragtester. Vidhäftningstest mellan berg och betong, samt draghållfasthetstest hos betongen utfördes även vid monolit 4. De betongprover som erhölls utsattes även för tryckhållfasthetsprov i betonglaboratoriet. Okulärbesiktning av samtliga uppstickande stag visade på en mycket god kvalité och ingen korrosion kunde observeras. Bergets dåliga kvalité visade sig främst genom den svårdefinierade övergången mellan berg och betongkonstruktion. Resultatet från vidhäftningsprov mellan betong och berg gav en vidhäftningsspänning på 0 MPa. Den dåliga bergkvalitén visades också då dragtester utfördes och utrustningen sjönk vid test på grund av den sprickrika bergytan. Vattenuppträngning nära berg var också påtaglig. Under dragtestet i fält började stagen att flyta vid cirka 290 kn last vilket motsvarade en spänning på cirka 590 MPa i 25mm-stålet. Förankringsstagets fyra brottmekanismer är (a) brott i bergskroppen, (b) vidhäftningsbrott mellan förankringsstag och injekteringsbruk, (c) vidhäftningsbrott mellan bergborrhål och injekteringsbruk samt (d) brott i förankringsstaget. Den dimensionerande brottmekanismen var brott i förankringsstaget, vilket i teoridelen beräknades till 139kN. Under rivningen så försvårades lokaliseringen av stagen i samtliga monoliter då stagen var ingjutna ungefär 0,5 m i betongkonstruktionen, och inte 2 m som ritningarna angav. Detta värde användes vid dimensioneringen av förankringsstagen i teoridelen. Brott i förankringsstaget blev ändå det dimensionerande brottet trots att ingjutningslängden endast var 25 % enligt ritningen.

5 Inför rivning planerades kärnborrning av tre stycken stag där hela staget med omkringliggande injektering skulle borras upp. Proven skulle bestå av berg, injekteringsbruk och förankringsstål. Fördjupande provning skulle senare utföras i betonglaboratoriet för att tillståndsbedöma förankringsstagen och dess vidhäftning. Detta misslyckades till stor del då stagen visade sig orientera sig snett i berget på grund av bergets sneda skiffrighet, vilket innebar att stagen borrades av efter 0,5 m och 1 m hos de två borrningar som genomfördes. Stagen togs upp och fördes vidare till betonglaboratoriet i Älvkarleby. Ingen korrosion kunde upptäckas och övergången mellan berg och betong, där vatten förväntades ge korrosionsskador kunde fastställas approximativt. Här var skicket fortsatt mycket gott och utan korrosion. Betongens kvalité i undre delen av monolit 4 visade på bra kvalité utifrån utförda tryckhållfasthetstester i betonglaboratorium. Resultatet visade att de fem proverna från monolit 4 hade ett relativt högt och normalt värde medan resultat från år 2000 och 1968 visade lägre hållfasthet. En tänkbar anledning var betongens ökade hållfasthet med åldern samt att AKR-skadorna inte påverkat konstruktionen i underkant, där proverna togs, lika mycket som i utkant. Resultatet från teoristudien och provningen av förankringsstagen i detta projekt visade att stagen håller hög standard efter 40 år. Teoriberäkningarna visade att stagen fyller stor funktion för en betongdamms stabilitet. Genomförd provning och besiktning visade i detta fall att man skulle kunna använda förankringsstagen i stabilitetsberäkningarna och erhålla en, av RIDAS, rekommenderad och godkänd stabilitet mot stjälpning hos Hotagens regleringsdamm.

6 Summary The regulate dam at Hotagssjön in Jämtland, Sweden, is going to be tore down due to insufficient concrete quality and lack of reinforcement, which has contributed to large cracks in the construction. The main reason for the bad quality was the worse situation for the concrete due to alkali silicon reactiondamages, also known as ASR-damages. When constructing a concrete dam, RIDAS (Rules for dam safety issued by the Swedish power plants) forbids that anchorage reinforcement are included in the stability calculations. The demolition of the Hotagen regulate dam, own by Vattenregleringsföretagen AB, created a good opportunity to make a condition assessment of the anchorage reinforcement. This created a discussion for future calculation methods whether the anchorage reinforcement can be allowed or not in the stability calculations. The project has been carried out by Vattenfall Research & Development AB and was financed by Elforsk AB. The theoretical study in this project resulted in a stability calculation for the dam. With the anchorage reinforcement not included, the resistance moment is 3767 knm and the overturning moment is 2959 knm. This resulted in a safety factor of 1,27 which is below the RIDAS, recommended value 1,5. In a corresponding calculation when the anchorage reinforcement is included, the resistance moment is 4712 knm, which passes the recommended value. After the dam was torn down a total of 21 anchorage reinforcement bars were found in the five concrete columns. Two bars from concrete column 4 and one bar from column 3 were exposed tensile strength tests. Adhesion strength tests were performed between rock and concrete, and tensile strength test between concrete and concrete, all at concrete column 4. The concrete samples that were received, were transported to Älvkarleby and compressive strength tests were performed. The visual inspection of all bars showed all very good quality and no corrosion were found. The bad rock quality was mainly shown through the hard-defined transition between rock and the concrete construction. No adhesion strength could be measured. The bad rock quality was also shown when the tensile strength test-equipment sank during the tests, due to all the fissures in the rock mass. Water was also found close to the rock surface. During the tensile strength test the bars started to yield at a force of approximately 290 kn which corresponds to a stress at 590 MPa in the 25 mm-bar. The anchorage reinforcement bar has four failure modes. (a) Failure in the rock body, (b) adhesion failure between bar and the grout, (c) adhesion failure between drill hole and grout and (d) failure in the bar. The designed failure is yielding in the bar and it was calculated to 139 kn. During the demolishing of the dam there was some problems locating the anchorage reinforcement bars in all the concrete columns. The bars were only 0,5m into the concrete construction, not as on the blue prints when the anchorage length in the concrete construction was 2 m. This value was used when calculating the anchorage reinforcement bars but the failure in the bars was still the governing, despite that the anchorage length was 25% of the assumed value.

7 Before the demolishing of the dam the plan was to drill out three bars with the whole bar with grout and rock included. These samples were planned to be analyzed in the concrete lab in Älvkarleby later on. This moment failed when it was shown that the bars were inclined in the rock mass due to all the fissures in the rock mass. The bars were drilled off at 0,5 m and 1,0 m during the two drill operations that were carried out. The bars were transported to Älvkarleby and analyzed visually. No corrosion was found and the transition between rock and concrete, where water initially was expected, could be defined approximately. The concrete quality in the lower part of concrete column 4 was very good when testing the samples from it in the compressive strength test equipment. The result showed that the five samples from concrete column 4 had relative high values while the result from year 2000 and year 1968 showed a bit lower values. Possible reasons were the increasing concrete strength with time and that the ASR-damage has not affected the lower parts of concrete column 4 as much as in the outer areas. The result from the theoretical study and the condition assessment of the anchorage reinforcement in this project shows that the bars have good quality after 40 years. The calculation shows that the bars give a substantial contribution to stability of the dam. Testing and inspection show in this case that one could use the anchorage reinforcement in the stability calculations and receive one, by RIDAS, recommended stability against overturning at Hotagen regulate dam.

8 Innehåll 1. Inledning Bakgrund Syfte och måluppställning Metod Avgränsning Ingående objekt Beskrivning av den gamla dammen AKR-skadorna Beskrivning av den nya dammen Dammkonstruktioner Allmänt om dammbyggnader Fyllningsdammar Betongdammar Gravitationsdammar Valvdammar och nya varianter RIDAS, Säkerhet och klassificering RIDAS Dimensioneringsmetodik för betongdammar Allmänt Lasttyper Vattentryck Upptryck Istryck Jordtryck Dimensionering vid brottgränstillstånd Stjälpning Lastfall för stabilitetsberäkningar Glidning Dimensionering av Hotagens regleringsdamm Tillståndsbedömning: stabilitetsanalys gamla dammen Stjälpningskontroll av gamla dammen Glidningskontroll av gamla dammen Stjälpningskontroll med stag medräknade Glidningskontroll med stag medräknade Sammanfattande diskussion kring stabilitetsberäkningarna Förankring Förankring av betongdammar Injekterade stagförankringar Sammanfattande diskussion kring brottmekanismen hos förankringsstagen Förankring av den nya dammen Korrosion hos förankringsstag Korrosionsprocessen föranledd av karbonatisering Korrosionsprocessen föranledd av klorider Provning av dammen Planering för rivning och friläggande av stag Redovisning av provningsgenomförande och dess resultat Rivningsförfarandet... 44

9 6.2.2 Provning av förankringsstag i fält Laborativa undersökningar Analys av förankringsstag Tryckhållfasthetstester av betongprover Sammanfattning av dammprovningen Sammanfattning av arbetsgången Sammanfattning av resultatet Slutsats och diskussion Slutsats Diskussion Erfarenheter Referenser 59 Appendix 1 62 Riskbedömning inför rivning Identifiering och värdering av risker Behandling av risker Appendix 2 66 Appendix 3 67 Appendix 4 68 Appendix 5 69 Appendix 6 70

10 1. Inledning I detta kapitel ges en överblick av arbetets omfattning, bakgrund och arbetsgång. På uppdrag av Vattenfall Research and Development AB genomförs ett, av Svenska elföretagens forsknings- och utveckling Elforsk AB finansierat, projekt om rivningen av Hotagens Regleringsdamm. Projektet vill utnyttja rivningen till att visa och kontrollera dammens kondition och i synnerhet förankringsstags och armeringsjärns kondition. Inom detta projekt ingår detta examensarbete vilket omfattar 30 högskolepoäng och utförs som ett sista led i civilingenjörsutbildningen vid Luleå tekniska universitet (LTU). Ledningen av projektet utgörs av en referensgrupp bestående av representanter från Vattenfall R&D AB, Elforsk AB, Vattenregleringsföretagen AB samt LTU. Referensgruppens representer är: Gunnar Sjödin Beställare/Slutkund, Elforsk/Vattenregleringsföretagen AB Arvid Hejll Projektledare och handledare för examensarbetet, Vattenfall Research and Development AB Daniel Eklund Projektägare, Vattenfall Research and Development AB Lennart Elfgren Examinator för examensarbetet, LTU Markus Hautakoski Projektledare nybyggnation av regleringsdamm, Vattenregleringsföretagen AB Patrik Påhlsson Referensperson, Konstruktör KFS Anläggningskonstruktörer AB Christian Bernstone Referensperson, Vattenfall Research and Development AB Manouchehr Hassanzadeh Referensperson, Vattenfall Research and Development AB 1.1 Bakgrund Regleringsdammen i Hotagen i Jämtland skall rivas då betongkvalitén är bristfällig och det saknas armering vilket lett till stora sprickor i konstruktionen. Den främsta orsaken till den dåliga kvalitén är betongens förvärrade alkali-kiselsyra-reaktionsskador, så kallade AKR-skador, vilket konstaterades under tidigt 90-tal. Rivningen av dammen inbjuder till ett unikt tillfälle för en mängd olika aktiviteter som kan bidra till en ännu större förståelse för frågeställningar som rör olika betongkonstruktioners beteende, beständighet och funktionalitet och då främst hos betongdammar. 1

11 Vattenregleringsföretagen AB, som äger dammen, kommer att ersätta den befintliga dammen i Laxviken, vid södra spetsen av Hotagssjön tillika mynningen av ån Hårkan, med en ny damm cirka 10 meter nedströms om den gamla. Efter nybyggnationen så kommer den gamla betongdammen att rivas ut, troligen under våren Planeringen kring denna rivning väckte intresset hos dammägaren, Vattenreglerinsföretagen AB genom Gunnar Sjödin, att involvera Vattenfall Research & Development AB för att utnyttja rivningstillfället för studier kring dammen. I samband med rivningen gavs således ett gyllene tillfälle att genom försiktig rivning kunna undersöka förankringsstag och ingjuten armering, nåt som inte kunnat göras utan förstörande provning. Detta arbete utmynnade i detta examensarbete. 1.2 Syfte och måluppställning Målet med examensarbetet var att utföra en utredning och vidare en provtagning av förankringsstag vid Hotagens regleringsdamm. Under själva provningsförfarandet var målet att okulärt besikta av från berget uppstickande delar av förankringsstagen och speciellt fokusera på övergången mellan berg och betong. Vidare skulle provdragningar av stagen ske på plats i fält för att testa dess vidhäftningshållfasthet. I de fall där förankringsbrott skedde skulle ingjutningens längd, kvalité samt rostangrepp granskas. Slutligen skulle vissa borrkärnor lösgöras och medtagas till betonglaboratoriet i Älvkarleby. Proven skulle bestå av berg, förankringsbruk och förankringsstål. Fördjupande provning skulle senare utföras i betonglaboratoriet. Teoretiskt ska examensarbetet fördjupa sig i dammdimensioneringsmetodiken med tonvikt kring förankringsstagens dimensionering. Huvudfrågan kring förankringsstagens funktion och påverkan på en betongdamm ska besvaras som följd av den provning som redovisas. Denna provning åskådliggörs fullständigt från provningsplanering, genomförande och laborativa slutresultat. Projektmålet i sin helhet är att utvärdera den gamla dammens kondition, och följa upp utvecklingen av de skador som dokumenterades i den, tidigare av Vattenfall Research & Development AB, genomförda studien år Av specifikt intresse är att utvärdera hur dammens förankringsstag ser ut och hur dess kvalité är med avseende på vidhäftning i betong och berg och då med syfte att tillståndsbedöma dessa stag. 2

12 1.3 Metod Arbetsgången i detta examensarbete kan indelas i tre faser. Inledningsvis indelas en grundläggande och utredande fas, sedan en teorifördjupande fas och slutligen en provningsförfarandefas. Den grundläggande och utredande fasen har syftat till att inleda författaren i ämnet och främst skapa en projekttidplan och en provningsplan för själva dammrivningen och de laborativa försöken med förankringsstagen. Detta anses som ett väldigt kritiskt moment vilket föranledde till att ett stort fokus hamnade i denna fas. Vidare skedde en fördjupning i teoridelen där fokus legat på betongdammdimensionering och förankringsdimensionering. Faktainsamlingen bestod främst av inhämtandet av tekniska rapporter, konstruktionslitteratur och tidigare erfarenheter från berörda personer. Litteraturinhämtandet kom främst från olika bibliotek, Internet och Elforsk AB:s rapportarkiv. I examensarbetet ligger även en stor del i arbetsgången att leda utredningsprojektet med allt ifrån budgetering, mängdning, upphandling, provning och laboration. 1.4 Avgränsning Trots tillfället till studier kring flera områden i och med dammrivningen så kommer fokus i detta examensarbete ligga kring betongdammens förankringsstag i berg och således avses ej övrig armering i konstruktionen och andra teknikområden. Fokuseringen på just förankringsstagen grundar sig även i att tiden för rivningen är kort och de ekonomiska resurserna är begränsade. Med utgångspunkt från tidigare undersökning av Hotagens regleringsdamm bortses stora delar av AKR-skadorna i denna rapport. Den intresserade hänvisas till rapporten Hotagens regleringsdamm, analys av akr-skador, Grönholm (2000). Teoridelen i detta examensarbete fokuserar främst kring förankringsstagen och ingående förklaras förankring av betongkonstruktioner mot berg, alltså förankringsteori för bergförankringar med dess vidhäftning i betong och berg. Vad gäller betongkonstruktioner faller fokus på betongdammar vilket föranleder till en teorifördjupning kring dammkonstruktioner och dess dimensionering med betoning på dammars förankring. 3

13 2. Ingående objekt I detta kapitel ges en förklaring kring det ingående objektet; Hotagens regleringsdamm. Här får läsaren en överblick av dammens konstruktion och en kort tillbakablick över den tidigare studien kring dammens AKR-skador. En beskrivning av den nya ersättningsdammen ingår också. 2.1 Beskrivning av den gamla dammen Hotagens regleringsdamm är en vattenmagasinsreglerande betongdamm, av typen mindre monolitdamm, i Indalsälvens vattenkraftssystem som är belägen 9 mil norr om Östersund. Dammen har erhållit konsekvensklass 3 enligt RIDAS (2002) -Kraftföretagens riktlinjer för dammsäkerhet. Regleringsdammen är placerad vid Hotagssjöns utlopp och anlades under senare delen av 1960-talet i syfte att reglera den 147Mm 3 stora vattenmagasinsvolymen. Med en regleringsamplitud av 3,5m och en medelvattenföring på 17 m 3 /s stod denna damm klar 1967 som första reglering i ån Hårkan, 2km uppströms om den tidigare byggda kraftverksdammen Kvarnfallet. Hårkan i sin tur mynnar ut i Indalsälven vid tätorten Lit i Östersunds kommun (Vattenregleringsföretagen 2007). 4

14 Figur 1. Karta över dammens placering i Sverige ( Regleringsdammen består huvudsakligen av ett segmentutskov med 6 meter fri bredd och som reglerats med en motormanövrerad segmentlucka. Till detta utskov löper en 16 meter lång stödmur i betong som senare kom att utnyttjas av den nya ersättningsdammen. På dammens högra sida löper en 125 meter lång fyllningsdamm. Se figur 2 nedan. Vidare består dammen av 6 stycken träluckutskov uppdelat på ett 70 meter brett utskovsparti. Dessa har reglerats manuellt med en hissanordning. Utskovspartiet har fem stycken betongmonoliter med cirka en meters mellanrum. I detta projekt fokuseras stor del kring förankring av just dessa monoliter. 5

15 Figur 2. Hotagens regleringsdamm innan nybyggnation av ersättningsdamm. Foto: Vattenregleringsföretagen. Figur 3. Hotagens regleringsdamm nedströms vy. Foto: Vattenregleringsföretagen. 6

16 2.2 AKR-skadorna I och med rivningen av Hotagens regleringsdamm ges tillfället att utföra provning av en dammkonstruktion som har en ålder av ungefär 40 år. AKRskadorna i dammen upptäcktes vid en av de rutinmässiga inspektionerna år 1991 utförda av Indalsälvens Vattenregleringsföretag vilket föranledde till tillståndskontroll och livslängdsbedömning av dammen enligt instruktioner i den så kallade CONTECVET-manualen. Denna manual var under utveckling under millennieskiftet och hade i syfte att skapa en praktiskt användbar manual som ska ge säkrare bedömningar av återstående livslängd hos befintliga betongkonstruktioner. Under utredningen såg man även möjligheten att utreda manualens tillämpbarhet på en AKR-skadad damm och delar av resultatet låg som grund för projektet att ta fram CONTECVET-manualen (Grönholm 2000). Under åren med propagerande akr-skador stötte man även på problem med den motormanövrerade segmentluckan vid segmentutskovet. Den har under flera tillfällen låsts fast på grund av rörelser i dammen vilket föranlett till att temporära lagningar och lösningar skett (Vattenregleringsföretagen 2007). Under den utredning som skedde år 2000 av dåvarande Vattenfall Utveckling AB, finansierat av Elforsk och på uppdrag av dammägare Vattenregleringsföretagen AB, så visade enligt Grönholm (2000) att betongen i dammen göts med en ballasttyp som kunde reagera med alkali och att den standardcement som användes hade hög alkalihalt. De skador som framkommit under konstruktionens livstid bedömdes som avgörande orsak till att en ny damm skulle få ersätta. AKR-skadorna var de främsta skadorna men det förekom även en rad andra skador. Bland annat konstruerades gamla dammen med en ingjuten brobana som infästes via stålbalkar i konstruktionen. Den stora temperaturskillnaden som den fjällnära dammen utsattes för innebar stora temperaturutvidgningar som skadade infästningen i toppen av betongmonoliterna. Syftet med projektet var att utreda CONTECVET-manualens tillämpbarhet på en AKR-skadad damm, och målet att göra en tillståndskontroll och livslängdsbedömning enligt den metodik som beskrevs i manualen (Grönholm 2000). Alkalikiselsyrareaktionen, eller AKR-skadorna, är den kemiska reaktion mellan kisel och alkalier som kan finnas i ballasten respektive betongens porvatten. Ballastmaterialet reagerar helt enkelt med cementpastans alkalirika porvatten när svällande reaktionsprodukter bildas, vid en viss kvantitet av båda ämnena. Reaktiv ballast, rätt ballaststorlek och rätt mängd alkali är det olyckliga receptet för processen som skapar skadorna menar Fagerlund (1987) och förklarar reaktionen genom att vattnet absorberas och gelen sväller för att först spräcka ballastkornen och sedan betongen. Stabilitetsberäkningar enligt RIDAS visade enligt Grönholm (2000) att dammen var underdimensionerad och då med avseende på islast. De åtgärder som kom att träda i kraft var en nybyggnation av regleringsdammen 7

17 behövdes. Detta resulterade i en pågående byggnation av en snarlik dammkonstruktion 10 meter nedströms befintlig damm. Den gamla dammen ska rivas parallellt slutfasen i byggskedet av den nya och utgör ett gyllene tillfälle att kontrollera den gamla dammens kondition och för detta examensarbetes skull främst förankringsstagens kondition. Figur 4. AKR-skadad monolit (monolit 5) vid gamla Hotagens regleringsdamm. Foto: Vattenregleringsföretagen. 2.3 Beskrivning av den nya dammen Den nya regleringsdammen som ska ersätta den för detta projekt studerade gamla regleringsdammen är helt skilt från denna. Ombyggnaden ges samma principiella utformning som den befintliga anläggningen där vattenföringen sker genom sänkningskanalen på vänster strand som ej berörs av ombyggnaden. Placeringen av den nya dammen är 10 meter nedströms och den utnyttjar en äldre mur från den gamla dammen som ledmur, vid segmentutskovet. En del av tätningslinjen från den gamla dammen utnyttjas också. Bitvis har omfattande injektering utförs i och med att bergkvalitén varierat. 8

18 Den nya dammen utformas med ett djuputskov med en fjärrstyrd segmentlucka av stål beläget i den befintliga bergkanalen. 7 stycken flodutskov mellan dammonoliter av betong utrustas med 3 stycken plana stålluckor. På dammens södra del byggs en fiskväg samt en kortare jorddammsanslutning. Anläggningsarbetet pågår från februari 2007 till sommaren 2008 och genomförs av Älvservice AB från Åre Kommun (KFS 2007). 9

19 3. Dammkonstruktioner I detta kapitel ges en grundläggande orientering om dammbyggnationer i allmänhet med tyngdpunkten på betongdammar. Vidare ges en grundlig förklaring till dimensioneringsmetodiken för betongdammar enligt RIDAS, - kraftföretagens riktlinjer för dammsäkerhet, med betoning på förankring av betongkroppar i betongdammar. Det dammsäkerhetsarbete som pågår i Sverige just nu har skapat en problemställning huruvida förankringsstag i berg får medräknas eller inte vid dimensionering av betongmonoliter. 3.1 Allmänt om dammbyggnader En damm eller dammbyggnad är allmänt förklarat ett byggnadsverk med syfte att dämma in vatten. Dammens syfte kan vara att höja vattenytan, avleda vatten, lagra vatten för exempelvis bevattning, vattenförsörjning eller elproduktion via vattenkraft. Dammen skapar en fördämning och/eller fungerar som reglering för vattennivån. Sveriges dammbyggnationer används i huvudsak inom vattenkraften men förekommer även för en rad andra ändamål. Dammar har byggts för bevattning, vattenreglering, vattenförsörjning, översvämningsskydd och då mestadels energiförsörjning, så som kvarnar, sågverk, gruvor för att nämna några exempel. (RIDAS 2002). Dammbyggnader som ingår i elproduktionen har två syften. Det första är att lagra vatten och reglera de variationer som uppstår i ett vattendrags flöde och för att få ett jämnt flöde som effektiviserar elproduktionen. Det andra syftet är utöver vattenlagringen att effektivisera det av dammen bildade vattenmagasinet uppströms. Kraftverkets effekt grundar sig bland annat i den fallhöjd som dammens yta och vattenytan nedströms bildar, dammens höjd. (Wiberg et al. 2001). 10

20 Figur 5. Översiktskarta över Sveriges dammbyggnationer (Svensk Energi 2006). I Sverige sker ungefär halva elproduktionen, omkring 65TWh, i vattenkraftanläggningar. Att jämföras med kärnkraft 60TWh, övrig värmekraft 12TWh och Vindkraft 1,3TWh. (50 TWh torrår, 75TWH nederbördsrikt år.) I Sverige finns i dag ungefär 1800 vattenkraftverksdammar och utav dessa är 190 stycken verk av den större storleken, med en effekt på över 10 MW och en höjd av minst 15m (Svensk Energi 2006). Dammar indelas ofta efter byggnadsmaterialet; fyllningsdammar, betongdammar, murverksdammar, trädammar och övriga dammar. Fyllningsdammar är vanligast i Sverige och även internationellt sett. En kort genomgång av dammtyperna följer i nedanstående kapitel. 3.2 Fyllningsdammar Dammbyggnationer vars största beståndsdel är packad jord och sprängsten kallas fyllningsdammar. Dessa kan ytterligare specificeras i termer som jorddamm och stenfyllningsdamm som huvudsakligen består av packad jord respektive sprängsten. Fyllningsdammarna är oftast konstruerade så att tvärsnittet kan indelas i olika zoner med olika egenskaper. De viktigaste zonerna begränsar vattengenomströmningen, hindrar transport av finmaterial från den tätande zonen samt stödjande zoner och erosionsskydd (Nilsson 2001). Eftersom detta arbete huvudsakligen berör betongdammar och främst gravitationsdammar så utelämnas ytterligare information om fyllnadsdammar. 11

21 Den intresserade hänvisas till andra publikationer, så som Vattenfalls handbok, Jord- och Stenfyllningsdammar, Vattenfall (1988), och examensarbetet Nya erosionsskydd på svenska fyllningsdammar, Geijer (2007). 3.3 Betongdammar Betong är ett mycket välanvänt byggnadsmaterial inom dammbyggnationer och förekommer i allt från själva dammkroppen, anslutningskonstruktioner, utskovskonstruktioner till vattenintag och farbanor för trafik. Givetvis ställs olika detaljkrav på betongkvalitén beroende på var i dammkonstruktionen den förekommer men rent generellt ska betongen kunna dämma upp en vattenyta, vara vattentät och bära aktuella laster. De förekommande betongdammarna finns i två, var för sig, varierade konstruktionsmodeller. Dessa är gravitationsdammar, som kan indelas i massivdammar och lamelldammar, och valvdammar. I Sverige finns cirka 50 dammanläggningar i betong som har en höjd över 15m, det vill säga skillnaden mellan nivån för dammkrönet och lägsta grundläggningsnivån är över 15m. Svenska dammbeståndet domineras av lamelldammar (62%) och därefter massivdammar (27%) medan valvdammar förekommer till liten del (11%) (Wiberg et al. 2001) Gravitationsdammar Gravitationsdammar är konstruerade så att stjälpning förhindras genom dess egentyngd. Konstruktionens geometri och materialegenskaper överför vattnets horisontella tryckkraft mot undergrunden genom friktionskrafter som bildas av dammens egentyngd. Gravitationsdammar i sig finns i en rad olika utföranden med lamelldammen, även kallad pelardammar, som den vanligaste följt av massivdammar, samt äldre massiva stenklädda stampbetongdammar (Wiberg et al. 2001) Lamelldammar Lamelldammen består av en tät frontplatta som är på uppströmssidan och som stöds av ett antal lameller/betongpelare. Lamelldammen har en vinklad uppströmssida som gör att vattentrycket medverkar till att förankra dammen mot grunden. Detta medför att dammens egenvikt inte behöver vara tillräcklig för att motstå vattentrycket utan de kan utföras med mindre material än en massivdamm. Vattnets stabiliserande inverkan på lamelldammen avgörs till stor del av uppströmssidans lutning (Wiberg et al. 2001). 12

22 Massivdammar Massivdammen är en enkel dammtyp med en massiv homogen konstruktionskropp som tillhör i huvudsak de tidigaste dammepokerna. Gravitationen är avgörande för konstruktionen vilket ger en stor materialåtgång. Således ges en bred bas av tvärsnittet och stora massor att hantera. Problematiken med denna dammtyp är dålig materialutnyttjande, känslighet för upptryck mot grundläggningsytan och utsättning för temperaturdifferenser och rörelser i grunden (Wiberg et al. 2001) Valvdammar och nya varianter Valvdammar är något rundade i sin utformning och utnyttjar valvverkan för att överföra krafterna till förankringar i berget vilket förutsätter att höghållfast och högkvalitativt berg finns på bägge sidor om dammen. Andra varianter som utnyttjar flera av dessa konstruktionsprinciper förekommer självklart och som ett exempel på detta ses det ökade användandet av spännarmering i betongdammar i syfte att bergförankra dammkonstruktionen. Hooverdammen som dämmer Coloradofloden i Arizona, USA, följer denna princip med sin gravitationsdammkonstruktion med en välvd frontplatta förspänd i omkringliggande bergssidor (Geijer 2007). Ytterligare vidareutveckling av dammkonstruktioner vad gäller nytänkande och design kan ses genom ytterligare en faktor; ekonomin. Behovet att skapa en mer ekonomisk design för valvdammar har skapat en ny design som kallas förspända aluminiumvalvdammar. Den består av en vägg med horisontella sektioner som består av flercelliga segment tillverkade av aluminiumlegering som är förspända med högpresterande bultar. Principen med konstruktionen är att dammen fungerar som en förspänd valvvägg när vattenmagasinet är tomt eller delvis fyllt och när dammen är under vattentryck fungerar den som en konventionell valvdamm (Nazir 1999). Internationellt har betongdammarnas svagheter visat sig oftare bero på dammens anslutningar än på själva betongkonstruktionen. De svagheter som påvisats är främst undermålig grundläggning så som otillräcklig hållfasthet, sprickor, sättningar och hög vattengenomsläpplighet och för högt upptryck beroende på otillräcklig dränering. Stabilitetsproblem på grund av höga flöden, istryck och betongtekniska skador, som till exempel AKR-skador, förekommer också (Risknet/FOI 2002). Den sistnämnda orsaken beskrivs mer i kapitel RIDAS, Säkerhet och klassificering RIDAS Under tidigt 1980-tal sågs behovet av en heltäckande riktlinje för dammsäkerheten i Sverige vilket resulterade i att under år 1997 så fastställdes författningen Kraftföretagens riktlinjer för dammsäkerhet, RIDAS, 13

23 av Svenska Kraftverksföreningen. Namnet RIDAS kom från riktlinjer för dammsäkerhet. Detta verk reviderades år 2002 och fortsatt jobb med förbättring pågår än i dag. Riktlinjerna är mer som ett stöd för berörda medlemsparter dammsäkerhetsarbete och metoder får avstigas om detta dokumenteras. Enligt RIDAS (2002) krävs för god dammsäkerhet att dammen med tillfredsställande säkerhet tål de belastningar och deformationer som har betydelse för stabilitet, funktion och hållfasthet vid utförande och under dess livslängd. Dammar ska klara av alla tänkbara normala belastningar utan att skador uppstår som kan sätta säkerheten i fråga. Dammsäkerheten syftar till att skydda människan och dennes hälsa men även ytterligare faktorer så som skador på miljön, anläggningar och andra ekonomiska värden ska betraktas. Eftersom dammarna påverkar omgivningen i olika omfattning vad gäller dess säkerhet, allt från liten till stor betydelse med hänsyn till skador på omgivningen ska dammar kunna uthärda olika svåra omständigheter. Därför delas dammanläggningar upp efter den konsekvens ett eventuellt dammbrott skulle få, så att dessa klasser avgör de säkerhetskrav som måste uppfyllas, vilket beskrivs tydligt i det för RIDAS tillämpade anvisningsverket (RIDAS 2006). Indelningen av klasserna enligt RIDAS (2002) förklaras nedan från konsekvensklass 1A till 3. 1A motsvarar den allvarligaste konsekvensen och 3 den lindrigaste. Klassificeringen av dammen erhålls då den högsta klassningen ur nedanstående två tabeller blir den gällande. Dessa nivåer redovisas ytterligare i RIDAS kapitel (2002). Konsekvensklass Konsekvens 1A Hög sannolikhet för förlust av många människoliv 1B Sannolikheten för förlust av människoliv eller för allvarlig personskada är icke försumbar. 2 Sannolikheten är försumbar för förlust av människoliv eller för allvarlig personskada. 3 Sannolikheten är försumbar för förlust av människoliv eller för allvarlig personskada. Tabell 1. Konsekvensklassning med avseende på risk för människoliv. 14

24 Konsekvensklass Konsekvens 1A Hög sannolikhet för mycket allvarlig skada på viktiga samhällsanläggningar, betydande miljövärde eller mycket stor ekonomisk skadegörelse. 1B Sannolikheten är beaktansvärd för allvarlig skada på viktiga samhällsanläggningar, betydande miljövärde eller hög sannolikhet för stor ekonomisk skadegörelse. 2 Sannolikheten är icke försumbar för beaktansvärd skada på samhällsanläggningar, miljövärde eller ekonomisk skadegörelse. 3 Sannolikheten är försumbar för skadeutfall enligt ovan. Tabell 2. Konsekvensklassning med avseende på risk för materiella skador. Inför konstruktion av betongdammen fokuseras främst på tre viktiga områden enligt Wiberg et al. (2001). Det gäller alla aktuella laster som verkar på dammen och osäkerheten vid bestämningen av dessa. Sedan gäller det osäkerheter och variationer i konstruktionens dimensioneringsgång och materialkvaliteten, som geologi och grundens vattenföring. Man skiljer på två olika kravområden som en betongkonstruktion ska uppfylla vid dimensionering, två så kallade gränstillstånd. Det gäller dimensionering i bruksgränstillstånd och brottgränstillstånd. För dimensionering i brottgränstillstånd menas då konstruktionen dimensionerat till brottgräns, det vill säga då konstruktionen uppnått sin maximala bärförmåga. För dimensionering i bruksgränstillstånd menas då konstruktionen utsätts för normal belastning och funktionskraven uppfylls (Stehn et al. 2004). För att betongdammen ska dimensioneras i brottgränstillstånd så formuleras ett dimensioneringsvillkor som utmynnar i två begrepp; lasteffekt och bärförmåga. Lasteffekten är effekten av den kraft eller det moment som verkar på konstruktionen och bärförmågan är den största kraft eller det största momentet som en konstruktion kan bära utan att brott uppstår. Villkoret säger att konstruktionens bärförmåga ska överstiga eller vara lika med den lasteffekten (Stehn et al. 2004). Dimensioneringen av betongkonstruktioner grundar sig i två verk grundat på ett statistiskt tankesätt genom partialkoefficientmetoder; Boverkets konstruktionsregler (BKR 03) och Boverkets handbok om betongkonstruktioner (BBK 04). Regelverken använder partialkoefficienter för att förenkla dimensioneringen och för att kunna beräkna bärförmågan då flera olika material används samtidigt, som tillexempel i broar och i dammar (Hejll 2007). Bärförmågans designvärde hos betongdammkonstruktionen, som används vid dimensioneringen, beräknas med hjälp av den karakteristiska hållfastheten som senare reduceras med 3 partialkoefficienter för bärförmågan, säkerhetsklassen, modellosäkerheten. 15

25 Med partialkoefficientmetoden menas då den verifikationsmetod som baseras på sannolikhetsteori för hantering av osäkerheter i laster och materialhållfastheter så att säkerheten mot personskador och bristande funktion blir likvärdig oavsett konstruktionsmaterial, användningsområde och geografiskt läge (Stehn et al. 2004). 16

26 4. Dimensioneringsmetodik för betongdammar I detta kapitel ges en förklaring till dimensioneringsmetodiken för betongdammar i Sverige. Tyngdpunkten ligger på att tyda dimensioneringen enligt RIDAS och med betoning på gravitationsdammar. Slutligen genomförs en kontrolldimensionering av den befintliga dammen i Hotagen inklusive förankringsstagens dimensionering enligt rekommendationer från RIDAS. 4.1 Allmänt Dimensionering av betongdammar vägleds enligt RIDAS och utgår till stor del från BKR och BBK men anpassas till de speciella krav betongdammar kräver (RIDAS 2006). Säkerhetstänkandet ställer krav om glidning och stjälpning av dammkonstruktionen och dessa genom säkerhetsfaktorer mot brott i stället för partialkoefficientmetoden. Wiberg et al. (2001) menar att tidigare användes även vid beräkning mot stjälpning en säkerhetsfaktor mot brott, mellan stabiliserande och stjälpande moment. Detta har vidareutvecklats och man kontrollerar var i tvärsnittet som resultanten av stabiliserande moment och stjälpande krafter finns. Båda metoderna används fortfarande och med fördel beräknas säkerhetsfaktorn mot stjälpning vid överslagsberäkning av äldre dammars stabilitet. (Wiberg et al. 2001). Den noggranna och viktiga projekteringen av betongdammar visar att mångårig kompetens är viktig vilket RIDAS (2006) trycker särskilt på. 4.2 Lasttyper Som nämnt tidigare så ställs olika gränstillstånd för betongkonstruktioner och man brukar tala om två olika; bruksgränstillstånd och brottgränstillstånd. Bruksgränstillståndet anger det tillstånd där kraven är deformationer och rörelser som uppkommer vid normal drift. Detta är det tänkta tillstånd som konstruktionen normalt till vardags utsätts för. Vid brottgränstillståndet anges det tillstånd som ger bärighet vid maximala laster, det vill säga det tillstånd när hela konstruktionen uppnått sin maximala bärförmåga (Stehn et al. 2004). Vid dimensionering av betongdammar ska en äldre metod användas och man skiljer på två olika metoder. En metod med olika lastfall och en metod för tvärsnittsanalys. Detta beskrivs i kapitel Oavsett om det gäller ny dimensionering eller en säkerhetsutvärdering av äldre konstruktioner, avseende exempelvis stabilitet, sprickor eller deformationer, så gäller samma dimensioneringsförutsättningar och metoder. 17

27 Det primära som bör avgöras vid all dimensionering är den belastning som verkar på konstruktionen. De primära lasterna som beaktas är vattentryckets direkta tryck mot dammkroppen, vattnets upptryckande kraft mot basytan, istryck och vågtryck. Ytterligare laster som tillkommer är egentyngd, jordtryck, trafiklaster och slutligen tvångslaster orsakade av deformation, temperaturförändringar, krympning och krypning (Wiberg et al. 2001). De laster som verkar på en damm redovisas i figur 7. Inför dimensioneringsfasen av betongdammen bestäms lasternas storlek, riktning och angreppsyta. Det är viktigt att alla belastningar och kombinationer av belastningar som kan tänkas uppstå analyseras och att det värsta belastningsscenariot beräknas. Nedan följer beskrivning av de primära lasttyper som förekommer vid stabilitetsberäkning av Hotagens regleringsdamm, som redovisas i kapitel Vattentryck Vattentrycket mot dammen är den last som ger upphov till vattenlasten. Denna är den dominerande yttre belastningen och är väl definierad vad gäller storlek och riktning till skillnad från mer svårdefinierade laster som till exempel porvattentryckets fördelning och istrycket (Wiberg et al. 2001). För vattentrycket tas hänsyn till dess påverkan på dammens uppströms- och nedströmssida. Mot uppströmssidan verkar vattentrycket vertikalt och horisontellt. Det horisontella trycket beräknas som differensen mellan lasten på uppströms- och nedströmsvattenytorna. Enligt figur 7 fås sambandet: H h 2 P (1) där P = Det resulterande horisontella vattentrycket [kn/m] = g = 10 kn/m 3 = vattnets tunghet [kn/m 3 ] H = vattendjupet på uppströmssidan [m] h = vattendjupet på nedströmssidan [m] Upptryck Det vattentryck som verkar på dammens undersida redovisas i figur 7 och förklaras som upptryckslast. Fördelningen av denna bestäms genom hänsynstagande av dammens eventuella dränering och injekteringsskärmar. För en massivdamm utan dräner så är hela dammens bas tryckt. Då räknas upptrycket som linjärt avtagande från trycket H på uppströmssidan till trycket h på nedströmssidan, se figur 7 (RIDAS 2006). Om grundläggningens permeabilitet varierar så är tryckfördelningen under dammen helt beroende 18

28 av hur tätheten varierar. Korrekta antaganden av upptryckfördelningen i sådana dammar fås genom fältmätningar (Wiberg et al. 2001). Enligt RIDAS (2006) antas grundläggningsområden som inte är utsatta för tryck rent beräkningsmässigt som utsatta för fullt upptryck. Se figur 7. För att reducera upptryck och således öka dammstabiliteten har man länge nyttjat dräneringsmetoder. Dränagetunnlar, dränageborrning och tätskärmar är exempel på metoder som används (Wiberg et al. 2001). För massivdammar som nyttjar dränagehål i berg och dränagetunnel vid bergytan kan en beräkningsmässig reducering ske. Denna gäller upptrycket vid dränagetunnelns uppströms- och nedströmskant som blir reducerad till 0,30(H-h) + h. Vid ytterligare dränagehål i betongen utöver dränagehål i berget samt dränagetunnel i dammen kan upptryckets reducering antas till 0,50(H-h) + h (RIDAS 2006) Istryck Islasten som verkar mot dammens uppströmssida varierar normalt mellan 50 och 200 kn per löpmeter damm beroende på var geografiskt sett dammen befinner sig. I RIDAS (2003) beskrivs detta genom den geografiska indelningen för bestämning av islasten. Här förtydligas att vissa områden är utsatta för ispressning och vissa områden har särskilda islaster som avstiger från tabellerade värden, då med tanke på tidigare noteringar av istjocklekar. Lägets höjd över havet spelar också stor roll likväl som man kan tänka sig att den globala uppvärmningens effekter påverkar. Islasten antas enligt RIDAS (2003) angripa på en tredjedel av istjockleken räknat från isens överkant. Se figur 7 nedan Jordtryck Betongdammar motfylls i en del lägen med jord- eller stenfyllning. RIDAS (2006) anger att vilojordtryck utnyttjas vid beräkning och eventuella motriktade belastningar ingår som motriktad last. Jord- och stenmaterialets tunghet och jordtryckskoefficient erhålls från undersökningar. Beräkningar av jordtrycket kan variera beroende på en rad faktorer som till exempel påverkan av friktion, belastning av vatten, lutning och överlaster. För specifika dimensioneringsmetoder rekommenderas fördjupning i RIDAS (2006). 4.3 Dimensionering vid brottgränstillstånd Dimensionering i brottgränstillstånd omfattar beräkningar för kontroll av stabilitet och beräkning av spänningsfördelning för dimensionering av 19

29 tvärsnitt och armering (BBK 04). Den dimensionering som görs för betongdammar i brottgränstillstånd görs med hänsyn till stjälpning, glidning, brott i grundläggningssnittet, lyftning, bärighet, materialbrott, förankring och rörelser (Wiberg et al. 2001). I och med detta examensarbetes fokus på förankring och dess påverkan på stabiliteten (stjälpning, glidning och brott i grundläggningssnittet) så kommer tonvikten i denna förklarande del ligga hos dessa dimensioneringsvillkor. Vid beräkning för en damms stabilitet avses dammen indelad i monolitiska enheter som rör sig som stela kroppar utan inre deformation. Indelningen av hela dammen sker utifrån utformningen och fogindelningen och den förväntade samverkan (Wiberg et al. 2001) Stjälpning Det villkor som avgör kravet för stjälpning av dammkonstruktionen har genom historien förändrats. Det ursprungliga villkoret, som används även i dag som övergripande syn, definieras som en kvot mellan stabiliserande och stjälpande moment, vars värde skulle vara under en given säkerhetsfaktor (Wiberg et al. 2001). Stjälpning i sig är egentligen ingen brottmod eftersom den teoretiskt sett inte medför att konstruktionen går sönder. Om jämvikt inte uppfylls genom att reaktionskraften från grunden förskjuts inom kontaktytan för konstruktionen, stjälper den. Stehn (2004) menar att detta egentligen aldrig inträffar då konstruktioner ofta är grundlagt på jord och vid stjälpning så uppstår brott i jorden då kontaktytan blir mindre. Utöver kontroll av förhållandet mellan stabiliserande och stjälpande moment kontrolleras läget på den resultant som kommer från alla på dammkroppens basyta verkande krafter. Kraftresultanten ska falla inom den centrerade area som utgör en tredjedel av längden och bredden av basarean. Se figur 6 nedan. Detta krav kan dock inte betraktas som en säkerhet mot stjälpning utan i stället tillses att hela grundläggningsarean blir tryckt och upptryckskraften under dammen blir linjärt avtagande (RIDAS 2006). I och med att kraftresultanten ska falla inom basytan på den så kallade kärngränsen, se figur 6, så innebär det att dragpåkänningar inte tillåts uppkomma. Vad gäller stjälpningsaxelns läge så beror den ofta av betongens och undergrundens hållfasthet men rent generellt utgörs den av nedströmskanten (Wiberg et al. 2001). Det viktiga med grundläggningen av dammar är att dessa är tryckta mot botten eftersom annars läckage kan uppstå (RIDAS 2006). 20

30 x L L/3 x/3 Figur 6. Kärnarean för rektangulär basyta, här markerad i svart på basytan. Vid konventionell stabilitetskontroll genom momentberäkning av stabiliserande och stjälpande moment beräknas momenten runt stjälpningsaxeln för alla bidragande laster (RIDAS 2006). Säkerhetsfaktorn erhålls via kvoten mellan stabiliserande moment och stjälpande moment. M stab s (2) M stjälp Enligt RIDAS (2006) ska betongdammar dimensioneras enligt den äldre metoden med ovan nämnda säkerhetsfaktor för stjälpning och i kapitel beskrivna dimensioneringsmetodik för glidning. Om konstruktören väljer att dimensionera utefter nyare metoder med partialkoefficienter så går det utmärkt vid tvärsnittsanalyser. I RIDAS (2006) skiljer man dimensioneringen i två delar, en separat uppsättning lastfall, med ej faktoriserade laster, för stabilitets- och glidningsberäkningar och motsvarande för tvärsnittsanalyser Lastfall för stabilitetsberäkningar För dimensioneringsberäkningar av gamla Hotagsdammen tillämpas konventionell stabilitets- och glidningsberäkning enligt RIDAS (2006) med vanligt lastfall, beskrivet nedan. För ekvation 2 tillämpas tre olika säkerhetsfaktorer för motsvarande tre lastfall enligt nedanstående tabell 3. Vidare beskrivs dessa lastfall kort. För beräkningar kring gamla Hotagsdammen tillämpas vanligt lastfall. Se kapitel 5.1. Lastfall Vanligt lastfall 1,5 Exceptionellt lastfall 1,35 Olycksfall 1,1 s Tabell 3. Lastfall vid stabilitetskontroll 21

31 Som tabell 3 anger så delas lastfallen in i tre olika lastfall. Vanligt lastfall tillämpas vid nedanstående lägen enligt RIDAS (2006): Vattenytan vid dämningsgräns, maximalt istryck och stängda luckor. Vattenytan vid dämningsgräns, provisoriska avstängningar, inget istryck vid isfrihållning. Vattenytan vid dämningsgräns kombinerat med luckavstängning i ett utskov och nål-avstängning vid intilliggande utskov, inget istryck vid isfrihållning. Vattenytan vid dämningsgräns samt ogynnsammaste kombination av öppna och stängda utskov samt tillhörande vattenyta på nedströmssidan. Avbördning av alla flöden upp till dimensionerande flöde enligt Flödeskommitténs riktlinjer och därtill hörande vattenytor på uppströms- och nedströmssidan. För befintliga dammar kan detta lastfall innebära överdämning Det exceptionella lastfallet gäller då vattenytan når betongdammens krön och ogynnsam kombination av stängda eller öppna utskov. Lastfallet gäller även när risk för överdämning finns, som vid avbördning av alla flöden upp till dimensionerande flöde och tillhörande vattenytor uppströms och nedströms. Olyckslastfall är laster som kan uppkomma vid olyckor och naturkatastrofer. Händelser som dessa kan vara luckor som förhindras att öppnas vid dimensionerande flöde, exceptionellt höga flöden, sabotage eller motsvarande. Olyckslastfall får medföra skador men ej dammbrott vid dimensionering utifrån dessa. Olyckslastfall bestäms i varje enskilt fall. Lastfall för tvärsnittsanalys delas in i bruksgränstillstånd och brottgränstillstånd, som beskrivits tidigare i kapitel Glidning Genom att tillse överföring av horisontalkrafterna till grunden, kontrolleras säkerhet mot glidning. Dammens stabilitet med avseende på glidning grundar sig på att tillräcklig friktion finns mellan dammkroppen och grunden. Ett glidvillkor formuleras med att kraftresultantens lutning mot basytan ska vara mindre än glidfaktorn. Denna glidfaktor är 0,75 för god berggrund utan flackt liggande slag vid normala lastfall och 0,9 vid särskilda lastningsfall, enligt Wiberg (2001). För jordgrund tillåts inte glidfaktorn överstiga friktionskoefficienten för kontakten mellan betong och jord. Givetvis måste bergets egenskaper under grunden kontrolleras med avseende på risken för glidning. Slag och krosszoner eller bergkvalitéer som påverkar glidningen ska tas med i stabilitetsberäkningarna. Enligt RIDAS (2006) formuleras glidningskravet enligt nedan: 22

32 R R H V till tan s g g (3) där R H = resultanten av krafterna parallellt glidplanet R V = resultanten av krafterna vinkelrätt glidplanet tan g = brottvärdet för friktionskoefficienten i glidytan s g = säkerhetsfaktor enligt tabell 4 nedan Grundläggning Vanligt lastfall Exceptionellt lastfall Olyckslastfall Brottvärde för tanδ g Berg 1,35 1,10 1,05 1,00 Morän, sand grus, 1,50 1,35 1,25 0,75 Grovsilt 1,50 1,35 1,25 0,60 Tabell 4. Säkerhetsfaktor s g för beräkning av μ till samt brottvärde för tanδ. 23

33 5. Dimensionering av Hotagens regleringsdamm Detta kapitel fokuserar på dimensioneringen av både den nya och den gamla regleringsdammen. Den nya dammen är helt skild från den äldre utom vid segmentutskovet där äldre mur nyttjas som ledmur samt som del av tätningslinjen. Vid dimensionering av den nya dammen har inte förankringsstag tillgodoräknats. Likväl har ett betydande antal stag borrats in i berget som extra säkerhet. 5.1 Tillståndsbedömning: stabilitetsanalys gamla dammen Hotagens gamla regleringsdamm som man beslutat att ersätta med en ny damm i motsvarande utförande, 10 meter nedströms, hade flera orsaker till dess rivning. Det tidigare av dåvarande Vattenfall Utveckling AB genomförda projektet att analysera AKR-skadorna enligt CONTECVET-manualen, analyserade även skador från nötning, kalkutfällning, frostsprängning och mekanisk påverkan. Den största skadan på dammen kom från AKR-skador vilka grundade sig i arkivmaterial som visade att betongen från 1968 göts med en ballasttyp som kan reagera med alkali. Dessutom visade det sig att det cement som användes innehöll hög alkalihalt vilket sänkte betongens motståndskraft mot AKR-skador (Grönholm 2000). 24

34 Figur 7. Krafter, med dess hävarmar, som bidrar till stjälpande och mothållande moment kring dammtå Stjälpningskontroll av gamla dammen Nedan redovisas en kontroll av gamla dammens stabilitet vad gäller stjälpning. För beräkning av gamla dammens stabilitet har en godtycklig monolit intill trälucka valts enligt ritning PL A4, appendix 2. Med erfarenhet av rivningen så har monolit 3 valts som modell vad gäller förankringsstagen och för stabilitetsberäkningen. Se appendix 5 och kapitel De krafter som verkar på dammen redovisas i figur 7 och förklaras i nedanstående tabell Respektive dels egenvikt T Egenvikt hos tröskel P utr U P w P i Egenvikt, utrustning Upptryck, reduceras efter tröskel/lucka sett i profil Horisontellt vattentryck Islast Tabell 5. Definition av krafter på gamla dammens monolit. 25

35 Mått för volymberäkning och hävarmar erhålls grafiskt från ritning PL A4 enligt appendix 2. Enligt RIDAS (2006) ska islasten för detta område antas till 200 kn/m men detta frångås utifrån erfarenhet kring isläggningstid och vattenstånd efter de cirka 40 år som dammen funnits. Vid nydimensionering av ersättningsdammen så har erfarenheter beträffande isläggningstid och istjocklek från äldre dammen utnyttjats för att få islastens värde. Denna sattes till 40kN/m och på så sätt reduceras dimensionerande islast jämfört RIDAS rekommendationer (KFS 2006). Den nya dammen består av 10 dammpelare med två olika pelartyper, pelare invid segmentutskov samt pelare vid planluckutskov. För stabilitetsberäkning valde man att analysera båda dessa pelartyper samt för tre olika lastfall. För nedanstående stabilitetsberäkning hos gamla regleringsdammen har islasten valts till 40kN/m med hänvisning till erfarenheter av tidigare islast och vattenstånd. Betongens egenvikt antas till 23 kn/ m 3. Enligt tabell 6 nedan redovisas mothållande och stjälpande moment. Det lastfall som beräknas är ett vanligt lastfall, med dimensionerande vattenstånd vid dämningsgräns +314,56 m.ö.h. och islast på 40kN/m som angriper vid +314,23 m.ö.h. Hänvisning sker till kapitel där övriga lastfall beskrivs. MOTHÅLLANDE MOMENT Del Volym (m 3 ) Tyngd (kn) Hävarm (m) Moment (knm) 1 1,77 40,71 4,92 199,48 2 2,50 57,50 3,75 215, ,12 232,76 2,60 605,18 4 3,45 79,35 1,00 79,35 T 21,52 494,86 5, ,78 Materiel 35,00 4,10 143,50 Summa 940, ,91 STJÄLPANDE MOMENT Del Tyngd (kn) Hävarm (m) Moment (knm) P i 495,00 2, ,07 P w 537,00 1,02 547,74 U 210,59 5, ,24 Summa 2959,05 Tabell 6. Mothållande och stjälpande moment 26

36 Stjälpsäkerhetsfaktorn, s, redovisas nedan, utifrån ekvation (2): s = 1,27 För vanligt lastfall, säkerhetsklass 1, gäller tillåten säkerhetsfaktor, s = 1,5 enligt kapitel Således uppfylls inte villkoret: M stab s 1,5, vilket innebär att stjälpsäkerheten inte M stjälp tillfredsställs Glidningskontroll av gamla dammen Glidkontroll sker och glidvillkoret enligt ekvation 3 ska uppfyllas. De ingående krafterna är: R H = P w + P i = 996 kn R V = P 1 + P 2 + P 3 + P 4 + P 5 + P utr - U = 730 kn Med ovanstående data ger ekvation (3): 1,37 > till 0,74, vilket inte är ok. Således enligt ekvation (3) så sker glidning hos betongmonoliten Stjälpningskontroll med stag medräknade En tilläggslast i form av stagen adderas i stabilitetsberäkningen. Monolit 3 anses mest representativ med erfarenhet från rivningen. Brottlast i förankringsstaget är dimensionerande utav de olika brottmekanismer som kan uppstå hos förankringen. Detta analyseras och beräknas i kapitel Med hänvisning till figur 9 och nedanstående figur 8 redovisas förankringsstagens komplement till mothållande moment. Vinkelrät hävarm för A är 3,8m. För B 2,9m och för C 0,5m. Efter rivningen kunde det konstateras att vid monolit 3 fanns dubbla stag vid B och vid C. Vid A fanns inga stag, därav dess värde 0 i tabell 7. Se resultat rivning i kapitel 6. 27

37 Figur 8. Röda pilar motsvarar förankringsstagens komplement till mothållande moment, med en last av 139kN. Med samma indata som i kapitel ses i nedanstående tabell hur förankringsstagen kompletterar mothållande moment. MOTHÅLLANDE MOMENT Del Volym (m 3 ) Tyngd (kn) Hävarm (m) Moment (knm) 1 1,77 40,71 4,92 199,48 2 2,50 57,50 3,75 215, ,12 232,76 2,60 605,18 4 3,45 79,35 1,00 79,35 T 21,52 494,86 5, ,78 A 0 3,80 0 B 278 2,90 806,20 C 278 0,50 139,00 Materiel 35,00 4,10 143,50 Summa 940, ,11 28

38 STJÄLPANDE MOMENT Del Tyngd (kn) Hävarm (m) Moment (knm) P i 495,00 2, ,07 P w 537,00 1,02 547,74 U 210,59 5, ,24 Summa 2959,05 Tabell 7. Mothållande och stjälpande moment då förankringsstagen medräknas. Stjälpsäkerhetsfaktorn, s, redovisas nedan, utifrån ekvation (2): s = 1,59 För vanligt lastfall, säkerhetsklass 1, gäller tillåten säkerhetsfaktor, s = 1,5 enligt kapitel Således uppfylls villkoret: s M M stab stjälp 1,5, vilket innebär att stjälpsäkerheten tillfredställs med hjälp av förankringsstagens kompletterande mothållande moment Glidningskontroll med stag medräknade Frågan hur de befintliga förankringsstagen påverkar säkerheten mot glidning av betongdammkonstruktionen faller utom denna rapport men nämnas bör att frågeställningen kretsar kring hur brottet kommer att te sig. En möjlig händelse är att förankringsstagen kommer att gå till brott vid övergången mellan berg och betongkonstruktion och ett skjuvbrott uppstår i staget varpå nästkommande vanliga glidning uppkommer (kapitel 5.1.2). Ett annat tänkbart scenario är att det uppstår en eller två flytleder hos staget och en krossning av betong och/eller berg sker innan staget går till brott i form av någon av de fem brottmekanismerna förklarade i kapitel Sammanfattande diskussion kring stabilitetsberäkningarna Stabiliteten hos dammen vad gäller stjälpning uppfylls rent mekaniskt men enligt RIDAS rekommendation för säkerhetsfaktor så är säkerheten mot stjälpning oacceptabel. Resultatet visar ändå på en påtaglig underdimensionering hos gamla dammen enligt dagens krav med avseende på islasten. 29

39 Vad gäller glidningsvillkoret så visar detta enligt ovan på att glidning sker, med den erfarenhetsmässiga och från vattenståndsdiagram definierade islasten. Säkerheten mot glidning är oacceptabel, med avseende på dagens regler. Sammanfattningsvis kan sägas att dammens underdimensionering vad gäller stabilitet väcker intresset huruvida de förekommande men ej medräknade förankringsstagen påverkar stjälpningssäkerheten i och med att glidning inte sker i verkligheten. Det finns antaganden i beräkningsgången som givetvis skulle vara bättre om en undersökning gjordes. Det gäller främst upptrycket som är antaget avtagande efter planluckan. Se kapitel och appendix Förankring Hotagens regleringsdamm har förankrats med injekterad stagförankring i berg. Enligt ritning PL. A4 (se appendix 2) förankras ovanstående stabilitetsberäknad monolit vid tre ställen i dess grund. I framkant med lutning 1:1, i mitten vertikalt och i bakkant med lutning 5:2. Dessa förankringar kan observeras i figur 9 här nedan som ett förtydligande till appendix 2 (VBB 1967). Vidare förekommer förankring mellan monoliterna, i betongtröskeln. Dessa antas ha lutning och position likt B i figur 9 nedan. 3m A B C Figur 9. Monolit intill planlucka med dess förankringar. OBS. Ej skalenlig. A) Förankringsjärn 25 KS40 2st. i varje pelare. Lutning 1:1. B) Vertikala, antagna, förankringsstag. 25 KS40. C) Förankringsjärn 25 KS40 2-4st. i varje pelare 150 mm från pelarsidorna. 2,0m i betong, 3,0 m i berg. Lutning 5:2. 30

40 5.2.1 Förankring av betongdammar När betongdammar nyuppförs påtalar RIDAS (2006) att okontrollerbara bergförankringar ej får tillgodoräknas i dammens stabilitet. Det nämns dock att det med fördel kan installeras grova bergförankringar ( 25-32mm) som extra säkerhet för dammens stabilitet. Detta har rent historiskt sett skett på de flesta betongdammar och sker än i dag. Dessa stag har varit svåra att avgöra vilket tillstånd de är i efter lång tid då man inte kunnat inspektera dem samt inte haft mycket erfarenhet av sådana provningar. Det förekommer undantag för dammars behov av förankring för att öka stabiliteten. Dammtyper med låga utskovströsklar eller låga dammar utsatta för kraftigt istryck kan ha svårt att klara stabilitetskraven och blir således i behov av förankring. Med låga dammar avses dammar med vattentryck ej högre än cirka 5m. De låga dammarna tillåts slaka bergförankringar för att uppta islasten men det med utgångspunkt att de inte tillhör konsekvensklass 1A eller 1B. För de låga utskovströsklarna som utsätts för stora horisontella laster och upptryck skall bergförankringarna dimensioneras för att klara både upptryck och glidning. Det är även viktigt att beakta att om en viss konstruktionsdel behöver stabiliseras med hjälp av förankring så skall konsekvenserna av ett eventuellt brott begränsa sig till den förankrade delen och inte leda till brott i hela anläggningen. Om slaka bergförankringar utnyttjas för att motverka glidning eller stjälpning av en dammdel skall konsekvenserna av ett eventuellt brott begränsa sig till den förankrade dammdelen och ej kunna leda till totalt dammbrott vid anläggningen (RIDAS 2006). Vid låga dammdelar där slak bergförankring används är tillåten armeringsspänning 140MPa och karakteristisk sträckgräns ska minst vara 370MPa. För de låga dammdelarna får slaka bergförankringar endast tillgodoräknas för stabilitetsdimensionering i tvärsnitt i vilka kraftresultanten hamnar inom dammdelens basyta. Stabiliteten ska alltså vara uppfylld med avseende på stjälpning (RIDAS 2006). Vad gäller den tillåtna armeringsspänningen kan den anses som ovanligt låg då detta motsvarar en stagkraft på cirka 68 kn, något som är mycket under säkerhetsklassernas värden. Se kapitel Betongdammar som har armering i dåligt skick eller som är oarmerad kan förstärkas genom att tillsätta slakarmerade stag eller spända stag där spännkraften är reducerad. RIDAS (2006) rekommenderar att använda minst 25mm-järn för detta ändamål och att beräknat antal stag bör ökas med 25 %. Befintliga betongdammar som inte uppfyller stabilitetskrav kan förbättras genom installation av förspända förankringsstag. RIDAS (2006) kräver att dessa installeras så pass att de går att kontrollera genom provdragning regelbundet. Påkänningen på spännarmeringen skall begränsas så att spännkraften kontrolleras genom förlängningsmätning, allt för att förebygga armeringsbrott. Den karakteristiska elasticitetsmodulen för stålet i det 31

41 förspända staget måste också bestämmas med ledning av provningsresultat från det aktuella stålet till motsats från vanlig ospänd armering vars elasticitetsmodul, E sk, antas vara 200GPa (BFS 2003). Befintliga dammar i konsekvensklass 2, som ej uppnår brottvärden vad gäller stabilitetsberäkning för glidning och stjälpning, får medräkna eventuellt befintliga slaka förankringsstag (RIDAS 2006). Hotagens gamla regleringsdamm som ligger inför rivning och provning i detta projekt faller under denna kategori men här bedömde man AKR-skadorna som så pass stora att en ny damm måste uppföras. Vid analys av den gamla dammens stabilitet i samband med analys av AKR-skadorna (Grönholm 2000) uppmärksammades som sagt dammens dåliga stabilitet då den inte klarade full teoretisk islast Injekterade stagförankringar Frågan om betongdammars förankring i grunden ska medräknas eller inte i stabilitetsberäkningar påverkar inte märkbart kunskapen om tekniken att utföra injekterade förankringar i jord och berg. De i denna rapport analyserade förankringsstag ses rent byggtekniskt som injekterade bergförankringar. I och med att fokus ligger vid just sådana bergförankringar i denna rapport hänvisas läsaren att fördjupa sig hos jordförankringar i annan litteratur. Den tekniska kunskapen kring bergförankringar är god men specifikt för betongdammar ligger som påtalat ett mycket stort intresse i att erhålla kunskap om stagens kondition efter en viss tid, kanske till och med en livslängd hos konstruktionen. Det finns både tillfälliga och bestående injekterade bergförankringar och med en vanligt förekommande brukslast på kn (Avén 1984). Att tillståndsbedöma förankringsstag i betongdammar är extremt svårt utan förstörande provning och av just denna anledning medräknas inte dessa i stabilitetsanalysen av betongdammar. Rivningen av dammen i Hotagen ansågs ge en god kunskapsgrund till hur man kan tillståndsbedöma de injekterade stagförankringarna som förekom i betongmonoliterna. Erfarenheter från detta projekt bör kunna nyttjas i liknande framtida provningar. Enligt figur 8 visas det att analyserad monolit vid Hotagens regleringsdamm är förankrad i tre riktningar. I och med att stagen antas vara mellan 2 och 4 stycken i bredd på monolitbredden (se appendix 2), som är 1 m så antas dessa stag sitta för tätt. Minsta avstånd mellan stag väljs vanligen 0,25 0,5 gånger den ingjutna längden, dock minst 1,5 2,5m (Avén 1984). I och med rekommenderad provdragning av installerade förankringsstag så rekommenderas en samtidig provdragning av eventuellt tätt intilliggande stag (Bredenberg 1981). Vid hotagens regleringsdamm består förankringsstagen av vanliga kamstål KS40 med diametern 25mm. Dessa är nedborrade med foderrör 55mm till djup av 3,0 m. Tillvägagångssättet efter nedborrat foderrör består av borrning 32

42 för förankringsstaget 25mm och rengöring från borrkax innan staget placeras i hålet och installeras med hjälp av injekteringsbruk. En härdning på cirka 7 dygn följs av en provdragning av staget för att kontrollera vidhäftningen (Avén 1984). Brottlasten hos förankringsstaget kan ske genom fyra olika brottmekanismer som förklaras i figur 10 och i de följande fyra styckena. d Stag b c a Förankringszon 60 Figur 10. Brottmekanismer hos injekterat förankringsstag a)brott i bergskroppen. b)vidhäftningsbrott mellan förankringsstag och injekteringsbruk. c)vidhäftningsbrott mellan bergborrhål och injekteringsbruk. d)brott i förankringsstaget Sammanfattande diskussion kring brottmekanismen hos förankringsstagen I nedanstående fyra kapitel beskrivs och beräknas respektive brottmekanism för förankringsstagen vid Hotagens regleringsdamm. Nedan ses de ur dessa kapitel framräknade brottlasterna sammanfattande i tabell 8. Brott i 33

43 förankringsstaget är dimensionerande. Vald säkerhetsklass 3 för staget frångår RIDAS (2006) rekommendationer då denna grundar sig i att förankringsstag fram till i dag ej har kunnat tillståndsbedömas. Säkerhetsklass 3 anses motsvara ett representativt värde för stagets brottlast. Vid beräkning av stagets förankring i betongkonstruktionen har stagets ytbeskaffenhet medräknats. Brottmekanism A 149 B 401 Brottlast (kn) C 1037 D 139 (SK3) Betongkonstr. - Stag 187 Tabell 8. Sammanfattande brottlaster för förankringsstagets brottmekanismer Brott i bergskroppen (a) Vid ingjutning av förankringsstag vid nya ersättningsdammen har riktlinjer från BRO 2004 nyttjas. Enligt kapitel (BRO 2004) ska dimensionering av dragna stag ske genom att uppfylla brottmekanism a, b och c. Brottet i bergskroppen beräknas genom en antagen bergkon med spetsvinkeln 60 grader och med totala säkerhetsfaktorn 3,0 för säkerhetsklass 3 och 2,5 för säkerhetsklass 2, där stagets spets utgör konens spets. Vid dimensioneringen ska det verifieras att bergkonens och eventuellt den ovanförliggande jordvolymens sammantagna tyngd dividerad med säkerhetsfaktorn är större än den dimensionerande dragkraften. Se figur 10. Teoretiskt sätt kan enbart bergkonens egenvikt beaktas och detta kan enligt Avén (1984) anses som tillräckligt eftersom bergets kohesion och friktion då försummas. Dock är eventuell inverkan av närliggande förankringar påverkande på dimensionering och bör tas med i beräkningen. De bergmekaniska och geologiska kunskaperna för brott i bergskroppen är givetvis vida kända men faller utom avgränsningarna för detta examensarbete. Beräkningsmetoden med mothållande bergkon är konservativ och tidigare ska dimensionering ha skett med en bergkon vars spetsvinkel ska ha haft 90 grader och ingen eller liten säkerhet på bergvikten. Rent praktiskt bör nedborrningsdjupet alltid minst vara 3 m med hänsyn till risk för misslyckad injektering (Avén 1984). Bergmaterialet vid Hotagens regleringsdamm är övergående Gråvacka vars densitet antas till 28 kn/ m 3 (SGU 2007). Bergmaterialets konvolym beräknas enligt nedanstående ekvation och med hänvisning till figur 10 ovan. 34

44 Konvolym: V (4) 2 r 3 h där r = radien h = konens höjd För en dimensionerande bergkon för förankringsstagen vid en hel betongmonolit i hotagsdammen beräknas den bergkon som erhåller lägst volym, tillika den bergkon vars förankringsstag har störst lutning. Bergkonen vid dammens framkant vars förankringsstag lutar 1:1, 45º, beräknas enligt nedanstående figur 11. h sin ,12 m r cos 45 3 tan15 h 1, 55 m r r 45 h 3m Figur 11. Bergkonens radie och höjd. Trigonometrin är ej skalenlig. Ekvation (4) ger 1,55 3 2, V 5,33 m och vidare ges bergkonens kraft: F kon V 5, kn I praktiken tillämpas en säkerhetsfaktor på 3 för säkerhetsklass 3 och 2,5 för säkerhetsklass 2 (BRO 2004). Beräkningsmodellen visar att ju större ingjutningsvinkel av förankringsstagen, ju lägre blir respektive bergkons mothållande kraft. 35

45 Vidhäftningsbrott mellan bergborrhål och injekteringsbruk (c) Vidhäftningsbrott mellan injektering och bergborrhålets mantelarea beräknas överslagsmässigt enligt F brott d L (5) c där d = bergborrhålets diameter L = ingjutningslängden c = konstant brottvidhäftningsspänning (Avén 1984) För antagen borrdiameter för injektering av förankringsstag vid Hotagens regleringsdamm antas följande: d = 55 mm, antaget att staget har ett täckskikt av 15 mm. L = 3 m, antaget från ritning PL.A4 i appendix 2. c = 2 MPa, antaget att sandstens brottvidhäftningsspänning motsvarar gråvacka. Konstant vidhäftningsspänning antas (Tabell 15:42 Avén 1984). Ovanstående värden i ekvation (5) ger 6 F brott 0, kn I praktiken tillämpas normalt en säkerhetsfaktor mellan 2 och 3 (Avén 1984). Antagandet om konstant vidhäftningsspänning är en approximation. Vidhäftningsspänningen är mycket större vid ytan än vid spetsen av staget (Avén 1984) Vidhäftningsbrott mellan förankringsstag och injekteringsbruk (b) Brotteorin för denna brottmod följer samma principer som gäller för vidhäftningsbrott mellan bergborrhål och injekteringsbruk. För förankringsstagen vid Hotagens regleringsdamm är vidhäftningen väl utnyttjad i och med att det rör sig om ett kamstål, KS40. Injekteringsbruket antas vara i ett skick som motsvarar ett tabellerat dåligt hållfasthetsvärde. Enligt tabell G15:42a (Avén 1984) är brottvidhäftningsspänningen för kamstänger, vid lägsta angivna tryckhållfasthet 20MPa för injekteringsbruket, 1,7 MPa. Brottytans diameter är densamma som förankringsstaget, det vill säga d = 25mm. Ovanstående värden insatta i ekvation (5) ger 6 F brott 0, , kn I praktiken tillämpas normalt en säkerhetsfaktor mellan 1,5 och 2 (Avén 1984). 36

46 Brott i förankringsstaget (d) Enligt ritning PL. A4 i Appendix 2 består förankringsstagen av KS40, kamstål. Detta stål har en sträckgräns, f yk, på 390 MPa samt en dimensionerande draghållfasthet, f st, och elasticitetsmodul, E s, enligt nedan: Säkerhetsklass 1, f st = 339 MPa, E s = 190 MPa Säkerhetsklass 2, f st = 308 MPa, E s = 173 MPa Säkerhetsklass 3, f st = 283 MPa, E s = 159 MPa (Langesten 1995) En dimensionerande brottlast beräknas för säkerhetsklasserna enligt nedan: Säkerhetsklass 1: Säkerhetsklass 2: Säkerhetsklass 3: Fbrott r fst Fbrott 0, Fbrott r fst Fbrott 0, Fbrott r fst Fbrott 0, kn kn kn Som beskrivet i kapitel så gäller för låga dammdelar där slak bergförankring används, tillåten armeringsspänning 140MPa. Denna armeringsspänning ger en maximal tillåten last enligt nedan: Fbrott r fst Fbrott 0, kn Vidhäftning mellan injekterade förankringsstag och betongkonstruktioner Utöver de fyra brottmekanismerna som kan uppkomma för staget i berget så kan det givetvis uppstå brott i vidhäftningen mellan betong och stag i själva betongkonstruktionen. Detta dimensioneras utifrån BBK 04 kapitel (2004) i likhet med ekvation 5. För förankringsstagen i hotagens regleringsdamm så åstadkoms förankring genom fördelad vidhäftningsspänning över armeringens yta. Inga påsvetsade tvärtrådar eller ändkrokar exciterar. Likt ekvation 5 anger BBK 04 (2004) högsta vidhäftningshållfastheten för ospänd armering enligt ekvation 6 nedan. För betongens draghållfasthet användes resultat från rapporten Hotagens regleringsdamm analys av akr-skador (Grönholm 2000) där ett medelvärde för betongens tryckhållfasthet för betongmonoliterna beräknades till 42,3 MPa. Motsvarande värde för tryckhållfastheten, som behövs för ekvation 6, är antaget till 2,55 MPa (Stehn 2004). fb (6) f ct f b 1 beror av armeringen s ytbeskaffenhet.för kamstång 1,4. 37

47 2 3 f 4 ct f b beaktar undergjutningshöjd och tvärgående armeringar. I detta fall beaktar eventuell buntning.i detta fall 1,0. beaktar inverkan av täckskikt och stångavstånd.i detta fall 1,67. dimensionerande värde för betongensdraghållfasthet.2,55 MPa. beaktar inverkan av tvärarmer ing. I detta fall 0. 0,8. För förankringsstagen i hotagens regleringsdamm erhålls vidhäftningshållfastheten genom ekvation 6: f b 1,4 0,8 1,0 1,67 2,55 0 4, 76MPa Från ekvation 5 erhålls brottlasten. Ingjutningslängden i betongkonstruktionen, monoliten, är enligt appendix 2, 2 meter. Med erfarenhet från rivningen kan dock denna ingjutningslängd observeras till 0,5 meter. Brottlasten blir således: 6 F brott 0,025 0,5 4, kn 5.3 Förankring av den nya dammen Vid den nya dammen så har slakarmerade förankringsstag används som extra säkerhet men dessa är inte medräknade för stabilitetsberäkningen. Stagens installation är en extra säkerhet där bedömning görs för varje enskild konstruktionsdel vad gäller dimensionering. För dessa stag ansågs vidhäftningsberäkning som ej relevant eftersom stagen borras ner betydligt längre än vad som erfordras för att uppnå full förankring. Provdragning under installationens gång visar om fastgjutning lyckats och inborrningsdjupet väljs utifrån erforderlig mothållande bergvikt. En installation av dessa förankringsstag sker i princip alltid hos nybyggnationer av gravitationsdammar. Någon statistik för detta fanns inte tillgänglig hos författaren vid tiden för detta projekt men anledningen till varför man alltid borrat in stag i berg för att förankra berggrundlagda vattenkraftskonstruktioner kan grundas i att det förekommit en generell byggteknisk regel att detta skett som ytterligare säkerhet för stabiliteten. Installationen har varit en relativt enkel process och ett förmodat säkerhetshöjande moment som bidragit till de rekommendationer som i dag förekommer i RIDAS (2006). Vid nybyggnationer anses vidhäftningsberäkning normalt inte relevant, utöver mothållande bergkon, eftersom stagen borras och injekteras på betydligt större djup än erforderligt. Provdragning visar om fastgjutning lyckats. 38

48 5.4 Korrosion hos förankringsstag Ett väl ingjutet och förankrat förankringsstag av typen kamformat armeringsstål befinner sig i ett passivt korrosionstillstånd. På grund av ingjutningen i betongen i ena änden och injekteringsbruk i andra änden råder hög alkalitet, ph >12,5, och ingen korrosion kan ske. Hög alkalitet bildas av alkaliska reaktionsprodukter från cementreaktionen som sker i porvattnet. Vidare har vattencementtalet, vct, en påverkan på alkalihalten. Ett lägre vattencementtal minskar porvattnet och ökar cementhalten, således större mängd alkali på grund av båda dessa effekter. Två huvudorsaker bryter det passiva korrosionstillståndet. Det första är korrosion på grund av koldioxid, som skapar karbonatiseringsprocessen, och det andra är korrosion föranledd av klorider Korrosionsprocessen föranledd av karbonatisering Kalciumföreningarna och alkaliehydroxiderna i betongen reagerar med den inträngda koldioxiden från omgivande luft. Reaktionen kallas karbonatisering och bildar en inåtträngande gräns i betongen som skiljer betongen i en del med ph <9. När gränsen når förankringsstaget aktiveras en rostning vars reaktionshastighet främst styrs från tillgången på inträngt syre. Se nedanstående figur 12. Korrosionen i denna process kan bli kraftig då den stimuleras av en kraftig ph-skiljande gräns i jämförelse mot vanliga korrosionsangrepp i luften (Fagerlund 1987). Tillgången till fukt skapar också gynnande förutsättningar för korrosionsprocessen genom karbonatisering. Sprickbildning i betongkonstruktioner skapade av exempelvis AKR-skador kan tänkas öka risken att förankringsstag och armeringsjärn exponeras och kommer i större och direkt kontakt med syre och koldioxid vilket kan påskynda karbonatiseringsprocessen. 39

49 Nygjutning [Passivt] ph>12,5 Efter en viss tid Syre och koldioxid O 2 ph<9 CO 2 [Aktiv korrosion] ph>12,5 Figur 12. Karbonatiseringsprocessen i en betongkonstruktion Korrosionsprocessen föranledd av klorider Reaktiva ämnen, klorider, från exempelvis havsvatten eller tösalt tränger likt koldioxiden in i betongen gradvis beroende på exponering. Det bildas ingen tydlig gräns som i karbonatiseringen utan här ses en ökande kloridkoncentration. Se figur 13 nedan. Halten fria klorider i porvattnet avgör när rostning börjar på järnet. När en viss kloridkoncentration uppnås startar korrosionen. Olika sorters förhållanden påverkar hastigheten men för spända stag så är korrosionsutbredningen kraftig. Även andra joner än klorid kan ligga till grund för korrosion, till exempel sulfid, bromid och tiocyanid (Fagerlund 1987). 40

50 Nygjutning [Passivt] ph>12,5 Efter en viss tid Klorider och syre O 2 Cl - [Aktiv korrosion] Figur 13. Korrosionsprocessen föranledd av klorider 41

51 6. Provning av dammen I detta kapitel ges en presentation av provningsförfarandet vid rivningen av Hotagens regleringsdamm. Det noga planerade provningsprogrammet genomförs och presenteras. Examensarbetet är av stor betydelse för framtida dammdimensioneringsmetoder eftersom det bland annat med förhoppning ligger till grund för diskussion kring problemställningen om förankringsstag får medräknas eller inte vid dimensionering av betongmonoliter. Förstörande provning är ett måste för att tillståndsbedömma bergförankringar och därför ses den tidigare planerade rivningen av regleringsdammen som ett ypperligt tillfälle för en fördjupad undersökning. Här är en utarbetad provningsplan av stor nytta för eventuella liknande projekt och framförallt inför provningen vid Hotagen. Rivningen av den gamla regleringsdammen planerades att ske efter att ersättningsdammens segmentutskov installerats och kommit i bruk för att sänka vattennivån i Hotagssjön. En torrläggning för den gamla dammens uppströmssida är av stor vikt för att rivning och provning skulle kunna genomföras. En viss problematik uppfattades i planeringsstadiet eftersom vattenståndet i Hotagssjön innebar en rivningstid som styrdes väldigt kritiskt utifrån tiden. För att rivningen ska kunna genomföras bör vattennivån sänkas till +311,50 m.ö.h. Enligt figur 14 nedan kan det observeras att detta sker under medianen för vattenståndet och tiden för rivningen antas potentiellt kunna ske under några veckor i mars-april. Figuren visar vattenståndet för magasinet utan tömning. Inför rivningen skedde tömning via biflöde och tömning från nya dammens utskovslucka cirka tre veckor innan rivning vilket påskyndade vattennivåns sänkning. 42

52 Figur 14. Vattenståndet för Hotagssjön (KFS 2007). 6.1 Planering för rivning och friläggande av stag Studien kring rivningen av Hotagens regleringsdamm fokuseras mycket kring att rivningen i sig genomförs med lyckat resultat. I och med att det var en stram budget och ett provningstillfälle som bara gavs en gång så fokuserades mycket kring planeringen av rivningen. Rivningsförfarandet i sig var tidsreglerat och krävde ett utarbetat schema. Entreprenören på plats genomförde en nybyggnation av den nya dammen nedströms den gamla och deras involvering i rivningen var kritiskt för alla parter vad gäller tidplanen. Alla parter inblandade i rivningen var beroende av att genomförandet går enligt plan och att eventuella fel garderades med åtgärder. Eventuella fel i rivningen som innebär fördröjningar i tidplanen kunde innebära att vattennivån i Hotagssjön hann höjas för snabbt och på så sätt omöjliggjorde provning. En utförlig riskanalys utfärdades av författaren tidigt i projektet och kan beskådas i appendix 1. Den kritiska vattennivån kan observeras i figur 14. Vad gäller genomförandet av rivningen så fastställdes en preliminär plan där rivningen skulle genomföras av OH Älvservice AB, kärnborrprovningen av TGB Borrteknik AB samt fältdragprovningen av personal från Vattenfall Research & Development AB samt författaren och handledaren för detta examensarbete. Inledningsvis planerades de två sista dammpelarna att rivas, monoliterna, närmast dammens högra, tillika södra del med hjälp av slaghammare på grävmaskin. Dessa pelare benämndes monolit 4 och 5. Se appendix 5. Entreprenören OH Älvservice AB fastställde att man skulle använda sig av en grävmaskin av typen Volvo EC 290B med en hydraulisk slaghammare av 43

53 modell 2,5 ton. Se figur C i appendix 6. Rivningen skulle ske lodrätt nedåt på monoliten och för dess bak- och mittkant så skulle man iaktta en försiktighet cirka 2 1,5 meter ovanför bergnivå i syfte att kunna lokalisera förankringsstagen. I monolitens framkant planerades stagen kunna lokaliseras 1,5 meter ovanför bergnivån. Lutningen på stagen i bakkant var 5:2, i mitten vertikalt och i framkant 1:1. Se figur 9. Tanken med rivningen var att rivningen av de inledande monoliterna 4 och 5 skulle bidra med lokaliseringen av dess förankringsstag för att senare överföra vetskapen om positionen av stagen inför bildningen av de tre övriga monoliterna. Stagen i dessa planerades att inte få skadas nämnvärt i och med att dessa stag ingår i provningen. De tre kvarvarande monoliterna planerade man att bila enligt samma princip som tidigare i norrgående riktning. När väl stagen lokaliserats planerade man att påbörja försiktig bilning för att frilägga dem. Här sågs ett gott logistiskt samarbete mellan borttransport av bilningsmaterial och provning av stag som mycket viktigt. 6.2 Redovisning av provningsgenomförande och dess resultat Rivningsförfarandet Rivningen inleddes måndag den 17 mars 2008 med vertikal bilning av monolit 5 och 4. Betongkvalitén var till stor del dålig i och med AKR-skadorna vilket gjorde att rivningen fortgick snabbt. Ganska snart fastställdes den tidigare framställda provningsplanen att riva i norrgående riktning och att ta lärdom av stagens placering i monolit 5 och 4. Underentreprenörer för kärnprovborrning och dragtester underrättades snabbt att rivningen påbörjats och utifrån rivningshastigheten beslutades att provning och kärnborrning av stag skulle genomföras vecka 14, från tisdag 1 april Vattenståndet planerades nå godkänd nivå för att rivning skulle kunna påbörjas, +311,50 m.ö.h, måndag vecka 14, vilket sammanträffade perfekt. Efter etablering påbörjades rivningen av monolit 5 och 4. Rivningen ner till, av konstruktör anvisad nivå, +311,50 m.ö.h. tillika tröskelnivå, fortgick under dagen den 17 mars. En glest armerad konstruktion med 12 mm- och 20 mmarmeringsjärn kunde fastställas. Armeringens skick bedömdes som mycket god och ingen korrosion kunde fastställas, förutom på enstaka partier där AKR-skadorna bidragit med kraftiga ytsprickor in till yttersta armeringsskiktet. I femte monolitens framkant och mitt kunde inga förankringsstag observeras. Det kunde dock finnas stag i detta område men det bedömdes inte värt att söka mer efter detta då bilningen var tidsödande och fortsatt rivning prioriterades. I bakkant fanns två 25mm-stag ner till bergnivå, i samma vinkel som enligt figur 9, 5:2, fast med en avbockad topp om 2 dm och en total ingjutningslängd på cirka 0,5 m vilket frångick ritningens anvisade 2 m. Se figur A i appendix 6 samt appendix 2. För att nå övergång mellan berg och 44

54 betong visade sig grävmaskinens bilningsförfarande tillräckligt. Rivningen varvades med krossning och bortförsel av restprodukter till närliggande plats. I anslutning mot berg framträdde vatten när rivningen närmade sig det sprickrika och dåliga berget. Övergången mellan berg och betong var mycket svår att definiera på grund av denna bergkvalité. Under kommande två dagar bilades monolit 4 och 3 på samma sätt som monolit 5, fast med bättre erfarenhet om försiktighet och stagens placering. Hos monolit 4 fanns bergstag i bakkant och i mitt. Dessa var 5 stycken till antalet och grupperade som förklarat i figur 20. Hos monolit 3 fanns 4 bergstag, två lutande i bakkant och två vertikala intill, även dessa förklarade i nästa kapitel. Under efterföljande vecka 13 revs de återstående monoliterna 1 och 2. Vid monolit 2 fanns sex stycken stag, två lutande och fyra vertikala. Dessa fanns i bakkant respektive mitt hos monoliten. Hos monolit 1 fanns likt monolit 3, fyra stycken bergstag. Se figur 15 och Provning av förankringsstag i fält En kartläggning av observerade stag genomfördes. Respektive monolits observerade förankringsstag redovisas i nedanstående figurer. Minst vattenförande område och bäst lämpat för kärnborrningsprover ansågs monolit 2 representera. Här genomfördes kärnborrning hos två stag med en stationär hydrauldriven borrmaskin av typ Atlas Copco. Foderrörens diameter var 56 mm. Se figur B i appendix 6. Hos monolit 3, 4 och 5 genomfördes dragprover med hjälp av eldriven testutrustning för draghållfasthet. Se figur D i appendix 6. Inför kärnborrning och dragtester behövdes handbilningsutrustning för att få en tillfredsställande arbetsyta. 45

55 Figur 15. Observerade stag hos monolit 1. Monolit 1 revs sist av alla monoliter och här påträffades en dåligt definierad bergövergång. Vattenuppträngningen var påtaglig varpå tester av dessa stag prioriterades bort. Försök gjordes att dra dessa med hjälp av pumputrustning men berget gav inte tillräckligt motstånd för dragutrustningen. Se figur E i appendix 6. Det förekom även andra anledningar att tester inte genomfördes, såsom platsbrist och dåliga arbetsytor för utrustning. Rent okulärt kunde ingen tydlig bergövergång observeras vid stagen. Stagen var i mycket gott skick och ingen korrosion kunde observeras. Detta konstaterande gäller alla okulärbesiktade förankringsstag i konstruktionen. Se figur 16 nedan, som exemplifierar ett förankringsstag. 46

56 Figur 16. Ett av de vertikala förankringsstagen hos monolit 2 vid bergövergång. Figur 17. Observerade stag hos monolit 2. Den kärnborrning som planerades hade som mål att borra upp hela staget med dess omkringliggande injektering och bergmaterial. Vid monolit 2 ansågs omkringliggande ytor passa bäst för borrutrustningens krav på arbetsytor. 47

57 Efter rivning kunde sex stag observeras. Här genomfördes kärnborrning av stagen A och B i figur 16 ovan. Borrning hos stag A fortgick med problem. Efter 50 cm borrning borrades staget av. Orsaken var att staget ändrat riktning efter ingångshålet i berget. Se figur 17. Staget togs till betonglaboratoriet i Älvkarleby för vidare analys. Figur 18. Förankringsstag A vid monolit 2 efter att det borrats av. Vidare borrades stag B men även här uppkom samma problem efter 100 cm borrning. En klar orsak till detta problem fastställdes snabbt till foderrörets knappa diameter vilket ökar risken för snedborrning avsevärt. I och med detta avbröts kärnborrningen i projektet då fortsatt kärnborrning bedömdes allt för riskabelt. Stag B togs också till betonglaboratoriet. Båda de uppborrade stagen tappade omkringliggande injekteringsbruk och bergmaterial under själva kärnborrningen. 48

58 Figur 19. Observerade stag hos monolit 3. Rivning av monolit 3 exponerade fyra stag enligt ovanstående figur 19. Här testades ett stag för draghållfasthet, nämnt A i figur 19. Resultatet visas enligt tabell 9 nedan. Belastningscykel Last (kn) (stålet flyter) (brott) Tabell 9. Resultat från draghållfasthetstest för stag hos monolit 3. Dragtestet utfördes på de stag som ansågs bäst passa dragprovningsutrustningen vad gäller arbetsyta och bergkvalité. Stagens lutning och vattenuppträngning påverkade valet likväl. Första belastningen gav lasten 185 kn vilket anses vara ett värde nära sträckgränsen hos stålet. Vid andra belastningen steg lasten till 261 kn och flytning uppstod, som fortsatte vid tredje belastningen. Vid fjärde belastningen gick staget till brott. Se figur I i appendix 6. 49

59 Figur 20. Observerade stag hos monolit 4. Hos monolit 4 observerades fem stag enligt figur 20 ovan. Hos stag A och B utfördes dragtest och vid område C utfördes draghållfasthetsprov mellan betong och betong samt vidhäftningsprov mellan betong och berg. För dragtest hos stag A och B ses resultatet i tabell nedan. Belastningscykel stag A Last (kn) (stålet flyter) Belastningscykel stag B Last (kn) (stålet flyter) Tabell 10. Resultat från draghållfasthetstest för stag hos monolit 4. Hos stag A uppnåddes en last på 294 kn vid första belastningscykeln vilket antas ligga nära, eller över sträckgränsen. Vid andra belastningen började stålet flyta och testet avbröts. Motsvarande händelseförlopp skedde för stag B med ett första lastvärde på 289 kn. Skedet när stålet började flyta var svårt att avslöja exakt. Frågan om bergets dåliga kvalité gjorde att utrustningen sjönk eller om stålet började flyta var viktig. 50

60 Vidare testades vidhäftningen mellan betongkonstruktionen och bergytan kring ett område som ansågs bäst lämpat för detta. Utrustningen för vidhäftningsprov har en borrkapacitet på 150 mm vilket innebär att den yta som borras måste innefatta berg- och betongövergången. Se figur F i appendix 6. Vid de tillfällen där borrningen endast nådde betong skedde ett draghållfasthetsprov för betongen. De borrprov som gjordes utfördes i bakkant av monolit 4, markerat C i figur 20. Resultatet redovisas i tabell enligt nedan. Se även figur 22 där proverna visas efter laborationsförsök. Prov och typ Vidhäftnings- Draghållfasthetsspä nning (MPa) spänning (MPa) 1. Berg Betong 0 J 2. Berg Betong 0 G 3. Betong Betong 0,52 H 4. Betong Betong 1,20-5. Betong Betong 0,38 - Tabell 11. Resultat från vidhäftningsspänningsprover och betongens draghållfasthet. Figur i appendix 6 Figur 21. Observerade stag hos monolit 5 Hos monolit 5 fanns bara två stag i bakkant enligt figur 20 ovan. Här dragtestades stag A men testet avbröts då berget var av så pass dålig kvalité att tryckutrustningen trycktes avsevärt nedåt vid belastning. 51

61 6.3 Laborativa undersökningar Analys av förankringsstag Laborativ analys av stagen bestod av okulärbesiktning. Ingen korrosion kunde upptäckas och övergången mellan berg och betong, där vatten förväntades ge korrosionsskador, kunde bestämmas approximativt. Här var skicket fortsatt mycket gott och utan korrosion. De injekteringsbruksrester som följt med staget upp var för små för att analys av dessa skulle kunna ske. Se figur Tryckhållfasthetstester av betongprover Efter rivning utfördes laborativa tryckhållfasthetstester på de fem proverna vid betonglaboratoriet i Älvkarleby hos Vattenfall Research & Development AB. De cylindriska provkropparna sågades ur och tryckhållfastheten testades. Numreringen av proverna är enligt tabell 11. En jämförelse görs med resultatet från borrkärnor ur monolit 5 som gjordes i konstruktionens övre del år 2000 samt från monolit 4 vid konstruktionstillfället år Båda resultaten härstammar från Grönholm (2000). Resultatet redovisas i nedanstående tabell. Prov från monolit 4 Densitet (kg/m 3 ) Tryckhållfasthet (MPa) ,8 54, ,5 50, ,6 57, ,0 62, ,1 48,3 År 2000 (monolit 5) ,3 År ,7 Tabell 12. Densitet och cylindertryckhållfasthet hos de fem proverna från monolit 4 samt resultat från år 1968 och 2000 års motsvarande test. Resultatet från det laborativa tryckhållfasthetstestet visar att de fem proverna från monolit 4 har ett relativt högt och normalt värde. Resultat från år 2000 och 1968 visar lägre hållfasthet. Det finns en rad möjliga orsaker till detta. Bland annat är testerna i detta projekt tagit i nedkant av konstruktionen till skillnad från de andra som tagits i utkant av konstruktionen. Under normala omständigheter förbättras betongens hållfasthet med tiden vilket talar för de höga värdena. Vad gäller påverkan av AKR i nedre delen av konstruktionen kräver vidare analys utöver den som är gjord, men en möjlig orsak är att området där proverna togs i detta projekt inte påverkats, eller påverkats mindre av AKR-skador. Dessutom finns möjligheten till mindre kontakt med vatten och således mindre risk för frostskador. 52

62 De fem cylinderproverna kan observeras i figur 22 nedan. Vid tillfället då fotografiet togs hade proverna utsatts för trycktest. Figur 22. Betongproverna efter tryckhållfasthetstest. 6.4 Sammanfattning av dammprovningen Sammanfattning av arbetsgången Tidigt i projektet utfärdades en tidplan för hela rivnings- och provningstiden, se appendix 4. Den följdes noga och arbetet kontrollerades på plats av författaren. De fem monoliterna revs med slaghammare i tur och ordning med start vid monolit 5, se appendix 5. En utförlig riskanalys genomfördes också tidigt för att eliminera eventuella fel i projektet, se appendix 1. Vattenstånd, rivnings- och provningsutrustning samt oklarheter i var stagen befann sig ansågs som mest kritiskt. Tanken var att erfarenheter från rivningsförfarandet vid de första monoliterna skulle föras vidare till nästkommande monoliter. Detta visade sig vara ett mycket bra arbetssätt och upplevdes fungera smärtfritt av alla berörda parter. De två monoliter som utgjorde testmonoliter kunde också användas för provningen eftersom den väl genomförda rivningen inte påverkade stagen som fanns. Rivningen pågick under två arbetsveckor och vikten av närvaro från författaren upplevdes som viktig. Totalt observerades 21 förankringsstag i de fem monoliterna vilket ses som en framgång. Provningen påbörjades i 53

63 närmast perfekta förhållanden vad gäller vattenståndet och fortgick under 2 arbetsdagar. Samarbetet med entreprenör som utförde pågående byggnation av den nya dammen, TGB Borrteknik AB och Vattenfall Research & Development AB fungerade mycket väl Sammanfattning av resultatet Totalt utsattes två stag från monolit 4 och ett stag från monolit 3 för dragtester. Ett område kring bakkanten hos monolit 4 utsattes även för vidhäftningsförsök mellan berg och betong, samt draghållfasthetstest hos betongen. Resultaten presenteras i tabell 9, 10 och 11. Stagens ingjutning är mycket god och brottet som uppstår sker i stålet. Vid monolit 4 började stagen flyta vid cirka 290 kn last vilket motsvarar en spänning på cirka 590 MPa i 25mm-stålet. Enligt kapitel så har kamstålet en tabellerad sträckgräns på 390 MPa vilket visar på bra vidhäftning och bra stålkvalité. Den okulära besiktningen som utfördes förbereddes med besiktningsprotokoll och digital fotoutrustning. De 21 stagens skick visade sig mycket bra och utan direkta kommentarer vad gäller korrosionsangrepp, skador och övriga angrepp. Av dessa stag gjordes försök för kärnborrning av hela stagen och dess omkringliggande injekteringsbruk och bergmassa. Två stag utsattes för kärnborrningsförsök och båda misslyckades delvis. Stagen borrades av vid 0,5 m och 1 m. Den okulära besiktningen visade på samma goda resultat som tidigare. Övergången mellan berg och betong var svårdefinierad men inget tydde på försämrad kvalité på staget jäms med den del som borrades upp. Se figur 17 och 18. Momentet att lokalisera stagen i monoliterna kan anses som försvårat i efterhand med tanke på att de överlag var ingjutna ungefär 0,5 m i betongkonstruktionen, och inte 2 m som ritningen angav. Se appendix 2. Bergets dåliga kvalité visade sig främst genom den svårdefinierade övergången mellan berg och betongkonstruktion. Resultatet från vidhäftningsprov mellan betong och berg gav en vidhäftningsspänning på 0 MPa. Den dåliga bergkvalitén visades också då dragtester utfördes och utrustningen sjönk vid test på grund av den sprickrika bergyta som fanns. Vattenuppträngning nära berg var också påtaglig. Betongens draghållfasthet visade sig också hålla en låg nivå. Se tabell 11. Den laborativa analysen av betongen gav tryckhållfasthet och densitet hos samtliga fem prover, vilka samtliga visade god tryckhållfasthet. Det som kan urskiljas är att majoriteten av provernas tryckhållfasthet är högre än resultatet från år 2000 och år

64 7. Slutsats och diskussion Detta kapitel tjänar till att sammanfatta de diskussioner som skapats under arbetets gång samt att formulera en slutsats för hela projektet. Viktiga erfarenheter som kan vara till stor nytta för framtida forskning avslutar denna rapport. 7.1 Slutsats Detta examensarbete syftar till att utreda och tillståndsbedöma de förankringsstag som förankrar de fem monoliterna vid Hotagens regleringsdamm som ska rivas. Hos stagen skulle speciellt fokus hamna på övergången mellan betong och berg. Denna studie hoppas kunna vara ett steg i den diskussion som fortgår kring medräknandet eller ej av förankringsstag vid dammdimensionering. Provtagningen skulle ge svar på förankringars vidhäftning och kärnprover av stagen skulle tas till betonglaboratorium i Älvkarleby för vidare analys. En teoretisk fördjupning gjordes där författaren studerade dammdimensioneringens metodik för betongdammar. Den gamla dammen dimensionerades med och utan förankringsstag vilket gav en säkerhetsfaktor som var ej godkänd i det första fallet och godkänd i det andra, med avseende på RIDAS rekommendationer. I dimensioneringsgången förekommer förenklingar som bland annat gäller vattenupptrycket i dammen. Upptrycket kan mycket väl vara högre än vad som ingått i beräkningarna med tanke på bergets sprickrika förekomst och den gamla berginjekteringens beständighet, vilket i så fall påverkar dammdimensioneringen. Totalt utsattes två stag från monolit 4 och ett stag från monolit 3 för dragtester. Vidhäftningstest mellan berg och betong, samt draghållfasthetstest hos betongen utfördes även vid monolit 4. Resultatet visar på att stagen har mycket god kvalité vad gäller skick och ingjutning. Bergets dåliga kvalité visade sig främst genom den svårdefinierade övergången mellan berg och betongkonstruktion. Resultatet från vidhäftningsprov mellan betong och berg gav en vidhäftningsspänning på 0 MPa. Den dåliga bergkvalitén visades också då dragtester utfördes och utrustningen sjönk vid test på grund av den sprickrika bergyta som fanns. Vattenuppträngning nära berg var också påtaglig. Stagens kvalité är mycket god vilket visas på den sträckgräns som försöken visar. Vid monolit 4 började stagen flyta vid cirka 290 kn last vilket motsvarar en spänning på cirka 590 MPa i 25mm-stålet. Enligt kapitel så har kamstålet en tabellerad sträckgräns på 390 MPa vilket ytterligare visar på stagens fina skick. 55

65 En slutsats från det laborativa tryckhållfasthetstestet visar att de fem proverna från monolit 4 har ett relativt högt och normalt värde medan resultat från år 2000 och 1968 visar lägre hållfasthet. Teoridelen i detta projekt resulterade i en dimensionering av den gamla dammen som visar ett mothållande moment på 3767 knm och ett stjälpande moment på 2959 knm. Detta ger en säkerhetsfaktor på 1,27 vilket är under RIDAS rekommenderad nivå, 1.5. Vid en motsvarande dimensioneringsberäkning med förankringsstagen medräknade erhålls ett mothållande moment till 4712 knm. Säkerhetsfaktorn blir 1,59 och dammen klarar RIDAS rekommendation för dimensionering. RIDAS påtalar ett förbud mot att tillgodoräkna förankringsstag vid dimensionering av nya betongdammar i och med dess okontrollerbara skick. Resultatet från teoristudien och provningen av förankringsstagen i detta projekt visar att stagen håller hög standard efter 40 år. Teoriberäkningarna, provning och besiktning visar att stagen fyller stor funktion för en betongdamms stabilitet vilket påvisar vikten av vidare forskning kring tillståndsbedömningar hos förankringsstag i betongdammar. 7.2 Diskussion Bergets dåliga och skiffriga kvalité, dammens skadade skick och vattenståndets kritiska schema gör inte det här projektet till ett lysande exempel för att göra en perfekt och representativ tillståndsbedömning av förankringsstag hos betongdammar. Resultatet visar däremot på väl bevarade förankringsstag vilket kan vara en bra utgångspunkt för diskussionen kring förankringar hos betongdammar. Ett litet projekt som detta sätter inga normer eller beslut om hur bergförankringars skick ter sig. Huruvida förankringsstag bör medräknas eller ej vid dimensionering av gravitationsdammar kan inte grunda sig i detta projekt, men väl väcka intresset för diskussion kring förankringsstagens tillstånd i svenska betongdammar. Det minutiöst planerade momentet med upptagandet av kärnprover misslyckades delvis i detta projekt på grund av snedborrade prover. De planerade kärnproverna skulle ge tillfälle för analys av stagets vidhäftning mellan stål, injekteringsbruk och berg. En annan borrutrustning i form av grövre foderrör hade minskat risken för snedborrning. Å andra sidan visar stagens sneda och böjda infästning i berget, som följd av den dåliga och skiffriga bergkvalitén, på att ett grövre val av foderrör ändå hade kunnat medföra snedborrning. Många referenser visar att bergförankringars tillstånd är svårt att bedöma. Därför bör grundligare utredningar utföras för att skapa en större kunskapsbas kring förankringsstagens egenskaper hos dammkonstruktioner i synnerhet men likväl övriga byggnadsverk. 56

66 7.3 Erfarenheter Detta examensarbete har givit en mycket god avslutning i civilingenjörsprogrammet och samarbetet mellan författare, LTU och Vattenfall Research & Development har fungerat mycket bra. Arbetsgången har innefattat allt ifrån planering, riskhantering, teorifördjupning, fältprovning och laborationsarbete vilket tillsammans skapat en stor erfarenhet för författaren inför kommande yrkeskarriär. Inför examensarbetet gjordes en separat tidplan där 20 veckors arbete var den tid som eftersträvades. Tidigt fokuserades på vilka mål som skulle uppfyllas och vad som skulle avgränsas. I efterhand visar sig att arbetet följt planen väl och kursens omfattning upplevts som jämförbar med den arbetsmängd som var väntad för ett examensarbete. Projektet i sig har fortlöpt smidigt och gett ett gott resultat. En riskanalys gjordes i inledningsskedet vilket gav en god insikt i var fokus skulle hamna. Det gjordes platsbesök med en träff mellan alla parter där projektets tidplan presenterades och där kritiska moment förklarades, såsom den försiktiga rivningen för att exponera stagen och den efterföljande provningen som skulle ske. Den litteraturstudie och teorifördjupning som skedde fortlöpte smärtfritt vilket till stor del grundade sig i ett gott samarbete mellan författare och handledare. Vid kärnborrning visade det sig att stagens orientering i berget inte var helt raka, förmodligen förorsakat av bergets skiffrighet och dåliga kvalité. Detta innebar snedborrning av stagen vid kärnborrningen. Foderrörets diameter bör ha valts större av entreprenören men stagens snedställning hade ändå inneburit en stor risk för snedborrning i och med stagens sneda orientering i berget. Den tidplan för rivningen av dammen, som valdes tidigt i projektet, föll mycket väl i planeringen. Idén med att nyttja den entreprenör som drev nybyggnationen av nya dammen, till att riva den gamla dammen visade sig mycket bra. På så vis underlättades logistiska problem och rivningen kunde börja när rätt tillfälle gavs utan onödig etableringstid. Grävmaskin med slaghammare visade sig vara ett mycket bra val i kombination med professionell förare. En närvaro av författaren under hela rivningen visade sig också vara nödvändigt. Idén med att ta lärdom av de först rivna monoliterna i frågan om var stagen kunde lokaliseras visade sig mycket bra. De två monoliter som utgjorde testmonoliter kunde också användas för provningen eftersom den väl genomförda rivningen inte påverkade stagen som fanns i dessa. De gamla ritningarna och den kunskap som fanns om förankringarna i den gamla dammen var knapphändig vilket innebar en utmaning i att finna stagen under rivningen. I efterhand visade sig materialet tillräckligt och tack vare den metod som nyttjades att använda erfarenhet från de först rivna monoliterna till de andra monoliterna, kunde så pass många stag lokaliseras. Dessutom kunde stagen som fanns i de två testmonoliterna 4 och 5 nyttjas i provningen eftersom de inte påverkades av rivningen. I efterhand kan det påtalas att momentet för att lokalisera stagen i monoliterna försvårades då 57

67 stagen var ingjutna ungefär 0,5 m i betongkonstruktionen, och inte 2 m som ritningen angav. Se appendix 2. Indatan för den teoretiska dimensioneringen av förankringsstagen i kapitel 5 ändrades utefter detta. 58

68 8. Referenser Elektroniska källor: Risknet/FOI, (2002), Översvämningar och dammbrott, (hämtad ) Svensk Energi, (2006), Om vattenkraft, (hämtad ) Vattenregleringsföretagen AB, (2007), Indalsälvens vattenregleringsföretag (IVF) bygger om dammen vid hotagens regleringsmagasin, (hämtad ) Tryckta källor: Avén, S. (1984), Handboken bygg geoteknik. Liber förlag Stockholm. Bredenberg, H. (1981), Grovhålsborrning för grundläggningsändamål. STU rapport 230. Stockholm. Boverket, (2003), Boverkets författningssamling, BFS 03. Boverket, (2004), Boverkets handbok om konstrukionsrekler, BBK 04 Boverket, (2003), Boverkets konstruktionsregler, BKR 03 Fagerlund, G. (1987) Betongkonstruktioners beständighet. Upplands grafiska AB. Geijer, D. (2007), Nya erosionsskydd på svenska fyllningsdammar. Examensarbete. KTH. Grönholm, R, (2000), Hotagens Regleringsdamm Analys av AKR-skador, Vattenfall Utveckling AB. Hejll, A. (2007), Civil Structural Health Monitoring. Doctoral Thesis. LTU 2007:10. KFS, (2007), Designunderlag och ritningar för ny damm KFS, (2006), Konstruktionsberäknigar A669_Sammanfattande stabilitetsberäkningar Langesten, B. (1995), Byggkonstruktion 3 Betongkonstruktion. 5:e upplagan. Gävle. 59

69 Lindgren, M, (2005), Provningsmetoder och skadetyper vid vattenkraftverk. En förstudie till erfarenhetsåterföring vid rivningen av Månsbo Kraftverk. Elforsk rapport 05:53 Nazir, C. P. (1999), Prestressed Aluminum Arch Dam. Proceedings IABSE. Symposium an Structures for the Future, Rio de Janeiro. RIDAS (2006) Tillämpningsanvisningar. Kraftföretagens riktlinjer för dammsäkerhet. Svensk Energi Swedenergy AB. RIDAS (2002) Kraftföretagens riktlinjer för dammsäkerhet. Svensk Energi Swedenergy AB. SGU (2007) Berggrundskarta Stehn, L. Johansson, B. Johnson, H. Lagerqvist, O. Olsson, A. Unosson, E. Elfgren, L. Olofsson, T. Nilsson, M. (2004). Grundläggande konstruktionslära. LTU. Vägverket (2004), Bro Grundläggning, Publ 2004:56 Wiberg, U. Eriksson, H. Engström, Å. (2001), Betongdammar. Vattenfall Utveckling AB, Båkab Produktion Syd AB, HydroTerra Ingenjörer AB. KTH. Kraftverksföretagen. Widing, S. Elfgren, L. (1971), Injekterade dragstag i lera. Särtryck ur Byggmästaren, Stockholm Vol 50, Nr 5, Maj 1971, 8 sid. Personlig kommunikation: Hejll, A. ( ). Arvid Hejll, Vattenfall Research & Development AB, Älvkarleby. Hautakoski, M. ( ). Markus Hautakoski, projektledare, Vattenregleringsföretagen AB, Östersund. Påhlsson, P. ( ) Patrik Påhlsson, KFS Anläggningskonstruktörer AB, Solna. Hildenwall, B. ( ). Bengt Hildenwall, Vattenfall Research & Development AB, Älvkarleby. Hassanzadeh, M. ( ). Manouchehr Hassanzadeh, Vattenfall Research & Development AB, Älvkarleby. Rosell, E. ( ). Ebbe Rosell, Vägverket sektion Bro- och tunnelteknik. Frank, C. ( ). Cathrine Frank, KFS Anläggningskonstruktörer AB, Solna. 60

70 Figurer 1. (hämtad ). 2. Vattenregleringsföretagen AB. 3. Vattenregleringsföretagen AB. 4. Vattenregleringsföretagen AB (Hämtad ). 14. KFS (2007). 61

71 Appendix 1 Riskbedömning inför rivning Följande riskbedömning är graderad enligt följande skala: Gradering av sannolikheter: 1. Mindre trolig 2. Trolig 3. Mycket trolig Gradering av konsekvens: 1. Liten 2. Medel 3. Hög Riskvärde = Sannolikhet x Konsekvens Identifiering och värdering av risker Risker som försämrar, förhindrar eller förstör provningen: A) Vattennivån i vattenmagasinet är för hög jämfört med prognostiserat vilket förhindrar och försvårar arbetet. Sannolikhet 2. Konsekvens 1. Riskvärde: 2 B) Knapphändigt ritningsunderlag vilket skapar osäkerhet om förankringars och armeringsjärns existens, position och läge.. Sannolikhet 3. Konsekvens 1. Riskvärde:3 C) Betongkvaliténs påverkan på rivningstiden. Tidsfördröjning. Sannolikhet 1. Konsekvens 1. Riskvärde: 1. D) Kritisk finbilning vid betong/bergövergång. Risk för att prover förstörs. Sannolikhet 2. Konsekvens 3. Riskvärde: 6. 62

72 E) Problem med underleverantörers utrustning. Tidsfördröjning. Sannolikhet 1. Konsekvens 1. Riskvärde: 1. F) Christer Larsson närvarar ej vid provning på grund av sjukdom eller motsvarande. Sannolikhet 1. Konsekvens 3. Riskvärde: 3. G) Arvid Hejll närvarar ej vid provning på grund av sjukdom eller motsvarande. Sannolikhet 1. Konsekvens 3. Riskvärde: 3. H) Kommunikationssvårigheter mellan utförare, entreprenörer på plats och dammägare. Sannolikhet 2. Konsekvens 2. Riskvärde 4. I) Provdragningsförfarandet i fält. Problem med utrustningens passande och prestanda. Labbpersonalens närvaro. Sannolikhet 2. Konsekvens 2. Riskvärde: 4. J) Kärnborrningen i fält. Klarar underentreprenör av den med dess utrustning. Vad händer om påstådda stagen är 4 m in i berg och inte 3 m som ritning säger? (pkt B) Klarar utrustningen av det? Om ett kärnprov går sönder helt eller till viss del, går det nyttja ändå? Sannolikhet 3. Konsekvens 1. Riskvärde: 3. 63

73 Behandling av risker Åtgärdsplan för att minska sannolikhet till att risker uppstår alternativt minska konsekvensen för risker: A) Prioritet 4. Minska konsekvensen genom att vara väl förberedd för mycket vatten vid arbetet. Pumputrustning skall finnas och underentreprenör ska underrättas om provningens viktiga del i hela projektet. Kanske går provningen senareläggas 1v? B) Prioritet 3. Konsekvensen med denna risk är ökad kostnad. Enligt provningsplanen bilas de första monoliterna som skolning inför de nästkommande där proven ska tas, allt för att minska konsekvensen. Förankringsstagens läge antas i princip lika i alla monoliter. Tröskeln mellan monoliterna är mest problematisk vad gäller förankringsstagens läge och orientering. Se över extra bilningsresurser som kan kallas in. C) Prioritet 5. Med utgångspunkt att Hotagendammen tidigare under 2000 varit föremål för undersökning av de AKR-skador som fanns antas betongen lättriven. Se över extra rivningsresurser i fall rivningsproblem skulle uppstå. D) Prioritet 1. Förklara syften med projektet för inblandade parter. Försiktighet och noggrannhet, extremt stor försiktighet, iakttas vid finbildning och särskilt i närheten av mark, övergången betong/berg. Kontrollanter är på plats under provningsförfarandet. E) Prioritet 5. För att minska sannolikhet och konsekvens informeras underentreprenören om provningens värde i hela projektet. Utrustning ska vara i gott skick och åtgärder för eventuella haverier ska vara förberedda. Kontrakt ska skrivas för tidplanen. F) Prioritet 3. För att minska konsekvensen framförs en reservplan där ersättare utför Christer Larssons arbetsuppgifter vid provningen. Arvid Hejll ersätter Christer Larssons arbetsuppgifter på plats. För att minska sannolikheten ytterligare läggs vikt att inte arbeta för mycket tiden innan provning. G) Prioritet 3. För att minska konsekvensen framförs en reservplan där ersättare utför Arvid Hejlls arbetsuppgifter vid provningen. Alternativt senareläggs provningen. Christer Larsson ersätter Arvid Hejlls arbetsuppgifter på plats. För att minska sannolikheten ytterligare läggs vikt att inte arbeta för mycket tiden innan provning. 64

74 H) Prioritet 2. För att minska sannolikheten strävar man att hålla en öppen kommunikation där frågetecken alltid utreds eftersom. Alla parter ska vara väl underrättade om hur viktig provningsfasen är för hela projektet. Ett inledande möte med alla parter där riskerna diskuteras och provningen gås igenom är av stor vikt. Fokus är utifrån provningsplanen. God kontakt är huvudsaken och kontrakt om tidsplanen bör skrivas eller fastställas. (Appendix 4). Kontrollanter närvarar fysiskt både innan provning och under provning. I) Prioritet 2. Kontrollera att utrustning är rätt innan, utifrån all indata. Labbpersonal ska ha reserv. Se över begränsningarna. J) Prioritet 3. Se pkt B. Se över begränsningarna för kärnborrningsprocessen. 65

75 Appendix 2 Appendix 2: Urklipp från ritning PL A4 som visar förankring av monolit (VBB 1967). 66

76 Appendix 3 Appendix 3. Urklipp från ritning A669_K011 som visar förankring av monolit hos nya dammen (KFS 2007). 67

77 Appendix 4 Appendix 4. Tidplan över rivningsförfarandet. 68

78 Appendix 5 Appendix 5. Vy över monoliternas placeringar (KFS 2007). 69

79 Appendix 6 Figur A. Förankringsstag i bakkant hos monolit 5. Figur B. Borrutrustning etableras kring förankringsstag vid monolit 2. 70

80 Figur C. Grävmaskinen påbörjar rivning av monolit 3. Figur D. Dragtestutrustning under pågående försök hos förankringsstag vid monolit 3. 71

81 Figur E. De fyra exponerade förankringsstagen vid monolit 1. Observera vattenuppträngningen. Figur F. Vidhäftningstest vid monolit 4. 72

82 Figur G. Vidhäftningsprov mellan betong och berg vid monolit 4. Observera bergets kvalité. Figur H. Draghållfasthetsprov i betongen vid monolit 4. Sprickrik och porrik betong. 73

83 Figur I. Förankringsstag A vid monolit 3 som dragits till brott. Figur 2. Vidhäftningsprov mellan betong och berg. 74