EXAMENSARBETE. Sättning och portryck för en provbank på sulfidjord i Gammelgården. Jämförelse mellan FE-simuleringar och uppmätta resultat

Transkript

1 EXAMENSARBETE Sättning och portryck för en provbank på sulfidjord i Gammelgården Jämförelse mellan FE-simuleringar och uppmätta resultat Rebecka Westerberg 2016 Civilingenjörsexamen Väg- och vattenbyggnadsteknik Luleå tekniska universitet Institutionen för samhällsbyggnad och naturresurser

2 EXAMENSARBETE Sättning och portryck för en provbank på sulfidjord i Gammelgården Jämförelse mellan FE-simuleringar och uppmätta resultat Rebecka Westerberg Luleå tekniska universitet Institutionen för samhällsbyggnad och naturresurser Avdelningen för geoteknologi

3

4 FÖRORD Examensarbetet är den sista delen av min civilingenjörsutbildning inom Väg- och vattenbyggnad vid Luleå tekniska universitet och motsvarar 30 högskolepoäng. Studien har utförts på initiativ av Trafikverket i samarbete med Statens geotekniska institut (SGI) samt Sweco Civil AB som har bidragit med fältundersökning och uppbyggnad av provbank. Jag vill tacka alla som har varit involverade i detta examensarbete. Ett stort tack till Nicklas Thun på Trafikverket som har gett mig chansen att vara involverad i detta projekt. Tack till Mattias Andersson och Bo Westerberg på SGI för er delaktighet i mitt arbete med bidragande av er expertkunskap inom området sulfidjord. Tack till alla involverade från Sweco geoteknik, som låtit mig vara delaktig under instrumentering och mätning samt bidragit med resultat från fältundersökningar och mätningar. Tack till Göran Pyyny, WSP Samhällsbyggnad för hjälp med att hitta ett examensarbete samt visat intresse och delaktighet under arbetets gång. Vid Luleå tekniska universitet vill jag speciellt tacka min handledare Hans Mattsson som hjälpt mig utforma examensarbetet och tagit sig tid till vägledning. Jag vill också tacka Roger Knutsson för att ha bidragit med sina kunskaper gällande PLAXIS. Tack också till alla som på något sätt har bidragit till projektets genomförande. Rebecka Westerberg, Luleå, Juni 2016 i

5 ii

6 SAMMANFATTNING I Gammelgården, nordväst om Kalix, har en provbank med delhöjderna 1,5 respektive 2,0 m byggts på sulfidjord. I detta examensarbete har FE-programmet PLAXIS 2D använts för att simulera sättningar och portrycksförändringar till följd av bankens belastning. Simuleringarna har utförts i plant töjningstillstånd och i en axelsymmetrisk modell med materialmodellerna Soft soil och Soft soil creep. Beräkningar i PLAXIS 2D har jämförts mot beräkningar i Embankco version 1.02 samt för hand. Samtliga beräkningar har dessutom jämförts mot uppmätta sättningar och portryck. Banken har utrustats med instrument för mätning av horisontella och vertikala deformationer samt porvattentryck. Ett flertal CRS-försök och CRS-krypförsök har utförts på kolvprover tagna mitt under provbanken. Indata till simuleringarna har främst bestämts utifrån dessa försök samt från rutinundersökningar. I materialmodellerna Soft soil och Soft soil creep beskrivs jordens styvhet av parametrarna modifierat kompressionsindex, λ*, och modifierat svällindex, κ*, vilka är definierade ur isotropiska triaxialförsök. Tre olika utvärderingsmetoder för λ* och κ* har använts, vilka gav spridda resultat. Utvärderingarna utfördes genom approximerade samband med effektivspänning och ödometermodul, utvärdering från motsvarande normaliserade styvhetsparametrar, C c och C s, samt genom baklängesberäkning av parametrarna i PLAXIS SoilTest genom kurvanpassning mot CRS-kurvan. Simuleringar utfördes för samtliga utvärderingsmetoder för att klargöra vilken metod som gav mest tillförlitliga resultat, baserat på uppmätta resultat och resultaten från Embankco. De simulerade sättningarna från utvärderingen med SoilTest visade relativt god överensstämmelse mot de uppmätta under en 133 dagars period och mot resultaten från Embankco under de första 2 åren medan de övriga två utvärderingsmetoderna ger betydligt lägre respektive högre sättningar jämfört med de uppmätta och i Embankco beräknade. Simulering i plant töjningstillstånd utfördes för 3 olika bankhöjder. De två bankdelarna 1,5 respektive 2,0 m samt för en vägd bankhöjd på 1,76 m. Den vägda höjden är en medelhöjd för den totala banken som har tagits fram för att motsvara lasten från hela banken vilken verkar på hela bankens bottenarea. I den axelsymmetriska modellen simulerades banken som en cirkulär platta med höjd och radie för att motsvara last och bottenarea av den totala banken. Den axelsymmetriska simuleringen utfördes för att efterlikna ett fall i 3D eftersom plant töjningstillstånd antar att banken är oändligt lång inåt planet vilket är en approximation för en begränsad rektangulär bank. Efter 133 dagar var de uppmätta sättningarna från horisontalslangarna 0,21 m och 0,30 m för bankdel 1,5 m respektive 2,0 m. Samtliga simulerade sättningar med materialmodell Soft soil och SoilTest-parametrar stämmer väl överens mot dessa uppmätta. Simuleringarna i PLAXIS stämmer väl överens mot beräkningarna i Embankco de första 2 åren, därefter sker en snabbare sättningsökning för simuleringarna i PLAXIS. De i PLAXIS simulerade portrycken skiljer sig betydligt mot de uppmätta och i Embankco beräknade. Störst skillnad visar simuleringarna i plant töjningstillstånd där portrycken direkt efter upplastning är ca 20 kpa högre jämfört med de uppmätta. Simuleringarna i den axelsymmetriska modellen ger portryck direkt efter upplastning på ca 50 kpa jämför mot de uppmätta ca 35 och 43 kpa för bankdel 1,5 respektive 2,0 m. Två möjliga förklaringar till detta kunde vara att torrskorpan var styvare än den simulerade alternativt att iii

7 överkonsolideringsgraden i jorden var högre. Vid ökad styvhet minskade porövertrycket med ca 2 kpa och vid ökad OCR blev porövertrycken något högre men portrycksutjämningen gick betydligt snabbare. Resultaten tyder på att en fortsatt utredning av denna portrycksskillnad bör utföras. Simulering av bankhöjderna 1,5 m respektive 2,0 m bör utföras i en axelsymmetrisk modell och i PLAXIS 3D. I PLAXIS 3D bör även den totala banken som helhet simuleras. Fortsatt uppföljning av sättningsmätningarna för jämförelse mot simuleringarna bör utföras. iv

8 ABSTRACT In Gammelgården, north-west of Kalix, is a field test area located with a test-embankment on sulphide soil. The embankment is divided in to two parts with the heights 1.5 and 2.0 m. In this master thesis the FE-software PLAXIS 2D has been used to simulate settlements and changes in pore pressure due to the load from the embankment. The simulations have been performed with plane strain and axisymmetric analysis with the material models Soft soil and Soft soil creep. The results have been compared with calculation from the software Embankco version 1.02, calculations by hand and field measurements of settlements and pore pressures. The embankment is equipped with instruments for measuring horizontal- and vertical displacements and pore water pressure. A number of CRS tests and CRS-creep tests have been performed on core samples from different elevations in the middle of the bank area. Input for the simulations is mainly determined from these, but also from routine tests. In the material models Soft soil and Soft soil creep the stiffness of the soil is described using the parameters modified compression index, λ*, and modified swelling index, κ*, which are defined in isotropic triaxial tests. Three different evaluation methods have been used to determine λ* and κ*, with a large spread in the results. The evaluations were performed with approximated relations to the effective pressure and the oedometer modulus, evaluation of the corresponding normalized stiffness parameters, C c and C s, and by back calculations of the parameters using PLAXIS SoilTest to match the output CRS-curve with the actual CRS-curve from the laboratory. Simulations have been performed with all three evaluation-methods to determine the most reliable method based on comparison to the measured settlements and the settlements calculated in Embankco. From these simulations the back-calculations from SoilTest seems to be the most suited evaluation method since the settlements are relatively consistent to the measured ones for the first 133 days. Compared to the calculations in Embankco, the PLAXIS simulations are very well consistent for the first 2 years with the SoilTest-parameters. The other two evaluation methods show significantly smaller respectively larger settlements compared to the measured ones and the ones calculated with Embankco. The simulations with plane strain analysis were performed for 3 different embankment heights. The two part heights 1.5 and 2.0 m and a third height of 1.76 m which correspond to the load and the surface area of the entire embankment. In the axisymmetric model the embankment is simulated as a circular plate with height and radius corresponding to the load and surface area of the entire embankment. The axisymmetric simulations are performed to resemble a case in 3D, since plane strain analysis is based on the assumption that the embankment is endless in the in-plane direction, which is an approximation for a restricted rectangular embankment. After 133 days the measured settlements are 0.21 m and 0.30 m for embankment part 1.5 m respectively 2.0 m. All of the simulations with Soft soil show similar settlements with the SoilTest parameters. The first 2 years the simulations are more or less equivalent to the calculations in Embankco, there after the simulations show an increased rate of the settlements compared to Embankco. All the simulation in PLAXIS show significantly larger pore pressures than the measured and in Embankco calculated ones. The largest differences are shown in the plane strain models, corresponding to about 20 kpa. In the axisymmetric model the pore pressures are about 50 kpa directly after loading, while the measured are about 35 and 43 kpa, for the embankment v

9 heights 1.5 m respectively 2.0 m. Two possible explanations for this could be that the stiffness of the dry crust is larger than simulated or that the over consolidation ratio is larger. The assumptions were tested without any significant differences in the results. The results indicate that further investigation of these differences in pore pressures should be performed. The two embankment heights 1.5 m and 2.0 m should be simulated in an axisymmetric model and in 3D, both of the two separate embankment heights as well as the total bank geometry. Continued monitoring of the settlements and comparison to the simulations should be performed. vi

10 SYMBOLLISTA Romerska bokstäver Cα Sekundärt kompressionsindex C c Normaliserat primärt kompressionsindex C s Normaliserat svällindex c Kohesion c u Odränerad skjuvhållfasthet c v Konsolideringskoefficient i vertikalled c v,min Konsolideringskoefficient i vertikalled, minvärde e Portal e 0 Initialt portal e f Provets portal vid en viss kompression (Ödometerförsök) H 0 Provet initiala höjd (Ödometerförsök) H f Provets höjd vid en viss kompression (Ödometerförsök) H s Höjden av de fasta partiklarna i provet (Ödometerförsök) NC K 0 Vilojordtryckskoefficienten i normalkonsoliderad jord K 0 Vilojordtryckskoefficienten k Permeabilitet k i Initial permeabilitet M 0 Kompressionsmodul för spänningar under förkonsolideringstryck M L Kompressionsmodul för spänningar över förkonsolideringstryck M Modultal för spänningar över gränstrycket m Massa prov m s Massa torkat prov (105 i ugn, 24 h) m w Massa vatten p Effektiv medelspänning p p Förkonsolideringstryck i PLAXIS p eq Ekvivalent spänning i PLAXIS S t Sensitivitet U Konsolideringsgrad U Medelkonsolideringsgrad V Specifik volym w Vattenkvot w N Naturlig vattenkvot w L Konflytgrän w p Plasticitetsgräns q Deviatorspänning i PLAXIS Grekiska bokstäver α s Krypparameter, koefficient för sekundär kompression α s,max Krypparameter, koefficient för sekundär kompression vid förkonsolideringstrycket α t Krypparameter i krypningens andra fas, tertiär krypning β αs Krypparameter, koefficient för α s förändring med kompression β k Koefficient för permeabilitetens förändring med kompression Δ Förändring av en parameter vii

11 Δσ z Tillskottspänningar ε Töjning ε v Volymetrisk töjning ε ve Vertikal kompression av ett prov (Ödometerförsök) φ Friktionsvinkel φ cv Kritisk friktionsvinkel λ* Modifierat kompressionsindex (parameter PLAXIS SS och SSC) κ* Modifierat svällindex (parameter PLAXIS SS och SSC) μ* Modifierat krypindex (parameter PLAXIS SSC) ρ Skrymdensitet ρ d Torrdensitet ρ s Kompaktdensitet σ 1 Största huvudspänning σ 1 Effektiv största huvudspänning σ 2 Mellersta huvudspänning σ 2 Effektiv mellersta huvudspänning σ 3 Minsta huvudspänning σ 3 Effektiv minsta huvudspänning σ c Förkonsolideringstryck σ 0 Effektivspänning σ vo Rådande vertikalt överlagringstryck (Totaltryck) σ L Gränstryck τ Okorrigerad odränerad skjuvhållfasthet bestämd med fallkon- eller vingförsök u Portryck u i Initialt porövertryck Rådande porövertryck u e Förkortningar CRS Constant rate of strain CPT Cone penetration test FEM Finita elementmetoden OCR Överkonsolideringsgrad SGF Sveriges geotekniska förening SGI Statens geotekniska institut SS Soft soil (materialmodell PLAXIS) SSC Soft soil creep (materialmodell PLAXIS) viii

12 INNEHÅLLSFÖRTECKNING 1. Inledning Bakgrund och orientering Syfte och mål Omfattning och avgränsningar Litteraturstudie Sulfidjord Bildning och förekomst Klassificering Geotekniska egenskaper Effektivspänningar in-situ och tillskottsspänningar Kompressionsegenskaper Ödometerförsök och krypförsök Sättning och konsolidering Klassisk sättningsberäkning Sättningsberäkning utifrån CRS-försök Endimensionell konsolideringsteori Primär och sekundär konsolidering Embankco Numerisk modellering-plaxis 2D Plant deformationstillstånd Axelsymmetriska modeller Materialmodellerna Soft soil och Soft soil creep Fält- och laboratorieförsök Inledning Rutinundersökning Krypförsök CRS-försök Densitetsbestämning av bankmaterial Provbank Instrumentering SättningsprognostiSering Inledning Förutsättningar och indata Parameterutvärdering ix

13 Indata Plant töjningstillstånd Förutsättningar Modell Axelsymmetrisk modell Förutsättningar Modell Verifiering Handberäkning Embankco Resultat Provbank Sättningsmätningar Portrycksmätningar Modell i plant töjningstillstånd Sättningar Portryck Axelsymmetrisk modell Sättningar Portryck Verifieringar Tillskottsspänningar beräknade för hand Tillskottsspänningar PLAXIS - linjärt elastisk modell Sättningar Portryck Erfarenheter och diskussion Parameterutvärdering Sättningar Portryck Vidare studier Slutsatser REFERENSER Bilaga A Rutinundersökning Bilaga B Sedimentationsanalys Bilaga C CRS-försök x

14 Bilaga D Krypförsök Bilaga E - Densitetsbestämning Bilaga F SoilTest Simulering Bilaga G Simulerade tillskottsspänningar xi

15 xii

16 1. INLEDNING 1.1. Bakgrund och orientering Längs Norrlandskusten är sulfidjord vanligt förekommande. Sulfidjord är ett samlingsbegrepp för sulfidhaltiga jordar vars kornstorlek såväl som sulfidmängd och organiskt innehåll kan variera. Vid kontakt med syre oxiderar sulfidjorden vilket resulterar i försurning av mark och vatten. Sulfidjordar har i regel låg bärighet och är mycket sättningsbenägen med stora krypsättningar till följd. (Larsson, et al., 2007) Av kostnads- och miljöskäl vill man undvika att gräva upp jorden vid bygg- och anläggningsarbeten och istället använda den som en del av konstruktionen. De metoder som finns för att prognosticera sättningar är begränsade till metoder för vanliga finkorniga jordar. Sättningsprognoser i sulfidjord med dessa metoder brukar avvika avsevärt från de verkligt uppmätta sättningarna som vanligtvis blir större. Detta beror på att beräkningsmodeller, materialmodeller och parameterval för finkorniga jordar inte är anpassade för sulfidjordens komplexa strukturella uppbyggnad. (Andersson, 2012) Under 2008 inleddes förundersökningarna för provområdet Lampen, intill Haparandabanan, utanför Kalix. Detta är ett pågående forskningsprojekt som legat till grund för Mattias Anderssons licentiatuppsats, Andersson (2012), vilken utgör underlag för detta examensarbete. För fortsatta studier på sulfidjord har ett nytt forskningsprojekt inletts i provområde Gammelgården, strax nordväst om Kalix, med sulfidjord till djup så stora som ca 30 m. Forskningsprojektet är ett samarbete mellan Trafikverket och SGI. I detta examensarbete utförs FE-simuleringar för provbanken i Gammelgården vars delhöjder är 1,5 m och 2,0 m Syfte och mål Målet med examensarbetet är att jämföra sättningar erhållna från in-situmätningar med FE-simuleringar i PLAXIS 2D samt att prognosticera de krypsättningar som kommer uppstå. Syftet med examensarbetet är att utreda huruvida sättningar i sulfidjord kan simuleras med FE-programmet PLAXIS 2D Omfattning och avgränsningar Examensarbetet avgränsas till att huvudsakligen studera sättningar, dvs vertikala deformationer, i sulfidjord vid provområdet i Gammelgården. Studien utförs genom simuleringar i FE-programmet PLAXIS 2D. Simuleringar av respektive bankhöjd utförs och problemet simuleras både som axelsymmetriskt och i plant deformationstillstånd. Eftersom bankdelarna sitter ihop har även en vägd höjd på 1,76 m tagits fram, vilket ger en last motsvarande den totala banken. Resultaten från simulering av korttidssättningar och portryck jämförs mot verkliga uppmätta sättningar, portryck och handberäkningar. Dessutom utförs en prognos för de krypsättningar som kommer uppstå i jorden till följd av banken, med PLAXIS 2D. Arbetet med provbankarna omfattas av instrumentering, byggande och mätning av deformationer och portryck. 1

17 Fältundersökningar för fastställande av sulfidjordens egenskaper omfattas huvudsakligen av CPT-sondering och kolvprovtagning. Laboratorieundersökningar som har utförts är rutinundersökning, CRS-försök, CRS-krypförsök samt direkta skjuvförsök. Banken har instrumenterats med portrycksmätare, inklinometerrör, skruvpeglar, markpeglar och horisontalslangar. 2

18 2. LITTERATURSTUDIE 2.1. Sulfidjord Sulfidhaltiga jordar finns på ett flertal platser runt om i världen, varav ca 70 % återfinns i tropiska områden som Sydamerikas östkust, Asiens sydostkust och Afrikas västkust. Enligt Beek, et al. (1980) uppgår världens totala area av sulfidhaltiga jordar till ca 14 miljoner hektar. Sulfidhaltiga jordar förekommer i förhållandevis små mängder i Europa och är främst utbrett längs med Bottenvikens kustland, dvs. norra Sveriges östkust och finska västkusten. (Larsson, et al., 2007) Bildning och förekomst Information om sulfidjords bildning och förekomst är baserat på text från Larsson, et al. (2007) och Andersson (2012) vilka i sin tur hänvisar till följande texter: Wiklander, et al. (1950), Schwab (1976), Georgala (1980), Nystrand (1980), Mácsik (1994), Händel (1996), Eriksson, et al. (2000), Magnusson & Axelsson (2001), Westerberg & Mácsik (2003), Andersson & Norrman (2004) och Müller (2010). De vanligast förekommande formerna av sulfidjord i Sverige är järnmonosulfid (FeS) och svavelkis (FeS 2 ), även kallad pyrit. Järnmonosulfiden bildas genom nedbrytning av organiska material i finkorniga sediment under syrefria förhållanden och i nästa steg övergår järnmonosulfiden till pyrit. Övergången till pyrit tar dock lång tid och beror bl.a. på svaveltillgången. Gemensamt för de båda formerna är att de är stabila i syrefri miljö men oxiderar vid kontakt med syre, t.ex. vid urgrävning eller grundvattensänkning. Vid oxideringen frigörs sulfater, järnjoner och andra metalljoner, vilket leder till att vätejoner frigörs och bildar lös svavelsyra som i sin tur försurar mark och porvatten. Sulfidjord i Sverige Syrefattiga miljöer lämpade för bildning av sulfidjord uppstår även på land i t.ex. våtmarker och i kustområden runt Bottenviken, till följd av landhöjningen. I Sverige har bildning av sulfidjord pågått sedan avsmältningen och sedimentationen från den senaste istiden, främst i Östersjön och Bottniska viken. Det betyder att bildning av sulfidjordar i detta område började redan för ca år sedan och hade nått hela Bottenviken för ca 9000 år sedan, dvs då hela Bottenviken var fri från inlandsis. Till en början fanns i Bottenviken en sötvattensjö (Ancylusinsjön) som var skild från havet. Förbindelsen till havet öppnades strax efter inlandsisens avsmältande och bildade Littorinahavet, vars utbredning visas Figur 2.1. (Larsson, et al., 2007), (Andersson, 2012) 3

19 Figur 2.1 Littorinahavets utbredning (Schwab, 1976) På grund av landhöjning sedan dess har många av de tidigare havs- och sjöbottnarna blivit en del av fastlandet. Det resulterar i att sulfidjord inte bara förekommer under vattenytor utan till stor del även vid kusten och strandnära områden som en gång har varit sjöbotten. Sulfidjordars utbredning längs med Bottenvikens kustland visas i Figur 2.2. (Larsson, et al., 2007), (Andersson, 2012) Figur 2.2 Sulfidjordars utbredning längs med Bottenvikens kuster (Schwab, 1976) Klassificering Svartmocka är en lokal benämning på den sulfidjord som finns längs med norrlandskusten. Namnet har den fått på grund av den svarta färg som järnmonosulfiden ger jorden, vilken 4

20 också ger jorden sin starka lukt av svavel. Sulfidjord är ett samlingsbegrepp för sulfidhaltiga jordar och varierar i kornstorlek såväl som organiskt innehåll och sulfidhalt. Benämning utförs, liksom för andra finkorniga jordarter enligt jordens kornstorleksfördelning, till exempelvis sulfidsilt och sulfidlera. Tilläggsbenämningar tillför information om organisk halt eller övrigt material t.ex. lerig sulfidsilt. (Larsson, et al., 2007) Geotekniska egenskaper Sulfidjordar är normalt finkorniga, väldigt lösa och sättningsbenägna med stora krypsättningar till följd. De har normalt en relativt låg odränerad skjuvhållfasthet och densitet. Normalt varierar den naturliga vattenkvoten för sulfidjordar mellan 40 och 150%. Sulfidjordar har dessutom en varvig struktur, som tros bero på avsättningsförhållandena då jorden bildades. Till följd av den varviga strukturen kan storleken på de geotekniska parametrarna variera väldigt mycket och utvärdering av egenskaper som skrymdensitet, vattenkvot och flytgräns kan visa stor spridning även i en jordmassa så liten som ett kolvprov. (Larsson, et al., 2007), (Andersson, 2012) 2.2. Effektivspänningar in-situ och tillskottsspänningar Vid beräkning av sättningars storlek är det av stor vikt att beakta de effektivspänningar som finns i jorden. Genom att tillföra en extern last på markytan ökar de effektiva spänningarna i jorden till följd av så kallade tillskottsspänningar. Effektivspänningsökningen sker efter konsolidering. I 2:1-metoden antas den vertikala lastspridningen vara linjär med lutningen 2:1. Tillskottspänningen för en rektangulär last beräknas enligt σ z = qbl (b+z)(l+z) ( 2.1) där q är en utspridd last, b+z motsvarar spridningen på bredden och l+z spridningen på längden för beräkningsdjupet z. 2:1-metoden är en approximerad metod från elasticitetsteorin. Vid djup mindre än lastbredden underskattas tillskottsspänningarna som beräknas enligt 2:1 metoden jämfört mot elasticitetsteorin, se Figur 2.3 där 2:1 metoden representeras av den tjocka linjen. (Axelsson, 1998) 5

21 Figur 2.3 Skillnad i vertikaltryck för 2:1-metoden respektive elasticitetsteorin (Axelsson, 1998) 2.3. Kompressionsegenskaper Finkorniga jordars kompressionsegenskaper undersöks vanligtvis genom ödometerförsök från ostörda prover upptagna med standardkolvprovtagare. Försöken kan utföras antingen som stegvisa ödometerförsök eller som CRS-försök. Jordens kompressionsegenskaper kan också bestämmas genom triaxialförsök, men dessa utförs sällan i praktiken då de är mer komplicerade. (Sällfors & Andréasson, 1985) Förkonsolideringstrycket, σ c, och överkonsolideringsgraden, OCR, i en jord är mycket betydande för sättningarnas storlek, då de beskriver jordens tidigare belastningshistorik. σ c, är det högsta effektivtryck jorden har utsatts för under sin levnadstid och OCR är kvoten mellan σ c, och rådande vertikala effektivspänning, σ v, i jorden. Andersson (2012) beskriver överkonsolideringsgradens påverkan på portrycksändringen, Δu, till följd av belastning, för normalkonsoliderade till svagt överkonsoliderade (OCR< ca 2,5) lösa jordar. Portrycksändringen är för effektivspänningar under förkonsolideringstrycket, σ v < σ c : och för σ v = σ c : u = σ isotropt = σ 1+ σ 2 + σ 3 3 ( 2.2) u = σ v ( 2.3) I Figur 2.4 visas porövertrycksutvecklingen förenklat till följd av laststillskott i jorden för en normalkonsoliderad till svagt överkonsoliderad lera. 6

22 Figur 2.4 Portrycksutveckling till följd av tillskottsspänningar för normalkonsoliderad- och svagt överkonsoliderad lera (Larsson, et al., 1993) Ödometerförsök och krypförsök Enligt Sällfors & Andréasson (1985) baseras de stegvisa ödometerförsöken på teorin från Terzaghi (1923). Denna typ av ödometerförsök utförs genom en stegvis pålastning. Hansbo (1975) förklarar att det första laststeget för lösa leror och gyttja vanligen är 10 kpa och att lasten därefter ökas successivt genom att dubbleras efter varje laststeg. Detta utförs så långt som anses behövas. Laststegen ska verka i minst 1 dygn och till dess att den primära konsolideringen har avslutats, vilket enligt Eriksson (1992) kan ta upp till 4 dygn i organiska jordar. CRS-försök (constant rate of strain) fungerar enligt samma princip som de stegvisa ödometerförsöken men istället för stegvisa pålastningar styrs belastningen av deformationshastigheten. CRS-försöken ger i regel en mer fullständig information om jordens kompressionsegenskaper och på kortare tid än de stegvisa ödometerförsöken. (Sällfors & Andréasson, 1985) Krypförsök kan utföras antingen som standardkrypförsök eller som CRS-krypförsök. För standardkrypförsök utvärderas krypning enligt samma princip med laststeg som för stegvisa ödometerförsök. Här får varje laststeg verka i minst 1 vecka för att hinna utveckla krypning av jorden. (Eriksson, 1992) I en studie av provbankar påvisade Andersson (2012) vikten av att utföra krypförsök för sulfidjordar. De erhållna parametervärdena för krypparametrarna α s och β αs från standardkrypförsök var högre än vad som normalt brukar anges för sulfidjordar enligt Larsson, et al. (1993). CRS-krypförsök utförs enligt samma princip som för CRS-försök men utan portrycksmätning, dvs dubbelsidig dränering. Provet belastas med en kontinuerlig hastighet till dess att krypspänning uppnås, därefter hålls spänningen konstant till derivatan av töjningskurvan är konstant, vilket tar ca 7 dygn. Krypspänningen baseras på den förväntade tillskottsspänningen på aktuell nivå. (Johansson, 2016) Förkonsolideringstryck, σ c, och överkonsolideringsgrad, OCR Enligt Sällfors & Andréasson (1985) ska förkonsolideringstrycket, σ c, utvärderas med Sällfors metod från 1975 för CRS-försök. Genom att plotta kompressionen mot den effektiva 7

23 vertikalspänningen i linjär skala kan förkonsolideringstrycket bestämmas. I Figur 2.5 illustreras hur kurvans första rätlinjiga del samt jungfrukurvans brantaste del förlängs. I utrymmet som bildas mellan dessa dras en rät linje och bildar en likbent triangel. Punkt A i triangelns hörn motsvarar förkonsolideringstrycket. Utvärderingen av σ c är enligt Larsson (1986) mycket skalkänslig. Sträckan 10 kpa på spänningsaxeln bör motsvara sträckan för 1 % kompression för att ge tillförlitliga resultat. Figur 2.5 Utvärdering av förkonsolideringstrycket, σ c, från CRS-försök (Sällfors & Andréasson, 1985) Enligt Sällfors & Andréasson (1985) bör ödometerkurvan parallellförflyttas med avståndet c åt vänster enligt Figur 2.6 för att representera förhållandena in-situ. Figur 2.6 Parallellförflyttning av ödometerkurvan för att representera in-situ förhållandena (Sällfors & Andréasson, 1985) σ c kan enligt TK Geo 13 (Trafikverket, 2014) även grovt uppskattas enligt och OCR = τ σ v 0,45 w L ( 2.4) 8

24 OCR = σ c σ v ( 2.5) där τ är okorrigerad odränerad skjuvhållfasthet från kon- eller vingförsök, w L är flytgräns och σ v är effektivspänning. Kompressionsmodulerna, M 0, M L och M Kompressionmodulen, M, beräknas enligt M = σ ε ( 2.6) där M L utvärderas enligt ekvation (2.6) för den räta linjen i Figur 2.5 vid spänningar över σ c. Den initiala kompressionmodulen från första pålastning av det ostörda provet benämns M 0. Teoretiskt motsvarar ödometerkurvans lutning för spänningar upp till σ c av M 0 och utvärderas enligt ekvation (2.6). Enligt Larsson (1990) innebär det en underskattning av modulen jämfört mot in-situmodulen. Det beror på att en viss störning av provet sker vid hantering, att provet sväller något och att provet inte passar ödometerutrustningen helt perfekt. M 0 bestäms vanligen istället ur empiriska samband eller M 0 kc u ( 2.7) M 0 50σ c ( 2.8) där k är en korrektionsfaktor som i organisk jord är 150. Kompressionsmodulen kan enligt Sällfors & Andréasson (1985) antas vara konstant inom två begränsade spänningsintervall upp till σ L för att sedan öka linjärt. Genom att plotta kompressionsmodulens förändring mot effektivspänningen kan σ L och M bestämmas. I Figur 2.7 illustreras förenklat den konstanta modulen som en horisontell rät linje. Enligt Boman (1984) blir modulens förändring mot effektivspänningen i det verkliga fallet en punktsvärm på grund av att de små variationerna i mätvärdena ger stora utslag. Linjär regression tillämpas vanligtvis därmed för 5-10 på varandra följande värden. Modulerna utvärderas enligt följande M = M 0 för σ < σ c M = M L för σ c < σ < σ L M = M (σ a) för σ > σ L För att motsvara förhållandena in-situ och kurvan i Figur 2.6 har kurvan i Figur 2.7 parallellförflyttats med avståndet c. 9

25 Figur 2.7 Kompressionsmodulens förändring med effektivspänning från CRS-försök (Eriksson, 1992) Kompressionsmodultalet, M, utvärderas genom att plotta kompressionsmodulen, M, mot effektivspänningen, σ, enligt Figur 2.7. Vid laster över σ L beskrivs M som en linjär funktion av σ. M motsvarar lutningen på kurvan enligt M = M σ ( 2.9) Portal, e, kompressionsindex, C c, och svällindex, C s Initialt portal, e, och dess förändring med kompression utvärderas enligt (CEN ISO/TS , 2004). Initialt portal beräknas enligt e 0 = ρ s ρ d 1 ( 2.10) där ρ s är korndensitet och ρ d är torrdensiteten hos jordprovet. Portalet vid en viss kompression beräknas enligt e f = H f H s H s ( 2.11) där H f är provets höjd vid motsvarande kompression och H s är höjden av de fasta partiklarna i jorden. H f och H s beräknas enligt respektive H f = H 0 (1 ε ve ) ( 2.12) H s = H o 1+e 0 ( 2.13) 10

26 där H 0 är initial provhöjd och ε ve är den vertikala kompressionen i provet. C c och C s utvärderas enligt bl. a. Olsson (2010), Larsson (1986) och Craig (2004) genom att plotta portal,e, i linjär skala mot effektivspänningen, σ, i logaritmisk skala enligt Figur 2.8 och Figur 2.9. Figur 2.8 Utvärdering av kompressionsindex, C c (Larsson, 1986) I teorin antas en rät linje erhållas för spänningar över förkonsolideringstrycket. Lutningen på linjen motsvarar kompressionsindex, C c, och bestäms enligt e C c = ( 2.14) logσ Enligt Larsson (1986) är ovannämnda antagande om att kurvan blir en rät linje inte helt korrekt för svenska lösa leror. Beräkning av jordens kompressionsegenskaper enligt denna metod bör ses som en approximation och är endast tillförlitlig inom små spänningsintervall. Figur 2.9 Utvärdering av svällindex, C s (Craig, 2004) 11

27 Svällindex, C s, utvärderas från ödometerförsök där en avlastning-pålastning har utförts med erhållen kurva enligt Figur 2.9. Lutningen på expansionskurvan motsvarar jordens svällindex, C s, och bestäms enligt e C s = ( 2.15) logσ Enligt Craig (2004) kan återbelastningskurvan in-situ approximeras till en rät linje som motsvarar medellutningen på återbelastningskurvan från laboratorieförsök. Det betyder att vid försök som utförts utan en serie avlastning-pålastning kan svällindex approximativt bestämmas utifrån kurvan i det överkonsoliderade området, vilket motsvarar spänningar under förkonsolideringstrycket i Figur 2.8. Krypmodulerna α s och α t Figur 2.10 visar den klassiska definitionen av konsolidering. Här motsvarar den sekundära konsolideringen krypningsfasen, vilket tidigare nämnt inte är helt korrekt då krypning startar redan under den primära konsolideringen. Vid utvärdering av krypparametrar från ödometerförsök används denna klassiska och förenklade definition. Enligt bl.a. Eriksson (1992) och Olsson (2010) är den sekundära konsolideringen i sin tur indelad i två faser. Efter en viss tid visas en brytpunkt på krypkurvan i Figur 2.10 där krypningarna får en ökad hastighet, vilket sker framför allt i organiska jordar som sulfidjord. Krypmodulen bestäms från krypkurvans lutning och kan uppdelas på två moduler, en sekundär och en tertiär krypmodul, α s respektive α t, där den sekundära utvärderas innan kurvans brytpunkt och den tertiära efter. (Larsson, et al., 2007) Enligt Eriksson (1992) tar tiden för övergången mellan krypmodulerna lång tid och i många fall hinner inte den tertiära modulen upptäckas i vanliga krypförsök, med varaktighet dagar. Eftersom krypningen får en ökande hastighet efter brytpunkten resulterar detta i att krypmodulen underskattas och mer långvariga krypförsök bör utföras. Figur 2.10 Klassisk definition av primär och sekundär konsolidering samt efterföljande tertiär konsolidering (Olsson, 2010) 2.4. Sättning och konsolidering Kompression av jord sker vid ökade effektivspänningar. Under vattenmättade förhållanden tar denna kompression längre tid då det sker samtidigt som vattnet i jorden pressas undan, så kallad konsolidering. Tiden det tar för vattenavgången är beroende av jordens permeabilitet 12

28 och dräneringsvägar. I grovkorniga jordar med hög permeabilitet tar denna vattenavgång mycket kort tid medan den i mer finkorniga och täta jordar med låg permeabilitet tar mycket lång tid. (Axelsson, 1998) Sulfidjordar har i regel låg permeabilitet vilket medför att konsolideringsförloppet tar lång tid i dessa jordar. (Larsson, et al., 1993) Klassisk sättningsberäkning Den klassiska metoden för sättningsberäkning beskrivs bl.a. av Axelsson (1998). För beräkning av totalsättning indelas jordprofilen i ett antal lager där den vertikala töjningen för varje jordlager beräknas utifrån den effektivspänning som erhålls mitt i lagret enligt ε z = σ c σ M ln + σ v m (σ σ ) ( 2.16) c där σ är tillskottsspänningen från ovanliggande last/bank och Δσ v den effektiva vertikalspänningen. Totala sättningen fås genom att varje lagers töjning multipliceras med respektive lagertjocklek och summeras enligt n δ tot = i=1 h i ε zi ( 2.17) Sättningsberäkning utifrån CRS-försök Vid sättningsberäkning utifrån CRS-försök måste hänsyn tas till att kompressionsmodulerna definieras för olika spänningsintervall. Sällfora & Andréasson (1985) beskriver beräkningsgången för sättningar utifrån CRS-försök. För spänningar, σ +Δσ, upp till σ c bestäms kompressionen i ett jordlager enligt s = σ ( 2.18) h M 0 För spänningar, σ +Δσ, upp till σ L bestäms kompressionen i ett jordlager enligt s = (σ c σ ) h M 0 + (σ + σ σ c ) ( 2.19) M L och för spänningar, σ +Δσ, över σ L bestäms kompressionen enligt s = (σ c σ ) h M 0 + (σ L σ c ) + 1 ln + σ a M L M (σ ) ( 2.20) σ L a där s är kompression, a bestäms enligt Figur 2.7 och h är jordlagrets tjocklek. På motsvarande sätt som den klassiska sättningsberäkningen erhålls totalsättning genom att summera varje lagers kompression Endimensionell konsolideringsteori För beräkning av konsolideringsförloppet i jordar finns det flera reologiska och förenklade fysikaliska modeller. I Figur 2.11 visas den enklaste formen som används vid Terzaghis teori från 1923 som ligger till grund för dagens klassiska konsolideringsteori. (Hansbo, 1975) 13

29 Figur 2.11 Fysikalisk modell av konsolidering (Axelsson, 1998) Axelsson (1998) och Hansbo (1975) beskriver modellen som att ett jordlager representeras av en vattenbehållare med en fjäder inuti och med ett lock som inledningsvis är helt förslutet med en ventil. Jordens porvatten representeras av vattnet i behållaren, kornskelettet av fjädern och porerna av ventilen. Vid belastning av en vattenmättad jord kommer det inledningsvis bildas ett porövertryck i porvattnet som kommer bära hela tillskottslasten, vilket visas i Figur 2.11a som att ventilen är stängd. Vattnet pressas undan med tiden resulterande i att porövertrycket minskar samtidigt som effektivtrycket ökar. Med detta kommer kornskelettet, som representeras av fjädern i Figur 2.11b, successivt bära mer av tillskottslasten, vilket också innebär successiv kompression av jorden. Slutligen har porövertrycket helt utjämnats och lasttillskottet bärs helt av jordens kornskelett, Figur 2.11c. För att översätta teorin till det verkliga materialet jord krävs följande antaganden som beskrivs av bl.a. Axelsson (1998) och Hansbo (1975): Jorden är vattenmättad och homogen. Kompressionsmodul, M t, och permeabilitet, k, är lika i hela jordprofilen. Porvattenflödet bestäms av Darcys lag. Porvattenflöde och deformation sker endast enaxligt, dvs. i en riktning, vertikalled. Jordskelettets kompression bestäms av sambandet Δσ z = M t Δε z Porvatten är inkompressibelt jämfört med kornskelettet. Volymkompressionens storlek är lika med volymen utpressat porvatten. Porövertryckets utjämning under konsolidering beskrivs enligt δu z δt = M tk γ w δ2 u z δz 2 ( 2.21) där u z är portrycket, M t kompressionsmodulen, k permeabiliteten, γ w vattnets tunghet och t tiden. Ekvation kan (2.21) förenklas enligt 14

30 δu = c δ 2 u z δt v δz ( 2.22) 2 där c v är konsolideringskoefficienten som enligt Sällfors & Andréasson (1985) beskriver sättningarnas tidsförlopp och utvärderas vanligtvis från stegvisa ödometerförsök och CRSförsök. Konsolideringskoefficienten beskrivs av sambandet c v = M tk γ w ( 2.23) För att bestämma konsolideringstiden behövs konsolideringsgraden, U, samt den dimensionslösa tidsfaktorn, T v. (Axelsson, 1998) Konsolideringsgraden, U, beräknas i praktiska tillämpningar som jordprofilens genomsnittliga konsolideringsgrad enligt U = 1 h 0 u e (z)dz h 0 u i (z)dz ( 2.24) där u i är initialt porövertryck, u e är rådande porövertryck och h är dräneringsavståndet, vilken motsvarar jordlagrets tjocklek vid enkelsidig dränering och halva jordlagrets tjocklek vid dubbelsidig dränering. Initialt, vid t=0 när ingen konsolidering har skett, är u i =u e, och vid 100 % konsolidering har porövertrycken utjämnats, u e =0. Total sättning kan beräknas om sättningsmätningar utförts och medelkonsolideringsgraden är känd enligt s tot = s U ( 2.25) där s är sättning vid rådande medelkonsolideringsgrad U. Tidsfaktorn, T v, beräknas enligt T v = c vt h 2 ( 2.26) där t är tiden och h dräneringsavståndet enligt Figur Figur 2.12 Initialt porövertryck och dräneringsvägar (Axelsson, 1998) 15

31 Enligt Larsson, et al. (1993) baseras teorin på ett mycket grovt antagande, nämligen att sambandet mellan pålagd last och kompressionen efter konsolidering är ett samband som är oberoende av tid och dräneringsfall, vilket inte är det verkliga fallet. Olsson (2010) beskriver att laboratorieförsök och långtidsobservationer i fält utförda av Buisman (1936) och Taylor (1942) visar tydliga avvikelser från den klassiska teorin både gällande sättningarnas storlek och tidsförlopp. Han förklarar också att tiden visade sig vara en tydligt påverkande faktor vid kompressionen av leror Primär och sekundär konsolidering Skillnad brukar göras mellan primär och sekundär konsolidering, där krypsättningar ofta beskrivs tillhöra den sekundära. Enligt Larsson (1986) och Larsson, et al. (1993) har förhållandet mellan dessa ofta beskrivits som att den klassiska teorin gäller under den primära konsolideringen som pågår fram till dess att alla porövertryck har utjämnats och att den sekundära kompressionen (krypningen) startar därefter. Sekundär konsolidering startar i själva verket under den primära. Taylor (1942) skapade en modell som beskrev portalsförändringar i förhållande till förändringar i effektivspänning och tid. (Olsson, 2010) Antagandet är dock felaktigt enligt Andersson (2012) då krypning startar redan efter ca 50 procent primär konsolidering. Krypsättningarna beskrivs bl.a. av Larsson (1986) och Larsson, et al. (2007) ha en avtagande hastighet vilken kan antas som en linjär funktion av logaritmen av tiden. De förklarar även att i sulfidjord och andra organiska jordar har inte krypningen denna avtagande hastighet utan bör delas in i två faser. Sekundär krypning efterföljt av en fas kallad tertiär krypning, där en ökning av linjens lutning sker i ett sättnings-log t diagram. (Eriksson, 1992) 2.5. Embankco Följande text om Embankco är hämtad från Edemark & Sandberg (2005) samt Karlström & Moberg (2007) och baseras på text från Bengtsson & Larsson (1994). Embankco är ett sättningsberäkningsprogram som utvecklades i ett samarbete mellan SGI och Vägverket. Antaganden och förenklingar vid beräkningsgång är: Långsträckt last (plant töjningstillstånd) Terzaghis endimensionella konsolideringteori gäller Tillskottsspänningar från bank beräknas ur elasticitetsteori, Boussinesqs metod Jorden ses som ett visköst elastiskt material Embankco är speciellt anpassad för beräkning utifrån deformationsegenskaper som bestäms ur CRS-försök. Parametrar som behövs är σ c, σ L, M 0, M L, M och k. Vid beräkningar med krypning behövs dessutom krypparametern, α s och parametern β αs vilken beskriver krypningens avtagande hastighet med kompressionen. Enligt Larsson, et al. (1993) beräknas β αs för sulfidjord enligt β αs = (α s,max 0,002)(w N +0,37) w N 0,25 ( 2.27) där w N är jordens naturliga vattenkvot. 16

32 För spänningar fram till σ c används M 0 vilken är relativt stor och resulterar i små sättningar. Vid spänningar över 0,8σ c och deformationshastigheter under α s 10-6 s -1 antas betydande krypdeformationer uppstå. Från deformationshastighet α s 10-6 s -1 och snabbare inkluderas därmed krypeffekterna i kompressionsmodulerna. För spänningar över σ c motsvaras kompressionen istället av M L vilken är förhållandevis liten i jämförelse med modulen M 0 vilket resulterar i större sättningar. För spänningar över σ L, beskrivs kompressionen av ett linjärt samband med lutningen M Numerisk modellering-plaxis 2D PLAXIS 2D är ett beräkningsprogram som är utvecklat för att utföra tvådimensionella geotekniska deformations- och stabilitetsanalyser med hjälp av finita element. (Brinkgreve, et al., 2015) Enligt Nilsson (2015) förklaras den finita elementmetoden som en numerisk metod vilken söker approximativa lösningar till komplicerade partiella differentialekvationer genom interpolation och minimering av dessa funktioner. Det verkliga fallets geometri diskretiseras (delas in) i finita element med enkel geometri, vilka förbinds i nodpunkter som vanligtvis finns i elementens hörn eller kanter. Inom elementen utförs lokala interpolationer av väsentliga storheter mellan nodpunkterna. Enligt Brinkgreve, et al. (2015) beskrivs frihetsgraderna som obekanta storheter i det randvärdesproblem som ska lösas och motsvarar förskjutningskomponenterna i tidigare deformationsteorier. Efter att frihetsgraderna har lösts kan exempelvis spänningar och töjningar bestämmas i nodpunkterna. Nilsson (2015) beskriver FEM förenklat genom att göra en liknelse till LEGO där komplicerade strukturer byggs ihop av små finita element, vilka motsvaras av varje enskild LEGO-bit. Karaktäristiskt för PLAXIS 2D är att elementnätet är triangulärt och har 6 eller 15 noder, där 15 noder är förhandsval eftersom de ger en ökad noggrannhet i beräkningsresultaten. Elementnätet ska vara tillräckligt fint så att noggrannheten hos beräkningsresultaten blir tillfredsställande. Praktiska fall kan studeras både som axelsymmetriska modeller och i plant töjningstillstånd Plant deformationstillstånd De beräknade krafterna som uppstår vid bestämda förskjutningar representerar krafter per längdenhet i riktning in mot planet. Modellering i plant töjningstillstånd är tillämpbart för långsträckta konstruktioner, exempelvis vägbankar som kan anses som oändligt långa. (Brinkgreve, et al., 2015) Axelsymmetriska modeller Axelsymmetriska modeller används för cirkulära strukturer, exempelvis cirkulära fundament. Strukturerna bör ha mer eller mindre likformigt radiellt tvärsnitt och lastspridning runt den centrala axeln för att kunna hanteras i en axelsymmetrisk modell. (Brinkgreve, et al., 2015) Materialmodellerna Soft soil och Soft soil creep Följande text om materialmodellerna Soft soil och Soft soil creep är baserad på text från Brinkgreve, et al. (2015). Det finns ett flertal avancerade materialmodeller som är anpassade för lösa finkorniga jordar. Soft soil, SS, är en modell speciellt anpassad för primär kompression i mycket lösa jordar. Modellen kan dock inte simulera sekundär kompression (krypning), vilket förväntas i kompressiva och organiska jordar som sulfidjord. 17

33 För modellering av krypning har bl.a. Soft soil creep, SSC, tagits fram och modellen är främst anpassad till sättningsproblem i bankar och vid grundläggning av fundament. Grundläggande egenskaper hos materialmodell SS samt SSC: Spänningsberoende styvhet (kompression har logaritmiskt uppförande) Skillnad mellan primär pålastning och avlastning-pålastning Minne av förkonsolideringstryck Brott enligt Mohr-Coulombs brottkriterium Ytterligare egenskaper SSC: Sekundär (tidsberoende) kompression Åldrande av förkonsolideringstryck I SS och SSC antas ett logaritmiskt samband mellan volymetrisk töjning, ε v, och medeleffektivspänning, p, se Figur Modifierat kompressionsindex, λ*, motsvarar lutningen för kompressionskurvan och modifierat svällindex, κ*, motsvarar lutningen för kurvan för avlastning-pålastning. Avlastning-pålastningslinjen överskrider aldrig det isotropa förkonsolideringstrycket, då spänningar över det motsvarar plastisk deformation. Kvoten λ*/ κ* är normalt mellan 2,5 och 7. Figur 2.13 Logaritmisk relation mellan ε v och p från ett isotropt triaxialförsök (Brinkgreve, et al., 2015) Styvhetsparametrarna är gemensamma för SS och SSC. I SSC tillkommer dock krypparametern, modifierat krypindex, μ *. Parametrarna κ * och λ * utvärderas fördelaktigt ifrån isotropiska kompressionsförsök, dvs triaxialförsök. SS och SSC är baserade på materialmodellen Cam Clay och parametrarna κ * och λ * relaterar till motsvarande Cam Clayparametrar κ och λ enligt λ = κ = λ 1+e κ 1+e ( 2.28) ( 2.29) där e kan motsvara både det initiala portalet eller det genomsnittliga portalet genom testet. 18

34 Motsvarande parametrar kan bestämmas utifrån endimensionella kompressionsförsök, dvs stegvisa ödometerförsök. Skillnaden blir att det modifierade kompressionsindexet, λ * och det modifierade svällindexet, κ *, ersätts med de motsvarande endimensionella och internationellt normaliserade parametrarna C c respektive C s. Olsson (2010) beskriver sambandet mellan λ *, C c, och M L enligt λ = C c 1,1 σ vc ln10 (1+e 0 ) M L ( 2.30) och sambandet mellan κ *, C s, och M 0 beskriver han enligt κ 2 C s 2 σ v ln10 (1+e 0 ) M 0 ( 2.31) där e 0 är initalt portal, M 0, M L är ödometermodulen och σ vc är medelvärdet mellan förkonsolideringstryck och den definierade effektivspänningen och σ v är medeleffektivspänning innan förkonsolideringstrycket uppnåtts. Enligt Olsson (2010) är beräkningssambanden av parametrarna λ * och κ * känsligt eftersom valet av σ v och σ vc påverkar resultatet avsevärt. Om möjligt rekommenderas det därför att utvärdering sker enligt de respektive parametrarnas definition, enligt Figur 2.13, eller med de normaliserade parametrarna. Om endast CRS-försök har utförts kan samband (2.30) och (2.31) användas för att uppskatta ett approximerat värde för respektive parameter, λ * och κ *. I materialmodellerna SS och SSC finns en flytfunktion som beskriver gränsen mellan den elastiska och den plastiska deformationen i jorden. I Figur 2.14 beskrivs detta med en ellips. M i figuren motsvarar ellipsens höjd och är beroende av den kritiska friktionsvinkeln, φ cv. M bestämmer vilojordtryckskoefficienten, K NC 0, så att ett känt värde på K NC 0 matchar den primära edimensionella kompressionen. I Figur 2.14 visas en streckad linje med lutningen M. Linjen motsvarar den kritiska tillståndslinjen och motsvarar spänningstillstånd långt över brottgräns. I SS och SSC-modellerna relaterar dock inte alltid brott till det kritiska tillståndet. Mohr- Coulombs brottkriterium är en funktion av friktionsvinkeln, φ, och kohesionen, c, och behöver inte motsvara M-linjen. Förkonsolideringstrycket, p p, bestämmer ellipsens längd längs p -axeln. Vid pålastning kan ett oändligt antal ellipser existera, enligt Figur 2.14, vilka samtliga motsvarar ett värde på p p. Vid drag blir p <0 och ellipsen expanderar med avståndet c cotφ åt vänster om q -axeln. I PLAXIS har det därför angetts ett minsta möjliga värde på c cotφ för p p. Detta för att säkerställa att ellipsens kalott, alltid är på den högra sidan om q -axeln, dvs i kompressionszonen. I Figur 2.14 finns något som namngetts till tröskelellips, vilket motsvarar detta minsta värde. (Brinkgreve, et al., 2015) 19

35 Figur 2.14 Flytfunktionen beskriven som en yta i p -q planet (Brinkgreve, et al., 2015) Brottstillstånd modelleras av en idealplastisk Mohr-Coloumb flytfunktion, vilken motsvarar en rät linje i Figur 2.14 med flackare lutning än M-linjen. Spänningspunkter under Mohr- Coulombs brottlinje och inom ellipsens kalott resulterar endast i elastiska töjningar. Plastiska töjningar erhålls när flytytan (och därmed ellipsen) expanderar vilket sker då spänningspunkterna är belägna på kalotten och spänningsökningen är riktad utåt från ellipsen. Jordens plastiska uppträdande definieras därmed som en kombination av kalottens flytfunktion och Mohr-Coloumbs flytfunktion. I Figur 2.15 visas kombinationen av dessa i en tredimensionell effektivhuvudspänningsrymd. (Brinkgreve, et al., 2015) Figur 2.15 Mohr-Coloumbs och kalottens flytfunktion i en effektivhuvudspänningsrymd (Brinkgreve, et al., 2015) I SSC tillkommer dessutom krypning och parametern modifierat krypindex, μ*. Modellen grundar sig i Buismans endimensionella krypteorier från För att kunna implementera teorierna i tredimensionella fall har de först omvandlats till differentialekvationer. (Olsson, 2010) (Brinkgreve, et al., 2015) 20

36 Som tidigare nämnts bestäms krypmodulen, α s, som lutningen på kurvan under sekundär konsolidering och fås genom att plotta den volymetriska töjningen mot logaritmen av tiden, se Figur På motsvarande sätt bestäms det modifierade krypindexet, μ*, genom att plotta deformationen mot den naturliga logaritmen av tiden, enligt Figur (Waterman & Broere, 2005) Figur 2.16 Logaritmisk relation mellan volymetrisk töjning och tiden (Waterman & Broere, 2005) Olsson (2010) beskriver ett direkt samband mellan det modifierade krypindexet, μ*, och krypmodulen, α s enligt: μ = α s ln10 ( 2.32) där krypmodulen, α s, bestäms ur stegvisa ödometerförsök eller CRS-krypförsök som utförs under tillräckligt lång tid att krypning uppstår. För att säkerställa att materialmodellen beter sig som förväntat med de bestämda värdena för parametrarna, λ * och κ * rekommenderar Olsson (2010) att laboratorieförsöken simuleras i PLAXIS och jämförs mot de försök som har utförts i laboratorium. Överkonsolideringsgraden, OCR, beskrivs som kvoten mellan den största effektivspänning som jorden någonsin har utsatts för och rådande effektivspänning på motsvarande djup. Waterman & Broere (2005) förklarar att detta även gäller för materialmodellerna SS och SSC. Även om definitionen av OCR är densamma för SSC måste en korrigering göras. I SSC blir skillnaden att flytfunktion till ellipsens kalott är tidsberoende, vilket resulterar i att även OCR blir det. Vid bestämning av OCR måste därmed hänsyn tas till den tid som passerat sedan jordmaterialet bildades och krypning initierades. Simulering av denna krypning kan utföras på två sätt. Det första är att ge jordmaterial ett OCR-värde som motsvarar inverkan av denna krypning och beräknas enligt OCR = e μ λ κ ln (Δt) (2.33) där t motsvarar den tid som passerat sedan jordmaterialet bildades. Det andra sättet att simulera den initiala krypningen är att skapa ett så kallat plastic nil step, vilket är en beräkningsfas där ingen last tillförs med konsolideringstid som motsvarar tiden 21

37 som passerat sedan jordmaterialet bildades. Tidens inverkan på resultatet visar större skillnad för små tidsspann, ca år, än långa, ca år. Parametrar till materialmodellen SSC finns listade i Tabell 2.1. Hållfasthetsparameterna är definierade enligt Mohr-Coulombs brottkriterie. Tabell 2.1 Parametrar till materialmodellen SS och SSC (Brinkgreve, et al., 2015) Parameter Symbol Enhet Hållfasthetsparametrar Effektiv kohesion C kpa Friktionsvinkeln Φ Dilatansvinkel Ψ Styvhetsparametrar Modifierat svällindex κ* - Modifierat kompressionsindex λ* - Modifierat krypindex μ* - Internationellt normaliserade styvhetsparametrar Svällindex/Rekompressionsindex C s /C r - Kompressionsindex C c - Krypindex C α - Tillståndsparametrar Ekvivalent spänning p eq - Förkonsolideringstryck p p - Överkonsolideringsgrad OCR - Hardening Soil, Soft Soil och Soft Soil Creep, är alla lämpliga modeller för lösa jordar. Enligt Brinkgreve, et al. (2015) har HS bättre modelleringskapacitet, samtidigt som SS bättre modellerar kompression i mycket lösa jordar, som sulfidjord. SSC är dock den enda av dessa som kan simulera krypning. 22

38 3. FÄLT- OCH LABORATORIEFÖRSÖK 3.1. Inledning Fältundersökningar som har utförts innan uppbyggandet av provbanken omfattas av: Skruvprovtagning Kolvprovtagning CPT-sondering Vingborr Laboratorieundersökningar omfattas av: Rutinundersökningar CRS krypförsök CRS-försök Direkta skjuvförsök Densitetsbestämning bankmaterial Bestämning av järn- och svavelhalt Bestämning av halt organiskt kol, (TOC), och oorganiskt kol inklusive karbonater (TIC) Rutinundersökning Rutinundersökningar har utförts av MRM Konsult, på kolvprover upptagna från borrhål 3, dvs. mitt under banken, se Figur 4.1. Undersökningarna har utförts kontinuerligt från tre tuber på varje nivå ned till 12 meters djup och därefter varannan nivå ned till 28 meters djup. Undersökningarna har omfattats av bestämning av skrymdensitet, vattenkvot, konflytgräns, skjuvhållfasthet, sensitivitet samt glödgningsförlust. Resultat från rutinundersökningarna är sammanställda i BILAGA A Krypförsök Krypförsök har utförts som CRS-krypförsök på 6 st ostörda prover av MRM Konsult. Krypspänning har valts av Sweco och baseras på den förväntade tillskottspänningen på aktuell nivå. Proverna är tagna från djupen, 3, 5, 7, 10, 16 och 20 meter under markytan. En sammanställning av resultaten är redovisade i Tabell 3.1. Krypparametern, α s, har omräknats till modifierat krypindex, μ * enligt ekvation (2.32). Krypförsöken redovisas i BILAGA D. Tabell 3.1 Sammanställning krypförsök Provdjup [m] Krypspänning [kpa] Krypparametern, α s Modifierat krypindex, μ * 3,0 54 0,0116 0,0050 5,0 57 0,0176 0,0076 7,0 61 0,0277 0, ,0 68 0,0245 0, ,0 89 0,0284 0, , ,0243 0,

39 CRS-försök CRS-försök har utförts på ostörda prover från 5 st nivåer av MRM Konsult enligt Svensk Standard SS och resultaten är sammanställda av MRM och redovisas i Tabell 3.2. Försöken är utförda på prover med diametern 50 mm och höjden 20 mm. Försökstemperatur var 20 C och korrektion har av MRM gjorts för att motsvara en temperatur på 7 C vid utvärdering av konsolideringskoefficienten, c v, och permeabiliteten, k. CRS-försöken redovisas i BILAGA C. Tabell 3.2 Resultat från utförda CRS-försök, material bestämt från rutinundersökning av MRM Provdjup [m] Material ρ [t/m 3 ] σ' c [kpa] M L [kpa] σ' L [kpa] M c v,min [m 2 /s] k i [m/s] β k 3,0 sisule 1, ,7 5,0 E-8 2,5 E-9 3,0 5,0 (si)sule 1, ,7 2,7 E-8 4,0 E-9 4,0 7,0 (si)sule 1, ,4 3,5 E-8 2,2 E-9 3,1 9,0 (si)sule 1, ,1 2,5 E-8 4,0 E-9 5,3 11,0 (si)sule 1, ,9 2,5 E-8 1,9 E-9 4, Densitetsbestämning av bankmaterial Densitetsbestämning av moränfyllning har på grund av materialets fina kornfördelning utförts med standardvattenvolymeter av Ulf Stenman, Luleå tekniska universitet. Provbankens skrymdensitet har bestämts till 2,31 t/m 3 vilket representerar medelvärdet från densitetsmätningarna. En sammanställning av resultaten redovisas i Tabell 1 i BILAGA E. 24

40 4. PROVBANK En provbank med två bankdelar med höjderna 1,5 respektive 2,0 meter har byggts upp för provområdet i Gammelgården. Figur 4.1 visar en planritning över banken med dess instrumentering. Banken byggdes i ett byggnadssteg under ca 7 dagar och det regnade mycket under uppbyggnaden. Figur 4.1 Planritning över provbank och dess instrumentering, tillhandahållen av Sweco Instrumentering Horisontalslangar Centralt under respektive bankdel har mätslangar av PEM PN 10 installerats i ett kryssmönster för slangsättningsmätning enligt Figur 4.1. Markytan planades ut och rötter togs bort med en minigrävare och därefter lades en sandbädd ut. Horisontalslangen rullades ut och täcktes med ytterligare sand med syfte att dels hålla slangen på plats men främst för att undvika skador från större stenar från bankarnas moränfyllning, se Figur

41 Figur 4.2 Centrum av 2,0 m bankdel Slangarna lades ut så att ca 2,0 m slang fanns på varje sida om banken med ändpunkterna ca 1,0 m ovanför markytan, enligt Figur 4.3. Figur 4.3 Ändpunkt för horisontalslang, SL5, under 1,5 m bankdel i västlig riktning Markpeglar Totalt installerades 18 st markpeglar i släntfot, under och utanför banken, enligt Figur 4.1. Banken har 5 markpeglar under vardera bankdel och 6 markpeglar totalt i släntfot, placerade i bankens fyra hörn, samt mitt. De resterande två markpeglarna är installerade utanför banken. Markpeglarna utgörs av en skruv med diametern 200 mm svetsad på ett galvaniserat stålrör. Stålröret har diametern 25 mm och längden 500 mm, se Figur 4.4. Peglarna skruvas ned ca 0,3 m under markytan så endast stålröret syns. Skyddsrör av plast har därefter installerats för hand ned till ett djup av ca 0,15 m. Skruvarna som är placerade under banken förlängdes vid uppfyllnad med stålrör av samma typ. En mätdubb skruvades fast högst upp på varje markpegel och dess vertikala rörelser mäts genom avvägning av mätdubben. 26

42 Figur 4.4 Markpegel före respektive efter installation Skruvpeglar Skruvpeglar, med diametern 200 mm installerades mitt under respektive bankdel på 1,5, 3, 5 och 7 meters djup under markytan, se Figur 4.1. Peglarna består av en jordskruv svetsad på ett galvaniserat stålrör, se Figur 4.5. Vid installation borrades först ett hål genom torrskorpan. Förborrningen utförs dels för en bättre anliggning mot jorden men framför allt agerar hålet som ett styrhål för att erhålla en så vertikal installation som möjligt. Initialt skruvades pegeln ned ca 0,2 m med geoteknisk borrvagn, därefter placerades ett foderrör av plast på stålstängerna och låstes fast med kulklämma, se Figur 4.5. Förlängning av skruvpegeln utfördes med galvaniserat stålrör av samma typ som skruvpegeln. Ungefär 1,5 m ovanför önskat installationsdjup togs klämman bort och pegeln skruvades ned till installationsdjupet. Skruvpegelns vertikala rörelser bestäms med avvägning av pegelns topp. Figur 4.5 Till vänster visas en skruvpegel innan installation och till höger visas installation av skruvpegel med foderrör och kulklämma. 27

43 Inklinometerrör Ett inklinometerrör har installerats i släntfot för respektive bankdel, enligt Figur 4.1. Inklinometerrör är installerade på djupen 20 m och 20,5 m för bankdel 1,5 m respektive 2,0 m. Mätning av inklinometerrören sker kontinuerligt via automatisk loggning med GSMlogger. Portrycksspetsar Totalt har 10 st portrycksspetsar installerats, 4 st mitt under respektive bankdel, samt 2 st 50 m norr om banken. Spetsarna är installerade på djupen 3, 5, 7 och 12 respektive 15 m under markytan för bankdel 1,5 m och 2,0 m. I Figur 4.1 finns lägena för portrycksspetsarna. PS1-PS4 är installerade under 1,5 m provbank och PS5-PS8 under 2,0 m provbank. PS9 och PS10 är installerade utanför banken. Portrycksmätning sker kontinuerligt via automatisk loggning. 28

44 Djup [m] 5. SÄTTNINGSPROGNOSTISERING 5.1. Inledning Sättningsprognostisering för banken har utförts i PLAXIS 2D. Tre olika bankgeometrier simuleras i modeller med plant töjningstillstånd och en geometri simuleras i en axelsymmetrisk modell. Samtliga geometrier simuleras med SS och SSC samt för tre olika parametervärden för λ* och två värden för κ*. Totalt har 24 st simuleringar utförts. Modellerna verifieras med sättningsberäkningar för hand och i Embankco version 1.02 samt med uppmätta sättningar Förutsättningar och indata Jordprofilen har delats in i 8 st jordlager. Det översta lagret består av 1,0 m torrskorpa av silt med växtdelar, därunder följer 7 lager sulfidjord med varierande egenskaper. Grundvattennivån är 1,0 m under markytan. Bankarna simuleras med materialmodell SS och SSC Parameterutvärdering Parametrarna λ* och κ* har utvärderats genom beräkningar enligt ekvation (2.30) och (2.31) samt med simulering av CRS-försök i PLAXIS SoilTest. Från ekvationerna har λ* utvärderats både med avseende på det normaliserade kompressionsindexet, C c, och portalet, e, samt med avseende på medeleffektivspänningen, σ vc, och kompressionsmodulen, M L. Resultat från utvärderingen visar en relativt stor spridning av resultaten med de lägsta erhållna parametervärdena från omräkningen av C c och de högsta erhållna från PLAXIS SoilTest, se Figur 5.1 Utvärdering modifierat kompressionsindex, λ* λ* 0,020 0,060 0,100 0,140 0, λ* σ'vc beräknad λ* Cc beräknad λ* soil test Figur 5.1 Utvärdering av kompressionsindex, λ*, genom beräkning och simulering i PLAXIS SoilTest κ* har utvärderats utifrån SoilTest och med avseende på effektivmedelspänningen, σ v, och kompressionsmodulen, M 0, från ekvation (2.31). Avläsning från kurvans del upp till förkonsolideringstrycket, σ c, i e-logσ diagrammet kunde inte ge något resultat på C s. Resultaten från PLAXIS SoilTest och beräknat parametervärde överensstämmer relativt bra, förutom i 2 st punkter, där det beräknade värdet är avsevärt mycket högre, se Figur

45 Djup [m] Resultat från simuleringen av CRS-försöken för baklängesberäkning av λ* och κ* med PLAXIS SoilTest för kurvanpassning mot CRS-kurvorna redovisas i Figur 1 till Figur 9 i BILAGA F. Utvärdering modifierat svällningsindex, κ* κ* 0,010 0,015 0,020 0,025 0, κ* σ'v beräknad κ* soil test Figur 5.2 Utvärdering av modifierat svällningsindex, κ*, genom beräkning och simulering i PLAXIS SoilTest Indata I Tabell 5.1 och Tabell 5.2 nedan visas indata för jordprofilen i modellen. Densiteten har bestämts från medelvärdet för respektive jordlager utifrån rutinundersökningar och siktanalyser Friktionsvinkeln har bestämts utifrån det karaktäristiska värdet för gyttjig lera, K NC 0 utifrån det karaktäristiska värdet för varvig silt- och lerjord och effektiva kohesionsinterceptet, c, har bestämts utifrån sambandet c =0,03σ c som gäller för gyttjig lera, enligt TK Geo 13 (Trafikverket, 2014). Permeabiliteten, k, för torrskorpan/siltlagret antas till det karaktäristiska värdet för silt, dvs m/s, enligt Larsson (2008). Permeabiliteten för de två nedersta lagren antas vara detsamma som för ovanliggande lager av respektive jordsammansättning. I SS och SSC rekommenderar Brinkgreve, et al. (2015) att förhandsvalet v ur = 0,15 andvänds. Tabell 5.1 Indata till PLAXIS materialmodell SSC, *materialmodell soft soil Ned till 1,0 3,0 6,0 8,0 10,0 14,0 18,0 28,0 djup [m] Material VxSi* lesusi sisule SuSi (si)sule lesusi (si)sule SuSi ρ [t/m 3 ] 1,37 1,35 1,32 1,33 1,37 1,40 1,44 1,50 ϕ' [ ] c' [kpa] 1,69 1,50 1,17 1,32 1,38 1,65 2,10 3,21 ν ur 0,15 0,15 0,15 0,15 0,15 0,15 0,15 0,15 μ * - 0,0050 0,0076 0,0121 0,0106 0,0106 0,0123 0,0106 OCR 4 3 1,5 1,2 1, NC K 0 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 k [m/dag] 8,65E-2 2,16E-4 3,46E-4 1,90E-4 3,46E-4 1,64E-4 3,46E-4 1,90E-4 30

46 I Tabell 5.2 nedan visas parametervärdena på λ* och κ*. För siltlagret har karaktäristiska värden för en fast lera från PLAXIS Tutorial använts. Tabell 5.2 Parametrarna λ* och κ* som använts vid beräkningarna. Prefix motsvarar medelvärdet av två CRS-försök Ned till djup [m] Material 1,0 3,0 6,0 8,0 10,0 14,0 18,0 28,0 VxSi lesusi sisule SuSi (si)sule lesusi (si)sule SuSi λ * σ v c λ * SoilTest λ * Cc κ * σ v κ * SoilTest 0,030 0,092 0,120 0,106 0,098 0,080 0,116 0,126 0,030 0,19 0,193 0,183 0,175 0,178 0,185 0,175 0,030 0,050 0,033 0,030 0,065 0,071 0,065 0,100 0,008 0,025 0,017 0,023 0,016 0,017 0,015 0,021 0,008 0,015 0,017 0,015 0,014 0,016 0,020 0,018 Materialmodell för bankmaterialet är linjärt elastiskt med höga värden på styvhetsparametrarna för att undvika rörelser i banken. Bankens densitet är antagen till 2,3 t/m 3, vilket är medelvärdet från resultaten vid vattenvolymeterförsöken Plant töjningstillstånd Förutsättningar Eftersom simulering i plant töjningstillstånd innebär att konstruktionen antas vara oändligt lång, uppstår en felmarginal vid simulering av rektangulära bankar. Simulering utförs för en 1,5 m respektive en 2,0 m hög bank samt för en bank med en vägd höjd på 1,76 m och en bottenarea som ska motsvara de båda bankarnas totala area. Eftersom symmetri råder längs bankens kortsida simuleras halva banken för att förkorta beräkningstiden Modell För att simulera den krypning som har skett i jorden från dess bildning har ett så kallat plastic nil step, lagts till som andra steg i beräkningarna med SSC. Detta beräkningssteg är ett konsolideringssteg som sker under lång tid och utan tillförd last. Tiden för beräkningssteget har angetts till 100 år. 31

47 Modellerna är uppbyggda i följande beräkningssteg: 1. Initiala fasen - K 0 procedure 2. Plastic nil step 100 år ostörd jord (endast i SSC modellen) 3. Uppbyggnad provbank 2 dagar 4. Konsolidering 1 vecka 1 månad 6 månader 1 år 5 år 10 år 50 år Modellen är 50 m bred i horisontalled eftersom det var minsta möjliga bredd för att erhålla ostörda förhållanden i utkanten av modellen. Samtliga material i jordprofilen har angetts som odränerade och materialet i banken som dränerat. Vattentrycket i jordprofilen har bedömts vara hydrostatiskt. Jordprofilen består av sulfidjord ned till 28 meters djup, vilket motsvarar underkant av modellen. I det verkliga fallet finns ett moränlager i botten, vilket har antagits ha minimal påverkan på sättningarnas storlek och har exkluderats från modellen. Elementnätet har som grundval valts till fint för samtliga modeller, därefter har det förfinats för tunnare jordlager och i anslutning till banken. Elementnätet har testats fram genom att utföra simuleringar av modellen med grövre och finare elementnät. Slutligen har elementnätet i Figur 5.3 valts för bankhöjd 1,5 m efter att simuleringarna med finare nät inte gav några märkbara skillnader i resultatet. Elementnätet för modellerna för bankhöjd 1,76 m och 2,0 m har bestämts på motsvarande sätt. Figur 5.3 Elementnät för modell med 1,5 m bankhöjd 32

48 5.4. Axelsymmetrisk modell Förutsättningar För att efterlikna en 3D-simulering gjordes geometrin av provbanken om till en cirkulär platta med bottenarea och last motsvarande den för hela banken. Den cirkulära banken har radien 15,75 m och höjden 1,76 m Modell Den axelsymmetriska modellen är uppbyggd enligt samma beräkningssteg som för modellerna i plant töjningstillstånd enligt avsnitt ovan. Modellen är 50 m bred i horisontalled eftersom det var minsta möjliga bredd för att erhålla ostörda förhållanden i utkanten av modellen. Elementnätet har som grundval angetts till fint för hela modellen, därefter har det förfinats i tunnare jordlager och i anslutning till banken. Hur fint/grovt elementnätet är har bestämts på motsvarande sätt som för modellerna i plant töjningstillstånd. I Figur 5.4 visas den axelsymmetriska modellen och dess elementnät. Figur 5.4 Den axelsymmetriska modellen med dess elementnät 5.5. Verifiering Provbankens densitet har antagits till 2,3 t/m 3 utifrån medelvärdet av samtliga resultat från densitetsbestämning i fält. För en 1,5 m hög bank motsvarar det en last på 34 kpa, för en 1,76 m hög banken last på 40 kpa och en 2,0 m hög bank en last på 45 kpa Handberäkning Jorden har delats in i 8 lager, enligt Tabell 5.3, vid beräkningar för hand. Effektivspänningar och tillskottsspänningar beräknas enligt avsnitt 2.2 mitt i respektive jordlager. Sättningarna beräknas därefter för varje jordlager enligt avsnitt och summeras. 33

49 Tabell 5.3 Jordlagerindelning med material och dess densitet bestämt från rutinundersökning, prefix s motsvarar materialbestämning från siktanalys Lager Material VxSi lesusi s sisule SuSi s (si)sule lesusi s (si)sule SuSi s Skrymdensitet, ρ [t/m 3 ] 1,37 1,35 1,32 1,33 1,37 1,40 1,44 1, Embankco Jordprofilen som användes vid beräkning visas i Figur 5.5. Närmast markytan finns en ca 1,0 m tjock torrskorpa av silt, därunder består jorden av sulfidjord ned till 28 meters djup. Sulfidjorden har delats in i 4 lager. Grundvattenytan har från fältundersökningar bestämts till 1,0 m under markytan. Figur 5.5 Jordprofil Embankco 34

50 Sättning [m] Sättning [m] 6. RESULTAT 6.1. Provbank Sättningsmätningar I Figur 6.1 visas uppmätta sättningar från markpegel 5, som är mitt i bankdel 1,5 m, samt den maximalt uppmätta sättningen från slangsättningsmätningen. Den 4 december 2015, 73 dagar efter bankuppbyggnad uppmättes sättningarna från markpegeln till 0,153 m och den maximala sättningen från horisontalslangen till 0,191 m. Den 2 februari 2016, motsvarande 133 dagar efter bankuppbyggnad uppmättes sättningarna från markpegeln till 0,145 m och från horisontalslangen till 0,208 m. Sättningens minskning hos markpegeln sedan den 4 december beror på att den har blivit påverkad av tjäle. Horisontalslang och markpegel 5-1,5 m bank ,05-0,1-0,15 Markpegel Slangmätning -0,2-0,25 Tid [dagar] Figur 6.1 Uppmätta sättningar från horisontalslang och markpegel för bankdel 1,5 m. I Figur 6.2 visas de uppmätta sättningarna från skruvpeglar och markpegel 5 (mitt i bankdel 1,5 m). 1,5 m bank 0-0,02-0,04-0,06-0,08-0,1-0,12-0,14-0,16-0, Tid [dagar] 0 m 1,5 m 3 m 5 m 7 m Figur 6.2 Uppmätta sättningar från skruvpeglar och markpegel 5 för bankdel 1,5 m 35

51 Sättning [m] De uppmätta sättningarna från peglar redovisas i Tabell 6.1. Efter 133 dagar visar markpegeln en minskning av sättningarna, vilket beror på att den påverkats av tjälen. Tabell 6.1 Uppmätta sättningar från skruvpeglar och markpegel 5, den 6 november 2015 för bankdel 1,5 Installationsdjup 0,0 1,5 3,0 5,0 7,0 [m] Sättning [m] 0,147 0,119 0,093 0,081 0, dagar 75 dagar 0,153 0,130 0,103 0,089 0, dagar 0,145 0,134 0,107 0,091 0,063 I Figur 6.3 visas uppmätta sättningar från markpegel 12, som är mitt i bankdel 2,0 m, samt den maximalt uppmätta sättningen från slangsättningsmätningen. Den 4 december 2015, 73 dagar efter bankuppbyggnad uppmättes sättningarna från markpegeln till 0,210 m och den maximala sättningen från horisontalslangen till 0,238 m. Den 2 februari 2016, motsvarande 133 dagar efter bankuppbyggnad uppmättes sättningarna från markpegeln till 0,209 m och från horisontalslangen till 0,295 m. Markpeglarna har påverkats av tjälen sedan mätningen den 4 december vilket är orsaken till den minskade sättningen. Horisontalslang och markpegel 12-2,0 m bank 0-0, ,1-0,15-0,2 Markpegel Slangmätning -0,25-0,3-0,35 Tid [dagar] Figur 6.3 Uppmätta sättningar från horisontalslang och markpegel 12, för bankdel 2,0 m I Figur 6.4 visas uppmätta sättningarna från skruvpeglar och markpegel 12 (mitt i bankdel 2,0 m). 36

52 Sättning [m] 2,0 m bank ,05-0,1-0,15-0,2 0 m 1,5 m 3 m 5 m 7 m -0,25 Tid [dagar] Figur 6.4 Uppmätta sättningar från skruvpeglar och markpegel 12, för bankdel 2,0 m De uppmätta sättningarna från peglarna visas i Tabell 6.2.Efter 133 dagar har en minskning skett hos sättningarna uppmätta med markpegeln, vilket beror på att den har påverkats av tjälen. Tabell 6.2 Uppmätta sättningar från skruvpeglar och markpegel 12, den 6 november 2015 för bankdel 2,0 m Installationsdjup 0,0 1,5 3,0 5,0 7,0 [m] Sättning [m] 0,196 0,160 0,122 0,091 0, dagar 73 dagar 0,210 0,177 0,134 0,100 0, dagar 0,209 0,215 0,143 0,099 0, Portrycksmätningar I Figur 6.5 finns samtliga uppmätta portryck. Det är en tydlig ökning av portrycken kring den 17 till den 23 september, vilket är i samband med uppbyggnad av provbanken. 37

53 Djup [m] Portryck [kpa] Portryck Datum PS1 3,0 m PS2 5,0 m PS3 7,0 m PS4 12,0 m PS5 3,0 m PS6 5,0 m PS7 7,0 m PS8 15,0 m PS9 4,5 m PS10 14,7 m Figur 6.5 Uppmätta portryck I Figur 6.6 och Figur 6.7 visas porövertrycken som bildats från tillskottsspänningarna från bankdel 1,5 m respektive bankdel 2,0 m. Teoretiskt förväntas porövertrycken följas av lastspridningen. I bankdel 1,5 m utjämnas porövertrycken ned till ca 8 meters djup. Från ca 8 m och nedåt fortsätter porövertrycken öka, vilken även framgår från mätningarna av PS4 och PS8 i Figur 6.5. I bankdel 2,0 m utjämnas porövertrycken från ca 5 meters djup och nedåt. Porövertryck 1,5 m bank 0 Porövertryck [kpa] ui ue ue ue Figur 6.6 Porövertryck från lasttillskott av provbank 1,5 m 38

54 Djuo[m] Porövertryck bank 2,0 m Porövertryck [kpa] ue ue ui ue Figur 6.7 Porövertryck från lasttillskott av provbank 2,0 m Utifrån ekvation (2.24) kan medelkonsolideringsgraden för respektive bankhöjd beräknas för de tre datum som är angivna i Figur 6.6 och Figur 6.7. Därefter kan totalsättning beräknas utifrån den rådande sättningen och rådande medelkonsolideringsgrad enligt ekvation (2.25). De initiala porövertrycken i Figur 6.6 visar ingen tendens på minskning mot djupet medan Figur 6.7 visar en mycket liten tendens till minskning. Eftersom jordprofilen är densamma för bankdel 1,5 m som för bankdel 2,0 m antas viss dränering ske på djupet för båda bankdelarna Modell i plant töjningstillstånd Sättningar I Figur 6.8 redovisas de simulerade sättningarna för bankhöjd 1,5 m, i Figur 6.9 för bankhöjd 1,76 m och Figur 6.10 för bankhöjd 2,0 m. Parameterutvärderingarna visar sig ge spridda resultat. λ*-utvärdering från C c ger lägst sättning och utvärderingen från SoilTest ger högst sättning efter 50 år. Parameterutvärdering utifrån σ och M, enligt ekvation (2.30) och (2.31), ger högst sättningar under en 10-årsperiod. Efter ca år blir sättningarna från SoilTestutvärderingen högre. 39

55 Sättning [m] 0-0,2 Simulerade sättningar - bankhöjd 1,5 m ,4-0,6-0,8-1 -1,2-1,4 PLAXIS - SS (utv. fr. σ' & M) PLAXIS - SSC (utv. fr. σ' & M) PLAXIS - SS (utv fr Cc) PLAXIS - SSC (utv fr Cc) PLAXIS-SSC SoilTest PLAXIS -SS SoilTest -1,6-1,8 Tid [år] Figur 6.8 Sättning beräknad mitt under bank 1,5 m med PLAXIS I Tabell 6.3 redovisas resultat från samtliga simuleringar för bankhöjd 1,5 m. SoilTest ger störst totalsättning medan utvärdering från σ och M ger högst initiala sättningar. Utvärdering med C c ger lägst sättning, motsvarande ca hälften så stora som från de två övriga parameterutvärderingarna. Tabell 6.3 Sättningar från samtliga PLAXIS-simuleringar av 1,5 m bank Tid SSλ*/κ* SSC- λ*/ SS- λ* SSC- SS- λ* Cc SSC- λ* Cc SoilTest κ* SoilTest /κ* σ c & M λ*/κ* σ c & M /κ* σ c & M /κ* σ c & M 45 dagar 0,170 0,187 0,213 0,227 0,094 0, dagar 0,182 0,205 0,229 0,248 0,099 0,153 6 mån 0,220 0,259 0,278 0,314 0,118 0,179 1 år 0,269 0,329 0,342 0,395 0,142 0, år 0,676 0,912 0,770 0,948 0,306 0, år 1,171 1,774 1,085 1,588 0,457 0,883 40

56 Sättning [m] 0-0,2 Simulerade sättningar - bankhöjd 1,76 m ,4-0,6-0,8-1 -1,2-1,4-1,6 PLAXIS - SS (utv. fr. σ' & M) PLAXIS - SSC (utv. fr. σ' & M) PLAXIS - SS (utv fr Cc) PLAXIS - SSC (utv fr Cc) PLAXIS -SS SoilTest PLAXIS-SSC SoilTest -1,8-2 Tid [år] Figur 6.9 Sättning beräknad mitt under bank 1,76 m med PLAXIS I Tabell 6.4 redovisas resultat från samtliga simuleringar för bankhöjd 1,76 m. SoilTest ger störst totalsättning medan utvärdering från σ och M ger högst initiala sättningar. Utvärdering med C c ger minst sättningar, vilka efter 10 år motsvarar ca hälften av de erhållna sättningarna från de resterande två utvärderingsmetoderna. Tabell 6.4 Sättningar från samtliga PLAXIS-simuleringar av bank 1,76 m Tid SSλ*/κ* SSC- λ*/ SS- λ* /κ* σ c SSC- SS- λ* Cc SSC- λ* Cc SoilTest κ* SoilTest & M λ*/κ* σ c & M /κ* σ c & M /κ* σ c & M 45 dagar 0,212 0,232 0,270 0,289 0,170 0, dagar 0,228 0,253 0,290 0,315 0,178 0,182 6 mån 0,276 0,316 0,353 0,393 0,202 0,229 1 år 0,336 0,395 0,434 0,489 0,234 0, år 0,834 1,068 0,982 1,140 0,431 0, år 1,438 2,030 1,374 1,860 0,617 1,018 41

57 Sättning [m] Simulerade sättningar - bankhöjd 2,0 m -0, ,7-1,2-1,7 PLAXIS - SS (utv. fr. σ' & M) PLAXIS - SSC (utv. fr. σ' & M) PLAXIS - SS (utv fr Cc) PLAXIS - SSC (utv fr Cc) PLAXIS -SS SoilTest PLAXIS-SSC SoilTest -2,2 Tid [år] Figur 6.10 Sättningar beräknade mitt under bank 2,0 m med PLAXIS I Tabell 6.5 redovisas resultat från samtliga simuleringar för bankhöjd 2,0 m. SoilTest ger störst totalsättning medan utvärdering från σ och M ger högst initiala sättningar. Utvärdering med C c ger lägst sättning, motsvarande ca hälften av sättningarna från de två övriga parameterutvärderingarna. Tabell 6.5 Sättningar från samtliga PLAXIS-simuleringar av bank 2,0 m Tid SSλ*/κ* SSC- λ*/ SS- λ* SSC- SS- λ* Cc SSC- λ* Cc SoilTest κ* SoilTest /κ* σ c & M λ*/κ* σ c & M /κ* σ c & M /κ* σ c & M 45 dagar 0,248 0,271 0,327 0,361 0,189 0, dagar 0,268 0,295 0,350 0,395 0,199 0,204 6 mån 0,324 0,366 0,424 0,487 0,227 0,237 1 år 0,394 0,451 0,521 0,600 0,263 0, år 0,971 1,202 1,176 1,345 0,491 0, år 1,667 2,249 1,636 2,138 0,710 1, Portryck Simuleringarna från samtliga bankhöjder visar initiala portryck på djupet 3,0 m mitt under respektive bank på ca 24 kpa. Portrycksutjämningen är relativt lika för parameterutvärdering från C c och från σ och M för samtliga bankhöjder. Från utvärderingen från SoilTest är utjämningen något mer långsam. I Figur 6.11 visas de simulerade portrycken mitt under banken på djupet 3,0 m för bankhöjd 1,5 m. Efter bankuppbyggnad visar samtlig modeller portryck på denna nivå strax över 50 kpa där parameterutvärderingen från σ och M ger högst portryck, ca 53 kpa. Efter ca 1 år har portrycken för simuleringarna med SoilTest- och σ /M-parametrarna utjämnats till ca 38 kpa och simuleringar med C c -parametrarna till ca 32 kpa. 42

58 Portryck [kpa] Portryck [kpa] Portryck djup 3,0 m - 1,5 m bank ,0 m SoilTest 3,0 m Cc 3,0 m σ'/m Tid [dagar]l Figur 6.11 Simulerade portryck mitt under banken på djupet 3,0 m för bankhöjd 1,5 m I Figur 6.12 visas de simulerade portrycken mitt under banken på djupet 3,0 m för bankhöjd 1,76 m. Efter bankuppbyggnad har samtliga portryck på denna nivå ökats till strax över 55 kpa. Utvärderingen från σ och M ger högst portryck, ca 59 kpa. Efter ca 1 år har portrycken för simuleringarna med SoilTest- och σ /M-parametrarna utjämnats till ca 42 kpa och simuleringar från C c -parametrarna till ca 34 kpa Portryck djup 3,0 m - 1,76 m bank ,0 m SoilTest 3,0 m Cc 3,0 m σ'/m Tid [dagar] Figur 6.12 Simulerade portryck mitt under banken på djupet 3,0 m för bankhöjd 1,76 m I Figur 6.13 visas de simulerade portrycken mitt under banken på djupet 3,0 m för bankhöjd 2,0 m. Efter bankuppbyggnad har portrycken från utvärderingarna enligt C c och SoilTest ökats till strax under respektive strax över 60 kpa och från utvärderingen enligt σ /M till ca 68 kpa. Efter ca 1 år har portrycken mitt under banken på djupet 3,0 m utjämnats till ca 45 kpa för simuleringarna med SoilTest- och σ /M-parametrarna och till ca 35 kpa för simuleringar från C c -parametrarna. 43

59 Sättning [m] Portryck [kpa] Portryck djup 3,0 m - 2,0 m bank Tid [dagar]l 3,0 m SoilTest 3,0 m σ'/m 3,0 m Cc Figur 6.13 Simulerade portryck mitt under banken på djupet 3,0 m för bankhöjd 2,0 m 6.3. Axelsymmetrisk modell Sättningar I Figur 6.14 redovisas de simulerade sättningarna från den axelsymmetriska modellen. De simulerade sättningarna från parameterutvärdering med C c och utvärdering med σ och M ger minst sättningar respektive högst sättningar för den axelsymmetriska modellen. Simulerade sättningar - Axelsymmetrisk modell ,3 PLAXIS - SS (utv. fr. σ' & M) PLAXIS - SSC (utv. fr. σ' & M) -0,9 PLAXIS - SS (utv fr Cc) PLAXIS - SSC (utv fr Cc) -1,5 PLAXIS-SSC Soil test PLAXIS -SS Soil test -2,1 Tid [år] Figur 6.14 Sättningar mitt under den axelsymmetriska modellen i PLAXIS I Tabell 6.6 redovisas resultat från samtliga simuleringar för axelsymmetrisk modell. Utvärdering med σ och M ger störst totalsättningar och utvärdering med C c ger lägst sättningar. Simulering från modell med SoilTest-utvärdering ger något lägre totalsättningar än utvärdering från σ och M. Under en 10 års-period visar dock SS-modellen från SoilTestutvärdering större sättningar än SS-modellen från parameterutvärdering σ och M. Däremot 44

60 Portryck [kpa] visar simuleringarna med respektive SSC-modell det motsatta, dvs. mindre sättningar för modellen med SoilTest-utvärdering och större sättningar för modellen med parameterutvärdering σ och M. Tabell 6.6 Sättningar från samtliga PLAXIS-simuleringar av axelsymmetrisk modell Tid SSλ*/κ* SSC- λ*/ SS- λ* SSC- SS-λ* Cc SSC- λ* Cc SoilTest κ* SoilTest /κ* σ c & M λ*/κ* σ c & M /κ* σ c & M /κ* σ c & M 45 dagar 0,162 0,180 0,170 0,186 0,166 0, dagar 0,173 0,197 0,180 0,204 0,174 0,186 6 mån 0,208 0,251 0,215 0,260 0,201 0,223 1 år 0,261 0,322 0,261 0,335 0,233 0, år 0,714 0,997 0,589 1,041 0,409 0, år 1,118 1,955 0,785 2,059 0,505 1, Portryck I Figur 6.15 visas de simulerade portrycken mitt under banken från djupet 3,0 m för den axelsymmetriska modellen. De initiala portrycken är ca 20 kpa för samtliga parameterutvärderingar. Efter bankuppbyggnad visas en portrycksökning till ca 50 kpa. Portrycksutjämningen är något snabbare för simuleringen med parameterutvärdering från C c Portryck djup 3,0 m - Axelsymmetrisk modell ,0 m Cc 3,0 m σ'/m 3,0 m SoilTest Tid [dagar] Figur 6.15 Simulerade portryck från djupet 3,0 m för den axelsymmetriska modellen 6.4. Verifieringar Tillskottsspänningar beräknade för hand I Tabell 6.7 redovisas de handberäknade effektivspänningarna och tillskottsspänningarna från bankhöjd 1,5 m. Beräkningarna är utförda mitt i respektive jordlager. De beräknade tillskottsspänningarna för bankhöjd 1,76 m har beräknats för att belasta en yta motsvarande total bankyta, inklusive båda bankdelarna. 45

61 Tabell 6.7 Effektivspänningar och tillskottsspänningar beräknade mitt i respektive jordlager för hand Bankhöjd 1,5 m 1,76 m 2,0 m Lager Djup σ' [kpa] Δσ z [kpa] σ'+δσ z [kpa] Δσ z [kpa] σ'+δσ z [kpa] Δσ z [kpa] σ'+δσ z [kpa] 1 0,5 6,7 32,3 39,0 38,3 45,0 43,4 50,1 2 2,0 16,8 28,0 44,98 34,25 51,1 38,3 55,2 3 4,5 24,9 22,6 47,5 28,9 53,8 31,7 56,6 4 7,0 32,8 18,6 51,4 24,7 57,5 26,6 59,5 5 9,0 39,7 16,1 55,8 22,0 61,7 23,4 63,1 6 12,0 51,2 13,3 64,5 18,8 70,0 19,6 70,8 7 16,0 67,8 10,5 78,2 15,5 83,20 15,8 83,5 8 23,0 100,9 7,4 108,3 11,5 112,4 11,4 112, Tillskottsspänningar PLAXIS - linjärt elastisk modell I Tabell 6.8 har de vertikala effektivspänningarna bedömts mycket översiktligt utifrån Figur 1, Figur 2 och Figur 3 i BILAGA G. Mot de större djupen stämmer de för hand beräknade effektivspänningarna, σ'+δσ z, relativt väl mot de simulerade. Däremot är de för hand beräknade effektivspänningarna betydligt högre än de simulerade i lager 3, 4 och 5. För hand har beräkningarna utförts med 2:1-metoden enligt avsnitt 2.2 för en rektangulär last medan de simulerade i PLAXIS beräknas för en bank som antagits oändligt lång. Tabell 6.8 Från Figur 1 till Figur 3 översiktligt bedömda effektivspänningar för bankhöjd 1,5 m Plant töjningstillstånd Bankhöjd 1,5 1,76 2,0 Lager Djup Effektivspänning, σ [kpa] 3 4, , , I Tabell 6.9 har de vertikala effektivspänningarna bedömts mycket översiktligt för den axelsymmetriska modellen utifrån Figur 4 i BILAGA G. Banken i den axelsymmetriska modellen representeras av en cirkulär platta med höjden 1,76 m och en bottenarea som motsvarar hela den verkliga bankens bottenarea. De för hand beräknade effektivspänningarna har utförts för en rektangulär bank med samma höjd och bottenarea som den axelsymmetriska. Dessa effektivspänningar stämmer relativt väl genom samtliga lager utom lager 3 där de simulerade är betydligt lägre. 46

62 Tabell 6.9 Från Figur 4 översiktligt bedömda effektivspänningar för axelsymmetrisk modell Axelsymmetrisk modell Lager Djup Effektivspänning, σ [kpa] 3 4, , Sättningar I Tabell 6.10 är resultaten från sättningsberäkningarna i Embankco samt handberäkningar redovisade. Tabell 6.10 Resultat från sättningsberäkningar i Embankco 1.02 samt beräkningar för hand Embankco Utan krypsättning Med krypsättning Tid 1,5 m 1,76 m 2,0 m 1,5 m 1,76 m 2,0 m 45 dagar 0,168 0,215 0,258 0,190 0,240 0,279 6 månader 0,222 0,286 0,342 0,294 0,359 0, år 0,496 0,617 0,727 0,958 1,076 1, år 0,596 0,739 0,873 1,561 1,716 1,852 Hanberäkning 0,530 0,799 0, I Figur 6.16 visas en jämförelse mellan uppmätta sättningar, de i Embankco beräknade sättningarna och i PLAXIS simulerade sättningar efter 133 dagar sedan påbörjad uppbyggnad av bank. Sättningsmätningarna från markpeglarna är något mindre än mätningarna från horisontalslangen. Från mätningen den 4 december till mätningen den 2 februari sker en minskning i sättningskurvan, vilket bedöms bero på att markpeglarna har blivit påverkade av tjälen. Grafen har begränsats till att endast visa simuleringarna från PLAXIS som utförts med parameterutvärdering från SoilTest då dessa stämmer relativt väl överens mot uppmätta sättningar och de i Embankco beräknade sättningarna. Sättningarna från SS-modellen är initialt något större än de uppmätta från horisontalslangen. Efter ca 40 dagar sker en kraftig ökning hos de uppmätta sättningarna, vilka här blir något högre än de simulerade och i Embankco beräknade utan krypning. Efter 133 dagar är de i Embankco beräknade och i PLAXIS simulerade sättningarna väl överensstämmande med de verkligt uppmätta. De sättningar som simulerats med SSC-modellen är något större än de uppmätta och något mindre än de beräknade från Embankco med krypning. 47

63 Sättning [m] Sättning [m] Uppmätta och simulerade sättningar - 1,5 m bank -0, ,07-0,12-0,17-0,22 Embankco 1,5 m kryp Embankco 1,5 m PLAXIS-SSC SoilTest PLAXIS -SS SoilTest Markpegel Slangmätning -0,27 Tid [dagar] Figur 6.16 Jämförelse simulerade, beräknade och uppmätta sättningar efter 133 dagar för 1,5 m bank I Figur 6.17 visas en jämförelse mellan simulerade sättningar och beräknade sättningar i Embankco för en tidsperiod av 10 år samt för slutsättningar beräknade för hand. De simulerade sättningarna med både SS- och SSC-modellen för parameterutvärdering från Cc ger lägre sättningar jämfört mot de för hand beräknade sättningarna medan simuleringarna från SoilTest samt σ och M ger betydligt högre sättningar. Embankco-beräkningarna utan krypning och SS-simuleringarna med SoilTest-parametrarna ger de första 2 åren relativt lika sättningar. Därefter ökar sättningarna från SS-simuleringarna mer. Motsvarande beräkningar med krypning ger högre sättningar för beräkningarna i Embankco jämfört med de i PLAXIS simulerade. Simuleringarna från både SS- och SSC-modellen för parameterutvärdering, C c, ger mindre sättningar än de i Embankco beräknade utan krypning. Jämförelse PLAXIS/Embankco - bankhöjd 1,5 m 0-0,1-0,2-0,3-0,4-0,5-0,6-0,7-0,8-0, Tid [år] Embankco 1,5 m kryp Embankco 1,5 m PLAXIS - SS (utv. fr. σ' & M) PLAXIS - SSC (utv. fr. σ' & M) PLAXIS - SS (utv fr Cc) PLAXIS - SSC (utv fr Cc) PLAXIS-SSC SoilTest PLAXIS -SS SoilTest Handberäknad slutsättning Figur 6.17 Jämförelse simulerade och beräknade sättningar under 10 år för 1,5 m bank 48

64 Sättning [m] I Figur 6.18 visas en jämförelse mellan simulerade och beräknade sättningar för bankhöjd 1,76 m samt uppmätta sättningar för 1,5 m och 2,0 m provbank efter 133 dagar. Grafen har förenklats till att endast visa de simulerade sättningarna från parameterutvärderingen med SoilTest, då dessa initialt är relativt överensstämmande med de uppmätta sättningarna. De uppmätta sättningarna är initialt något mindre för både 1,5 m och 2,0 m bank jämfört mot beräknade och simulerade sättningar, förutom de första 7 dagarna då sättningarna från Embankco är något mindre. Simuleringarna från SS-modellen i PLAXIS och Embankcoberäkningarna utan krypning är väldigt överensstämmande. De första 40 dagarna är de uppmätta sättningarna från bankdel 2,0 m något mindre än de simulerade och beräknade. Därefter sker en kraftig ökning hos de uppmätta sättningarna som blir något större för bankdel 2,0 m än de beräknade och simulerade sättningarna. De uppmätta sättningarna för bankdel 1,5 m visar samma ökning efter ca 40 dagar men är fortfarande mindre än de beräknade och simulerade. Motsvarande simuleringar med SSC-modellen och beräkning med krypning i Embankco ger högre sättningar än de uppmätta från bankdel 2,0 m. Efter 133 dagar har dock de uppmätta sättningarna från bankdel 2,0 m blivit större än de i PLAXIS simulerade. Uppmätta och simulerade sättningar - 1,76 m bank 0-0,05-0,1-0,15-0,2-0,25-0, Embankco 1,76 m kryp Embankco 1,76 m PLAXIS -SS SoilTest PLAXIS-SSC SoilTest MP 1,5 m bank SL 1,5 m bank MP 2,0 m bank SL 2,0 m bank -0,35 Tid [dagar] Figur 6.18 Jämförelse simulerade sättningar för 1,76 m bank och uppmätta sättningar för 1,5 m och 2,0 m bank under 133 dagar I Figur 6.19 visas en jämförelse mellan simulerade sättningar och beräknade sättningar i Embankco för en tidsperiod av 10 år samt totalsättningar beräknade för hand. Som för bankhöjd 1,5 m stämmer de simulerade sättningarna med SS-modellen och parameterutvärdering från SoilTest väl överens med de i Embankco beräknade sättningarna utan krypning de första 2 åren. Därefter sker en kraftigare sättningsökning i SS-modellen jämfört med Embankco-beräkningarna. De för hand beräknade totalsättningarna stämmer relativt väl överens med de simulerade sättningarna från SS-modellen efter 10 år. Krypberäkningarna i respektive program stämmer relativt väl mot varandra, där sättningarna från beräkningarna i Embankco är lite större. 49

65 Sättning [m] Sättning [m] Parameterutvärdering från C c ger betydligt lägre sättningar än Embankco beräkningarna och utvärdering från σ och M betydligt högre. Jämförelse PLAXIS/Embankco - bankhöjd 1,76 m 0-0,2-0,4-0,6-0,8-1 -1, Tid [år] Embankco 1,76 m kryp Embankco 1,76 m PLAXIS - SS (utv. fr. σ' & M) PLAXIS - SSC (utv. fr. σ' & M) PLAXIS - SS (utv fr Cc) PLAXIS - SSC (utv fr Cc) PLAXIS -SS SoilTest PLAXIS-SSC SoilTest Handberäknad slutsättning Figur 6.19 Jämförelse simulerade sättningar och beräknade sättningar för 1,76 m bank för en tidsperiod på 10 år I Figur 6.20 visas de simulerade, beräknade och uppmätta sättningarna efter 133 dagar, för bankhöjd 2,0 m. Grafen har förenklats till att endast visa sättningarna från simuleringarna med parameterutvärdering från SoilTest, då dessa simuleringar initialt är de mest överensstämmande med de uppmätta. De uppmätta sättningarna är något mindre jämfört med de simulerade och beräknade sättningarna, förutom de första 7 dagarna då sättningarna från Embankco är något mindre. Efter ca 133 dagar är de uppmätta sättningarna och de från SSmodellen och motsvarande Embankco-beräkning väl överensstämmande. Uppmätta och simulerade sättningar - 2,0 m bank 0-0,05-0,1-0,15-0,2-0,25-0,3-0,35-0, Tid [dagar] Embankco 2,0 m kryp Embankco 2,0 m PLAXIS -SS SoilTest PLAXIS-SSC SoilTest Markpegel Slangmätning Figur 6.20 Jämförelse simulerade och uppmätta sättningar för 2,0 m bank under 133 dagar 50

66 Sättning [m] I Figur 6.21 visas en jämförelse mellan simulerade sättningar och beräknade sättningar i Embankco för en tidsperiod av 10 år samt de för hand beräknade totalsättningarna. Som för bankhöjd 1,5 och 1,76 m stämmer de simulerade sättningarna med SS-modellen och parameterutvärdering från SoilTest relativt väl överens med de i Embankco beräknade sättningarna utan krypning de första 2 åren, därefter sker en större sättningsökning i SSmodellen. Motsvarande beräkningar med krypning är väl överensstämmande. De handberäknade sättningarna är större än de från Embankco beräknade och mindre än de simulerade sättningarna efter 10 år. Totalsättningen beräknad utifrån medelkonsolideringsgrad stämmer väl överens med Embankco-beräkningen med krypning och SSC-modellen. Parameterutvärdering från C c och från σ och M ger betydligt mindre respektive högre sättningar än Embankco för både SS- och SSC-modellen. Provbank 2,0 m 0-0,2-0,4-0,6-0,8-1 -1,2-1, Tid [år] Embankco 2,0 m kryp Embankco 2,0 m PLAXIS - SS (utv. fr. σ' & M) PLAXIS - SSC (utv. fr. σ' & M) PLAXIS - SS (utv fr Cc) PLAXIS - SSC (utv fr Cc) PLAXIS -SS SoilTest PLAXIS-SSC SoilTest Handberäknadslutsättning Figur 6.21 Jämförelse simulerade och beräknade sättningar för 2,0 m bank under en tidsperiod av 10 år I Figur 6.22 visas sättningar för de första 133 dagarna, från simuleringar i axelsymmetrisk modell, beräkningar i Embankco för bankhöjd 1,76 m samt de uppmätta för båda bankdelarna, 1,5 m och 2,0 m. Grafen har begränsats till att endast visa simuleringarna från parameterutvärdering med SoilTest, eftersom dessa har visat sig mest överensstämmande mot de verkligt uppmätta sättningarna. De simulerade sättningarna blir initialt något större än de för bankdel 1,5 m uppmätta och något mindre än de för bankdel 2,0 m uppmätta. Efter ca 40 dagar blir de uppmätta sättningarna från horisontalslangen för bankdel 1,5 m något större än de simulerade från SS-modellen. Motsvarande simulering i SSC-modellen ger väl överensstämmande sättningar med de uppmätta från bankdel 1,5 m fram till ca dag 60, där en sättningsökning sker i SSC-modellen jämfört med de uppmätta. Hos markpeglarna syns en liten sättningsminskning efter 60 dagar, vilket bedöms bero på att de har påverkats av tjälen. De i Embankco beräknade sättningarna är högre än simuleringarna och initialt är de även högre än de uppmätta från bankdel 2,0 m. Efter ca 40 dagar blir sättningarna från horisontalslangen under bankdel 2,0 m något högre än sättningarna från Embankcoberäkningarna utan krypning. 51

67 Sättning [m] Sättning [m] Uppmätta och simulerade sättningar -Axelsymmetrisk modell 0-0,05-0,1-0,15-0,2-0,25-0,3-0, Tid [dagar] Embankco 1,76 m kryp Embankco 1,76 m PLAXIS-SSC Soil test PLAXIS -SS Soil test MP 1,5 m bank SL 1,5 m bank MP 2,0 m bank SL 2,0 m bank Figur 6.22 Jämförelse simulerade sättningar för den axelsymmetriska modellen och uppmätta sättningar från 1,5 m och 2,0 m bank, för en tidsperiod av 133 daga. I Figur 6.23 visas en jämförelse mellan simulerade sättningar i axelsymmetrisk modell och beräknade sättningar från Embankco och för hand under en 10-års period. Till skillnad från modellerna som simulerats i plant töjningstillstånd är simuleringarna med parameterutvärderingen från σ och M samt SoilTest relativt överensstämmande. SS-modellen med SoilTest ger något större sättningar och SSC-modellen något mindre sättningar än σ och M. För de första 2 åren är simuleringarna från SSC-modellen med SoilTest-parametrar väl överensstämmande med motsvarande Embankco-beräkning utan krypning och därefter sker en större sättningsökning hos SSC-simuleringen. Motsvarande beräkning i Embankco med krypning visar större sättningar än PLAXIS. Totalsättningarna beräknade för hand är något större än de simulerade i SS-modellen och mindre än de från SSC-modellen efter 10 år. Jämförelse PLAXIS/Embankco - Axelsymmetrisk modell -0, ,3-0,5-0,7 Embankco 1,76 m kryp Embankco 1,76 m PLAXIS - SS (utv. fr. σ' & M) PLAXIS - SSC (utv. fr. σ' & M) PLAXIS - SS (utv fr Cc) PLAXIS - SSC (utv fr Cc) -0,9-1,1 Tid [år] PLAXIS-SSC Soil test PLAXIS -SS Soil test Handberäknad slutsättning Figur 6.23 Jämförelse mellan simulerade sättningar i axelsymmetrisk modell och beräknade sättningar för en tidsperiod av 10 år 52

68 Porttryck [kpa] Portryck I Figur 6.24 visas de simulerade portrycken för den axelsymmetriska modellen jämfört med de uppmätta portrycken för respektive bankhöjd samt beräkning i Embankco för en bankhöjd på 1,76 m. Eftersom bankuppbyggnad i verkligheten utfördes under ca 7 dagar har beräkning i Embankco utförts för både 2 dagars och 7 dagars bankuppbyggnad. Den största skillnaden mellan de två beräkningarna är att initialt blir portrycken högre, 47 kpa jämfört mot 42 kpa, ca 12 dagar efter bankuppbyggnad är portrycken för de båda Embankco-beräkningarna lika. I Embankco beräknas portrycken i skiktgräns resulterande i att djupet 3,5 m får jämföras mot de uppmätta och simulerade portrycken från djupet 3,0 m. Innan upplastning, dvs fram till dag 30, är portrycken från Embankco ca 24 kpa medan de uppmätta från 1,5 m bankdel och de i PLAXIS simulerade portrycken är ca 20 kpa, vilket är rimligt då portrycken från Embankco beräknas för 0,5 m större djup. Den initiala portrycksskillnaden jämfört med de uppmätta, ca 4 kpa, gäller även för de första 36 dagarna efter bankuppbyggnad, därefter ökar de uppmätta portrycken något medan de i Embankco beräknade portrycken fortsätter att utjämnas. De i PLAXIS simulerade portrycken är betydligt högre än de uppmätta, ca 50 kpa jämfört mot ca 43 och 35 kpa, för bankhöjd 2,0 och 1,5 m. I PLAXIS har bankuppbyggnad simulerats för 2 dagar vilket initialt ger högre portryck, vilket tydligt framgår från de två Embankcoberäkningarna. Uppmätta och beräknade portryck - Axelsymmetrisk bank Tid [dagar] PS1 3,0 m 3,0 m Cc 3,0 m σ'/m Embankco 2 dagar bankuppbyggnad Embankco 3,5 m 7 dagar bankuppbyggnad PS5 3,0 m 3,0 m SoilTest Figur 6.24 Uppmätta och beräknade portryck 53

69 54

70 7. ERFARENHETER OCH DISKUSSION 7.1. Parameterutvärdering Resultaten från de olika parameterutvärderingarna visade stor spridning vilket framgår tydligt i Figur 5.1 och Figur 5.2. Vid parameterutvärdering visade SoilTest vissa svårigheter vid kurvanpassning mot CRSkurvorna. Det vertikala förkonsolideringstrycket är en ingående parameter för att kunna simulera CRS-försök med SoilTest. Denna kunde dock skilja sig något mot det från laboratoriet bestämda, speciellt för prover från större djup. Från det normaliserade kompressionsindexet, C c, finns ett direkt samband till λ*, däremot är sambandet från det normaliserade svällindexet, C s, en approximation. Dessa parametrar utvärderas enligt avsnitt genom att plotta portalet mot logaritmen av effektivspänningen. C c motsvarar lutningen på den i teorin räta linje som uppstår för spänningar över σ c och C s från den räta linjen för spänningar under σ c. I praktiken blir inte dessa linjer helt räta och parameterutvärdering enligt denna metod blir känslig för vilken del av kurvan som tangenten tas ifrån. Utvärdering enligt denna metod gick endast att utföras för C c, då C s blev svår att avläsa eftersom linjen fram till σ c i princip blev en horisontell linje. κ* fick istället utvärderas från det approximerade sambandet σ v och M 0, vilket troligtvis också påverkar resultatet något. Ett högre κ*-värde motsvarar mindre svällning, vilket resulterar i ökad kompression. Utvärdering enligt sambanden med σ och M, enligt avsnitt 2.3.1, är approximerade samband. Valet av effektivspänning är speciellt känsligt för κ* enligt Olsson (2010) och bör alltid kontrolleras genom simulering av laboratorieförsök. Han beskrev att detta kunde utföras genom att skapa en axelsymmetrisk modell i SSC som motsvarar CRS-provet där beräkning utförs för att motsvara den deformationshastighet som laboratoriet hade vid CRS-försöket. På så sätt kan λ* och κ* baklängesberäknas genom kurvanpassning på liknande sätt som utfördes med SoilTest. Ett försök till att utvärdera parametrarna enligt denna princip utfördes men beskrivningen var för otydlig. Detta resulterade i att PLAXIS inte klarade av att hitta någon lösning och utvärderingen enligt denna procedur blev misslyckat. Eftersom parametrarna λ* och κ* är definierade från triaxialförsök hade troligtvis mer tillförlitliga resultat erhållits om triaxialförsök hade utförts, då övriga utvärderingsmetoder, utom SoilTest, är baserade på approximerade samband Sättningar De uppmätta sättningarna är betydligt lägre än samtliga simulerade och beräknade sättningar förutom för de första 7 dagarna då beräkningarna i Embankco ger lägst sättningar. Avläsningar från sättningsmätningarna finns fram till 2 februari 2015, motsvarande ca 133 dagar efter påbörjad bankuppbyggnad. Från samtliga simuleringarna med plant töjningstillstånd i PLAXIS stämmer de sättningar som erhållits för parameterutvärdering med SoilTest bäst mot de uppmätta. Däremot har mätningarna hittills utförts under för kort tid för att avgöra om det är den mest lämpliga metoden för parameterutvärdering, även om resultaten visar en sådan trend. Simuleringarna med axelsymmetrisk modell visar initialt relativt lika resultat för parameterutvärdering enligt SoilTest samt från σ och M. Simuleringarna med parameterutvärdering enligt C c ger betydligt lägre sättningar. Eftersom mätningar endast har utförts under 133 dagar kan de simulerade sättningarna för den efterföljande tiden endast endast jämföras med andra beräkningsmetoder. 55

71 Simuleringar i materialmodell SS med SoilTest-utvärderade parametrar stämmer väl överens med Embankco-beräkningarna utan krypning de första 2 åren för simuleringarna i plant töjningstillstånd. Motsvarande beteende erhålls för den axelsymmetriska modellen som simuleras med SSC. Därefter sker en sättningsökning i PLAXIS jämfört mot Embankco. Motsvarande SSC-modell och Embankco-beräkningar med krypning visar något större sättningar för Embankco, där skillnaden blir störst i den axelsymmetriska modellen. Att sättningarna blir större för Embankco kan bero på fasen Plastic nil step, avsnitt som motsvarar den krypning som redan skett i jorden sedan den bildades. Korrigering av denna tid ger förändringar av sättningarna, kortare tid ger större sättningar och längre tid mindre sättningar. Tydligast skillnad ger korrigeringen för kortare tidsperioder, år, jämfört mot längre, år, enligt Waterman & Broere (2005) Portryck Samtliga simuleringar av portrycken visar de initiala portrycken innan uppbyggnad av bank som är relativt överensstämmande mot de verkligt uppmätta. För bankhöjd 1,5 m är de initala portrycken något högre från simuleringarna. Porövertrycken som bildas i samband med bankuppbyggnad är betydligt högre för samtliga simuleringar jämfört mot de uppmätta, samtidigt som de simulerade initialt verkar ha en snabbare portrycksutjämning. Två teorier till detta: Torrskorpan är betydligt styvare än simulerad torrskorpa, vilket resulterar i att lasten sprids ut över en större yta och därav bildas mindre porövertryck under den begränsade bankytan. Överkonsolideringsgraden är högre än den som använts vid simuleringarna, vilket påverkar portrycken enligt avsnitt 2.3. En ytterligare anledning till dessa kraftiga porövertryck jämfört med de uppmätta kan vara att bankuppbyggnad sker under kortare tid i simuleringarna, 2 dagar, mot för det verkliga fallet ca 7 dagar. Dessutom antar PLAXIS 2D att banken är en oändligt lång konstruktion, vilket inte är fallet för en rektangulär provbank. Portrycken som simuleras i den axelsymmetriska modellen har liknande beteende dock är de något mindre än de från simuleringarna i plant töjningstillstånd. Teorierna valdes att undersökas genom nya axelsymmetriska simuleringar. Först simulerades en styvare torrskorpa genom att öka styvheten i materialet med en tiopotens. Resultatet av denna simulering visade en minskning från 50 kpa direkt efter bankuppbyggnad till 48 kpa, vilket fortfarande var betydligt högre än de uppmätta 35 respektive 43 kpa för bankdel 1,5 m och 2,0 m. En ytterligare ökning av styvheten utfördes med en tiopotens, resulterande i att PLAXIS inte hittade någon lösning. För att undersöka om portrycken kunde minskas ytterligare med ökad styvhet ändrades torrskorpans materialmodell från Soft soil till Mohr- Coulomb och simulering utfördes för E-modulen 200 MPa. Detta gav motsvarande resultat som simuleringen i SS. Vid undersökningar av hur OCR påverkar portrycken behölls de ursprungliga materialparametrarna förutom OCR som ökades med 3 gånger för samtliga jordlager. Resultatet av detta var att det initiala porövertrycket blev något högre än i de tidigare simuleringarna, ca 53 kpa jämfört mot 50 kpa, däremot blev portrycksutjämningen betydligt snabbare. 56

72 Samtliga simuleringar utfördes för både 2 dagars och 7 dagars bankuppbyggnad. Den utökade byggtiden resulterade inte i några minskade porövertryck, däremot gick det lite långsammare för dessa att bildas. Portrycksökningar sker till följd av tillskottslaster och bör teoretiskt följa utvecklingen av tillskottsspänningarna i jorden. Vid jämförelse av de tillskottsspänningar som teoretiskt beräknats och sammanställts i Tabell 6.7 med de uppmätta porövertrycken i Figur 6.6 och Figur 6.7 stämmer inte detta. Tillskottsspänningarna i de övre jordlagren är betydligt högre än de uppmätta porövertrycken och mot djupet minskar tillskottsspänningarna betydligt snabbare än vad de uppmätta porövertrycken utjämnas. Vad detta beror på behöver utredas vidare och det kan vara en anledning till den skillnad som erhålls mellan de simulerade och de uppmätta portrycken. Eftersom portrycksökningar sker till följd av tillskottslaster skulle det kunna antas att tillskottslasterna som simulerats i PLAXIS är betydligt högre än de verkliga. Enligt den verifiering som utfördes genom att simulera en linjärt elastisk modell enligt avsnitt och jämföra med de vertikala effektivspänningar som beräknats för hand i avsnitt visade PLAXIS-simuleringarna relativt god överensstämmelse för den axelsymmetriska modellen mot de handberäknade. Mitt i jordlager 1, 2, 3 och 4 var effektivspänningarna från simuleringarna något lägre än de handberäknade. Följande 4 jordlager visade relativt god överensstämmelse. Beräkningarna i Embankco visade något högre portryck än de uppmätta, till följd av att de endast gick att redovisa för djupet 3,5 m istället för 3,0 m. Skillnaden mellan Embankco och de verkligt uppmätta portrycken håller sig relativt konstant fram till ungefär 40 dagar efter uppbyggnad, där en viss portrycksökning sker hos de uppmätta. Detta till följd av arbete i anslutning till bankarna Vidare studier Förslag till vidare studier är att simulera bankhöjderna 1,5 m respektive 2,0 m som axelsymmetriska modeller och även i 3D samt simulering av den totala banken i 3D. Varför portrycken skiljer sig så mycket mellan simuleringar och de verkligt uppmätta bör undersökas vidare. För parameterutvärdering av λ* och κ* kan CRS-försöket simuleras som en modell av provet i 3D alternativt en axelsymmetrisk modell i 2D. På motsvarande sätt som i SoilTest bestäms sedan λ* och κ* genom kurvanpassning mot CRS-kurvan från laboratoriet. Eftersom λ* och κ* är definierade från triaxialförsök bör sådana utföras vid vidare studier av parametrarna. 57

73 58

74 8. SLUTSATSER Simuleringarna av bankarna i PLAXIS med den axelsymmetriska modellen visar under det första året en relativt låg spridning hos sättningarna för de tre olika parameterutvärderingarna. Utvärderingen med C c ger något lägre resultat än de övriga två. Motsvarande simuleringar i plant töjningstillstånd visar en större spridning hos sättningsresultaten för de olika parameterutvärderingarna för motsvarande tidsperiod. Simuleringarna i PLAXIS med plant töjningstillstånd och parameterutvärderingen från SoilTest i PLAXIS för bankdel 1,5 m och 1,76 m är bättre överensstämmande mot de verkliga uppmätta sättningarna under de första 133 dagarna, jämfört mot simuleringarna i den axelsymmetriska modellen samt med de övriga två parameterutvärderingarna enligt ekvationerna (2.30) och (2.31). För bankdel 2,0 m är de simulerade sättningarna något högre än de uppmätta, vilket troligtvis beror på att bankens densitet har angetts som ett medelvärde för den totala banken. I det verkliga fallet var densiteten något mindre i bankdelen med höjd 2,0 m och något högre för den med höjden 1,5 m. Vid jämförelse av simuleringarna i PLAXIS mot beräkningarna i Embankco visar utvärderingarna från SoilTest bättre överensstämmelse än de 2 andra utvärderingsmetoderna. De första 2 åren stämmer simuleringarna från SS-modellen väl mot de beräknade i Embankco utan krypning, därefter sker en sättningsökning i SS-modellen jämfört mot Embankco. Simuleringarna och jämförelserna mot uppmätta och i Embankco beräknade sättningar tyder på att av de tre metoderna är SoilTest den mest lämpliga metoden för utvärdering av λ* och κ*. Det är dock baserat på en initial trend under de första 133 dagarna och ett annat beräkningsprogram, Embankco. Det krävs fortsatt uppföljning av sättningsförloppet för att kunna avgöra hur god parameterutvärderingen är. Utöver de tre utvärderingsmetoderna som har utförts kan parametrarna utvärderas genom att skapa en modell av CRS-försöket i PLAXIS 3D alternativt en axelsymmetrisk modell i PLAXIS 2D och på motsvarande sätt som i SoilTest baklängesberäkna fram λ* och κ* genom kurvanpassning mot CRS-kurvan. Den stora skillnaden i portryck från simuleringarna i PLAXIS jämfört med de uppmätta och i Embankco beräknade bör undersökas vidare. Hypoteserna om att en större styvhet hos torrskorpan och ett högre OCR-värde än simulerat skulle påverka portrycken undersöktes och visade sig inte påverka resultatet önskvärt för detta fall. Känslighetsanalys avseende styvheten i torrskorpan visade endast en ytterst liten minskning hos porövertrycket, ca 2 kpa, medan ändring av OCR endast gjorde portrycksutjämningen snabbare. Att simuleringarna ger högre portryck än de verkligt uppmätta skulle kunna bero på att banken i själva verket är ett 3Dproblem, därför bör simuleringar av banken utföras i PLAXIS 3D. Simuleringarna som utförts i PLAXIS 2D, vilka har genererat dessa höga portryck, jämfört mot verkligheten, skulle kunna betyda att sättningarna blir större i simuleringarna än i verkligheten. 59

75 60

76 9. REFERENSER Andersson, M., Kompressionsegenskaper hos sulfidjordar- En fält- och laboratoriestudie av provbankar, Licentiatuppsats, Luleå: Institutionen för Samhällsbyggnad och Naturresurser, Avd. Geoteknologi, Luleå tekniska universitet. Andersson, M. & Norrman, T., Stabilisering av sulfidjord - en litteratur- och laboratoriestudie, Examensarbete 2004:126 CIV. Luleå: Institutionen för Samhällsbyggnad, Avd. Geoteknik, Luleå tekniska universitet. Axelsson, K., Introduktion till jordmekaniken jämte jordmaterialläran, Skrift 98:4. Luleå: Institutionen för Samhällsbyggnad, Avd. Geoteknik, Luleå tekniska universitet. Beek, K. o.a., Problem soils - Their reclamation and management - Land reclamation and water management, International Institute for Land Reclamation and Improvement. Publication 27, pp Bengtsson, P. & Larsson, R., Användarhandbok, Program Embankco, Linköping: Statens geotekniska institut och Vägverket. Boman, S., Bestämning av sulfidjordars kompressionsegenskaper - En jämförelse mellan CRS-försök och standardförsök, Examensarbete, Luleå: Avd. för Geoteknik, Högskolan i Luleå. Brinkgreve, R., Kumarswamy, S. & Swolfs, W., PLAXIS 2015, Nederländerna: PLAXIS. Buisman, K., Results from long duration settlement tests, Cambridge: Proc. 1st International Conference on Soil Mechanics an Foundation Engineering, Cambridge, Vol. 1, p CEN ISO/TS , Geotechnical investigation and testing-laboratory testing of soil-part 5: Incremental loading oedometer test Craig, R., Craig's Soil Mechanics. 7th red. London: Spon Press - Taylor & Francis Group. ISBN Edemark, C. & Sandberg, M., Geoteknisk modellering - komplexitetens betydelse för resultaten, Göteborg: Chalmers Tekniska Högskola, Avd. för geologi och geoteknik, Examensarbete 2005:33. Eriksson, L. G., Sulfidjordars kompressionsegenskaper, Licentiauppsats, Luleå: Tekniska högskolan i Luleå. Eriksson, L. G., Mácsik, J., Pousette, K. & Jacobsson, A., Sulfidjord- en problemjord längs Norrlandskusten. Bygg och Teknik, Vol 92, no 1, pp Georgala, D., Paleonenvironmental studies of post-glacial black clays in north-eastern Sweden, Acta universitatis stockholmiensis, Stockholm Contributions in Geology, Vol 36, no 2, pp Hansbo, S., Jordmateriallära, Stockholm: Almqvist & Wiksell Förlag AB. 61

77 Händel, Å., Sulfidhaltiga jordar i Norrbotten och Västerbotten - förekomst och egenskaper, Examensarbete. Uppsala: Institutionen för Markvetenskap, Avd. Marklära och ekokemi, Sveriges lantbruksuniversitet. Janssen, V., Jämförelse av olika sättningsberäkningsmetoder för sulfidjord, Examensarbete,Luleå: Tekniska högskolan i Luleå, Avd för Geoteknik. Johansson, J., Metodbeskrivning CRS-krypförsök [Intervju] (24 Februari 2016). Karlström, H. & Moberg, J., Prognos för krypsättningar på Götaslätten, Göteborg: Chalmers tekniska högskola, Avd. Geologi och geoteknik, Examensarbete 2007:127. Larsson, R., Westerberg, B., Albing, D., Knutsson, S, Carlsson, E., Sulfidjordgeoteknisk klassificering och odränerad skjuvhållfasthet, Luleå: Luleå tekniska universitet. Larsson, R., Consolidation of soft soils, SGI Rapport 29, Linköping: Statens geotekniska institut. Larsson, R., Behaviour of Organic Clay and Gyttja, SGI Rapport 38, Linköping: Statens geotekniska institut. Larsson, R., Jords egenskaper, SGI Information 1, Linköping: Statens Geotekniska Institut. Larsson, R., Bengtsson, P.-E. & Eriksson, L., Sättningsprognoser för bankar på lös finkornig jord, SGI Information 13, Linköping: Statens geotekniska institut. Mácsik, J., Risken för utfällning av erriföreningar ur dräneringsvatten från anaeroba och aeroba sulfidjordar, Licentiauppsats 1994:19. Luleå: Institutionen för Väg- och vattenbyggnad, Avd. Geoteknik, Tekniska högskolan i Luleå. Magnusson, O. & Axelsson, K., Utvärdering av skjuvhållfasthet med CPT i organisk jord, Teknisk rapport 2001:01. Luleå: Institutionen för Väg- och vattenbyggnad, Avd. Geoteknik, Luleå tekniska universitet. Müller, R., Embankments founded on sulphide clay - some aspects related to ground improvement by vertical drains, Licentiatavhandling. Stockholm: Institutionen för Byggvetenskap Avd. Jord- och bergmekanik, Kungliga tekniska högskolan. Nilsson, B., Finita elementmetoden - En kort introduktion till teorin, Halmstad: Högskolan i Halmstad. Nystrand, B.-Å., Some properties of sulphide-bearing sediments on the coast of northern Sweden, Uppsala: STRIAE, Vol 13, 52p. Olsson, M., Calculating long-term settlement in soft clay - with special focus on the Gothenburg region, (Lic - Department of Civil and Environmental Engineering), nr 2010:3, Göteborg: Chalmers University of Technology. Schwab, E., Bearing capacity, strength and deformation behaviour of soft organic sulphide soils, Doktorsavhandling, Stockholm: Institutionen för Byggvetenskap, Avd. Jordoch bergmekanik, Kungliga tekniska högskolan. 62

78 Sällfors, G. & Andréasson, L., Kompressionsegenskaper, Geotekniska laboratorieanvisningar, del 10, Stockholm: Byggforskningsrådet, T23:1986. Taylor, D., Research on consolidation of clays, Massachusetts: Massachusetts Institute of Technology - Department of Civil and Sanitary Engineering - Serial, 147 p. Terzaghi, K., Die Berechnung der Durchlässigkeitsziffer des Tones aus dem Verlauf der hydronynamishen Spannungserscheinungen, Wien: Akademie der Wisenschaften in Wien. Mathematisch - Naturwissenschaftliche Klasse. Sitzungsberichte. Abteilung II a., Vol. 132, p Trafikverket, TDOK 2013:0667 Trafikverkets tekniska krav för geokonstruktioner TK Geo 13, Trafikverket. Waterman, D. & Broere, W., Practical application of the soft soil creep model - part III, Delft: PLAXIS. Westerberg, B. & Mácsik, J., Byggande i sulfidjord - bättre dimensionering och ekonomi genom ny kunskap, Väg- och vattenbyggaren, no 4, pp Wiklander, L., Hallgren, G., Brink, N. & Jonsson, E., Studies on gyttja soils, 2: Some characteristics of two profiles from Northern Sweden, Uppsala: Kungliga lantbrukshögskolan, Vol 17 pp

79 64

80 BILAGA A RUTINUNDERSÖKNING 65

81 66

82 BILAGA B SEDIMENTATIONSANALYS 67

83 68

84 69

85 70

86 71

87 72

88 BILAGA C CRS-FÖRSÖK 73

89 74

90 75

91 76

92 77

93 78

94 79

95 80

96 81

97 82

98 83

99 84

100 85

101 86

102 87

103 88

104 89

105 90

106 91

107 92

108 BILAGA D KRYPFÖRSÖK 93

109 94

110 95

111 96

112 97

113 98

114 BILAGA E - DENSITETSBESTÄMNING Tabell 1 Resultat från densitetsbestämning Prov ID Invikt Utvikt m [g] m s [g] m w [g] Volym [cm3] w [%] ρ d [g/cm 3 ] ρ [g/cm 3 ] P1A ,20 2,02 2,19 P2A ,21 2,04 2,20 P3A ,66 2,14 2,30 P4A ,38 2,06 2,19 P5A ,87 2,15 2,84 P6A ,99 2,55 2,67 P7A ,52 2,16 2,44 P8A ,23 1,99 2,27 P9A ,88 1,85 2,07 P10A ,45 2,06 2,31 P11A ,54 2,11 2,37 P12A ,77 1,88 2,02 P13A ,53 1,95 2,06 P14A ,11 1,76 1,87 P15A ,61 1,74 1,89 P16A ,74 1,97 2,11 P1B ,33 2,31 2,53 P2B ,84 2,34 2,63 P3B ,61 2,31 2,61 P4B ,65 1,84 2,01 P5B ,81 2,48 2,72 P6B ,36 2,42 2,66 P7B ,88 1,96 2,17 P8B ,40 2,72 2,97 P9C ,06 1,93 2,13 P10C ,81 2,04 2,21 P11C ,18 2,01 2,24 P12C ,66 1,78 1,97 P13C ,00 1,96 2,16 P14C ,79 1,88 2,08 P15C ,21 2,46 2,73 P16C ,24 2,02 2,20 medel 2,09 2,31 99

115 100

116 ε [%] ε [%] ε [%] BILAGA F SOILTEST SIMULERING I Figur 1 till Figur 9 visas samtliga SoilTest simuleringar för baklängensberäkning av λ* och κ*. 0% CRS-försök - Prov 2,0 m σ' [kpa] % 10% 15% 20% 25% CRS 2,0 m λ*= 0,18 κ*=0,017 30% 35% Figur 1 Simulering av CRS-försök i PLAXIS SoilTest för provdjup 2,0 m 0% CRS-försök - Prov 3,0 m σ [kpa] % 10% 15% 20% 25% CRS 3,0 m κ*=0,012; λ*= 0,19 30% 35% Figur 2 Simulering av CRS-försök i PLAXIS SoilTest för provdjup 3,0 m 0% Simulering CRS-försök prov 5,0 m σ v [kpa] % 10% 15% 20% 25% CRS 5,0 m κ*=0,0165; λ*= 0, % 35% Figur 3 Simulering av CRS-försök i PLAXIS SoilTest för provdjup 5,0 m 101

117 ε [%] ε [%] ε [%] 0 Simulering CRS-försök 7,0 m σ v [kpa] ,05 0,1 0,15 0,2 CRS 7,0 m κ*=0,015 λ*= 0,1825 0,25 0,3 Figur 4 Simulering av CRS-försök i PLAXIS SoilTest för provdjup 7,0 m 0% Simulering CRS-försök 9,0 m σ v [kpa] % 10% 15% 20% 25% CRS 9,0 m κ*=0,014 λ*= 0,175 30% 35% 40% Figur 5 Simulering av CRS-försök i PLAXIS SoilTest för provdjup 9,0 m 0% Simulering CRS-försök 11,0 m σ v [kpa] % 10% 15% 20% CRS 11,0 m κ*=0,015 λ*= 0,17 25% 30% Figur 6 Simulering av CRS-försök i PLAXIS SoilTest för provdjup 11,0 m 102

118 ε [%] ε [%] ε [%] 0% Simulering CRS-försök 14,0 m σ v [kpa] % 10% 15% 20% CRS 14,0 m κ*=0,01650 λ*= 0, % 30% Figur 7 Simulering av CRS-försök i PLAXIS SoilTest för provdjup 14,0 m. 0% 5% 10% 15% 20% Simulering CRS-försök 16,0 m σ v [kpa] CRS 16,0 m κ*=0,0195 λ*= 0, % 30% Figur 8 Simulering av CRS-försök i PLAXIS SoilTest för provdjup 16,0 m. 0% Simulering CRS-försök 20 m σ v [kpa] % 10% 15% 20% CRS 20m κ*=0,018 λ*= 0,175 25% 30% Figur 9 Simulering av CRS-försök i PLAXIS SoilTest för provdjup 20,0 m 103

119 104

120 BILAGA G SIMULERADE TILLSKOTTSSPÄNNINGAR I Figur 1, Figur 2 och Figur 3 redovisas effektivspänningarna direkt efter bankuppbyggnad för simulering av bankhöjderna 1,5, 1,76 och 2,0 m i plant töjningstillstånd med linjärt elastiska material. I Figur 4 redovisas effektivspänningarna direkt efter bankuppbyggnad för motsvarande axelsymmetriska modell. Resultaten från simuleringarna i plant töjningstillstånd är relativt lika för samtliga bankhöjder på större djup. Figur 1 Effektivspänningar direkt efter bankuppbyggnad från linjärt elastisk modell med bankhöjd 1,5 m Figur 2 Effektivspänningar direkt efter bankuppbyggnad från linjärt elastisk modell med bankhöjd 1,76 m 105

121 Figur 3 Effektivspänningar direkt efter bankuppbyggnad från linjärt elastisk modell med bankhöjd 2,0 m Figur 4 Effektivspänningar direkt efter bankuppbyggnad simulerade med linjärt elastiskt material och i axelsymmetrisk modell. 106