Stabilitetsberäkning dubbelspont, Sek B-6 1 of 9 Östrand Bioraffineri 0. INLEDNING 0.1 Syfte och orientering Följande beräkning redogör för systeberäkning av dubbelspont vid. Beräkningens huvudsakliga syfte är att kontrollera: Spontens stabilitet i byggskedet ht spontens nedslagningsdjup. Kontroll av konstruktionens stabilitet i driftskede. Saanställning lasteffekter i spont och haarband. 0. Diensioneringsförutsättningar Norer: EKS 10. SS-EN 1997-1 Diensionering av geokonstruktioner Råd och anvisningar: Sponthandboken 018, diensionering av teporära konstruktioner. "Foundation engineering handbok" kap. 14 Cellular structures and braced excavations. Winterkorn F. "Advanced foundation engineering" kap. 14 Cellular cofferdas. Murthy V.N.S Grundförhållande och aterialparaetrar enligt MUR "GU Bioraffinaderi. Östrand assafabrik, Tirå koun". Sweco civil AB, preliinär handling 018-05-07. Dubbelspont utförs ed två spontväggar ner till friktionsjord. I beräkningen tas ingen hänsyn till eventuell länshållning i byggskede, saa vattentryck antas på båda sidor av sponten. 0.3 Innehåll 1. Geoetri. Jordparaetrar och säkerhetsklass 3. Etapp 1, Muddring 3.1 Spont ot land (Brottgränstillstånd) 3. Spont ot vatten (Brottgränstillstånd) 3.3. Kontroll passiv kil 3.4. Etapp 1, Muddring. Spont ot vatten (Bruksgränstillstånd) 4. Etapp. Fyllning 5. Etapp 3. Stabilitetsberäkningar 5.1 Glidning längs basen och stjälpning 5.3 Glidning ellan spontvägg och cellfyllning 5.4 Vertikalt skjuvbrott i cellitt 5.5 Horisontellt skjuvbrott (Cuings etod) 6. Saanställning
Stabilitetsberäkning dubbelspont, Sek B-6 of 9 1. Geoetri z ny_fyll 3.5 ÖK fylld cell z HB 1.5 CL haarband z MLW 0.57 MLW z sed.5 ÖK Förorenade sedient z ök_lera 5 ÖK Lera z ök_frik 18 ÖK friktionsjord z berg 31 Bergyta h 0 z HB z sed = 4 Avstånd Haarband till ÖK sedient h 1 z HB z ök_lera = 6.5 Avstånd Haarband till ÖK lera h z HB z MLW =.1 Avstånd Haarband till MLW h sed z sed z ök_lera =.5 Mäktighet Förorenade sedient h ny_fyll z ny_fyll z MLW = 4.1 Mäktighet ny fyllning ovan vatten h ny_fyll z MLW z ök_frik = 17.4 Mäktighet ny fyllning under vatten h lera z ök_lera z ök_frik = 13 Mäktighet lera h frik z ök_frik z berg = 13 Mäktighet friktionsjord
Stabilitetsberäkning dubbelspont, Sek B-6 3 of 9. Jordparaetrar och säkerhetsklass γ d 1 Säkerhetsklass 3 γ ϕ 1.3 Partialkoefficient för friktionsvinkel, enligt BFS 015:6, Kap 7.1. 39 Tabell I-6 γ cuk 1.5 Partialkoefficient för odränerad skjuvhållfasthet, enligt BFS 015:6, Kap 7.1. 39 Tabell I-6 γ γ 1.0 Partialkoefficient för aterialets tunghet, enligt BFS 015:6, Kap 7.1. 39 Tabell I-6 η 1.0 Oräkningsfaktor so tar hänsyn till den aktuella geokonstruktionen, se RKFM, kapitel 3. γ d 1.4 γ S_d = 1.4 Modellfaktor för beräkning av diensionerande snittkrafter vid bruksgräns (Spont, haarband, stag), se RKFM kapitel 3.4 η Fyllning i cellen ϕ k_nyfyll 45 tan ϕ k_nyfyll ϕ nyfyll atan = 37.6 K a_nyf tan 45 nyfyll = 0.4 K p_nyf tan 45 + nyfyll = 4.14 γ ϕ Diensionerande värden γ nyfyll 18 3 Förorenade sedient γ nyfyll 11 3 C uk_sed C uk_sed 3kPa C ud_sed = kpa γ cuk ϕ k_nyfyll ϕ k_nyfyll K ak_nyf tan 45 = 0.17 K pk_nyf tan 45 + = 5.88 Karakteristiska värden för beräkning av jordtryck vid stagbortfall γ sed 13 3 Lera vattensida γ sed 3 3 C uk_1 10kPa Lerans odränerade skjuvhållfasthet ÖK lera C ud_1 = 6.7kPa C uk_ C uk_1 + 1. kpa = h lera 5.6kPa Lerans odränerade skjuvhållfasthet UK lera C ud_ = 17.1kPa C uk_1 γ cuk C uk_ γ cuk γ Lera 17 3 γ Lera 7 3
Stabilitetsberäkning dubbelspont, Sek B-6 4 of 9 Lera landsida Förstärkning ed KC-pelare i skivor D800 s,4 0.8 µ KC =. 0.36 Täckningsgrad KC-pelare C uk_kc 100kPa Skjuvhållfasthet KC-pelare 1 µ C K_KC_1 1 µ KC KC C uk_1 + µ KC C uk_kc C uk_1 + µ KC C uk_kc = 4.7kPa C KC_1 = 8.5kPa Skjuvhållfasthet ÖK lera γ cuk 1 µ C K_KC_ 1 µ KC KC C uk_ + µ KC C uk_kc C uk_ + µ KC C uk_kc = 5.7kPa C KC_ = 35.1kPa Skjuvhållfasthet UK lera γ cuk Friktionsjord tan ϕ k_frik ϕ k_frik 33 ϕ d_frik atan = 6.5 K a_frik tan 45 ϕ d_frik = 0.38 K p_frik tan 45 + ϕ d_frik =.616 Diensionerande värden γ ϕ γ frik 18 3 γ frik 10 3 K ak_frik tan 45 ϕ k_frik = 0.95 K pk_frik tan 45 + ϕ k_frik = 3.39 Karakteristiska värden för beräkning av jordtryck vid stagbortfall K 0_frik 1 sin ϕ d_frik = 0.553 Diensionerande värde vilojordtryck
Stabilitetsberäkning dubbelspont, Sek B-6 5 of 9 3. Etapp 1, Muddring 3.1 Spont ot land (Brottgränstillstånd) Aktivt jordtryck nivå z ök_lera = 5 σ 1 h sed γ sed = 7.5kPa P 1 C ud_sed = 3.5kPa z ök_lera = 5 P 1aa C KC_1 = 49.5kPa σ 1 σ 1 P 1a if P 1aa > 0kPa = 0kPa a P 1aa else a 0kPa a z ök_frik = 18 σ + h lera γ Lera = 98.5kPa P C KC_ = 8.3kPa σ 1 z berg = 31 P a σ K a_frik = 37.7kPa z berg = 31 σ 3 σ + h frik γ frik = 8.5kPa P 3 σ 3 K a_frik = 87.4kPa σ Passivt jordtryck nivå z ök_frik = 18 z berg = 31 σ p1 h frik γ frik = 130kPa P p1 σ p1 K p_frik = 340.1kPa P l 1 = 4.7 l P P 1aa h lera l 1 = 8.7 h lera
Stabilitetsberäkning dubbelspont, Sek B-6 6 of 9 Diensionering nedslagningsdjup: Lastkobination: DA3, A för geotekniska laster enligt BFS015:6 Kap 0, 8 Ekv 6.10, Tabell B-4 (Uppsättning C) M a1 P 1 h sed + + = 3 h sed h 0 P l 1 + l 1 l + h 1 1. 10 3 Moent kring haarband 3 y 10 γ d 1.1 M a1 + P a y y P 3 P a + h lera + h 1 + y y + y h lera + h 1 1.0 P p1 y y + y h frik 3 h frik 3 y find(y) = 4.774 h lera + h 1 =0 z UK_Spont_Muddring y=.8 z ök_frik Haarbandslast per eter spontvägg: Lastkobination för geotekniska laster: Ekv. 6.10 (STR/GEO), Tabell B-4, EKS 10 Q E1 γ d 1.1 P 1 h sed + P l 1 P 3 P a + P a y+ y y P p1 y y = 6 h frik h frik Q E1 = 6
Stabilitetsberäkning dubbelspont, Sek B-6 7 of 9 Max oent i spont: Max oent uppstår vid tvärkraftsnollpunkt. x räknas positiv neråt från ök Lera Guess Values Constraints Solver x 10 Q E1 P 1 h sed + P l 1 z noll find(x) =.688 x =0 M ax_uddring P 1 h sed h sed + l + z noll + P z noll z noll Q E1 h 1 + l + z noll = 38.8 3 l 1 3 Moent kring tvärkraftsnollpunkt = M ax_uddring 38.8
Stabilitetsberäkning dubbelspont, Sek B-6 8 of 9 3. Spont ot vatten (Brottgränstillstånd) Aktivt jordtryck nivå z ök_lera = 5 P a1a C ud_1 = 13.3kPa P a1 if P a1a > 0kPa = 0kPa a P a1a else a 0kPa a z ök_frik = 18 σ 1 h lera γ Lera = 91kPa P a C ud_ = 56.9kPa σ 1 P aa σ 1 K a_frik = 34.8kPa z berg = 31 σ σ 1 + h frik γ frik = 1kPa P a3 σ K a_frik = 84.5kPa Passivt jordtryck nivå z ök_frik = 18 z berg = 31 σ p1 h frik γ frik = 130kPa P p1 σ p1 K p_frik = 340.1kPa P a l 1 = 10.5 l P a P a1a h lera l 1 =.469 h lera
Stabilitetsberäkning dubbelspont, Sek B-6 9 of 9 Diensionering nedslagningsdjup: Lastkobination: DA3, A för geotekniska laster enligt BFS015:6 Kap 0, 8 Ekv 6.10, Tabell B-4 (Uppsättning C) M a1 P a l 1 + l 1 l + h 1 = 4.8 10 3 Moent kring haarband 3 Guess Values Constraints Solver y 10 γ d 1.1 M a1 y find(y) = 6.45 + P aa y y P a3 P aa + h lera + h 1 + y y + y h frik 3 h lera + h 1 1.0 P p1 y y + y h frik 3 h lera + h 1 =0 z UK_Spont_uddr_vatten y= 4.5 z ök_frik Haarbandslast per eter spontvägg: Lastkobination för geotekniska laster: Ekv. 6.10 (STR/GEO), Tabell B-4, EKS 10 Q E γ d 1.1 P a l 1 P a3 P aa + P aa y+ y y P p1 y y = 119.3 h frik h frik Q E = 119.3
Stabilitetsberäkning dubbelspont, Sek B-6 10 of 9 Max oent i spont: Max oent i spont uppstår i lerskiktet. Last från otstående strävan ökar böjoent i sponten på vattensidan. Guess Values Constraints Solver x 10 Q E P a l 1 x =0 z noll find(x) = 6.646 M ax_uddring_vatten P a z noll z noll Q E h 1 + l + z noll = 1.6 10 3 l 1 3 = M ax_uddring_vatten 1.598 10 3 Moent kring tvärkraftsnollpunkt
Stabilitetsberäkning dubbelspont, Sek B-6 11 of 9 3.3. Kontroll passiv kil z UK_Spont_Muddring =.8 Nedslagningsdjup spont ot land z UK_Spont_uddr_vatten = 4.5 Nedslagningsdjup spont vattensida L kil_land z UK_Spont_Muddring z ök_frik tan 45 + ϕ d_frik = 7.7 L kil_vatten z UK_Spont_uddr_vatten z ök_frik tan 45 + ϕ d_frik = 10.4 B L kil_land + L kil_vatten = 18. Under projektering koer konstruktionen att optieras.
Stabilitetsberäkning dubbelspont, Sek B-6 1 of 9 3.4 Etapp 1, Muddring. Spont ot vatten (Bruksgränstillstånd). Aktivt jordtryck nivå z ök_lera = 5 P a1a C uk_1 = 0kPa P a1 if P a1a > 0kPa = 0kPa a P a1a else a 0kPa a z ök_frik = 18 σ 1 h lera γ Lera = 91kPa P a C uk_ = 39.8kPa σ 1 P aa σ 1 K ak_frik = 6.8kPa z berg = 31 σ σ 1 + h frik γ frik = 1kPa P a3 σ K ak_frik = 65.kPa Passivt jordtryck nivå z ök_frik = 18 z berg = 31 σ p1 h frik γ frik = 130kPa P p1 σ p1 K pk_frik = 441kPa P a l 1 = 8.7 l P a P a1a h lera l 1 = 4.3 h lera
Stabilitetsberäkning dubbelspont, Sek B-6 13 of 9 Diensionering nedslagningsdjup: Lastkobination 6.16b enligt SS-EN 1990, avsnitt 6.4.3.3. Exceptionella diensioneringssituationer. M a1 P a l 1 + l 1 l + h 1 =.9 10 3 Moent kring haarband 3 y 10 1.0 M a1 + P aa y y P a3 P aa + h lera + h 1 + y y + y h lera + h 1 1.0 P p1 y y + y h frik 3 h frik 3 y find(y) = 3.854 h lera + h 1 =0 z UK_Spont_uddr_vatten_bruk y= 1.9 z ök_frik Haarbandslast per eter spontvägg: Lastkobination för geotekniska laster: Ekv. 6.10 (STR/GEO), Tabell B-4, EKS 10 Q HB_bruk P a l 1 P a3 P aa + P aa y+ y y = h frik P p1 y y 45.6 h frik
Stabilitetsberäkning dubbelspont, Sek B-6 14 of 9 Max oent i spont: Max oent i spont uppstår i lerskiktet. Last från otstående strävan ökar böjoent i sponten på vattensidan. Guess Values Constraints Solver x 10 Q HB_bruk P a l 1 x =0 z noll find(x) = 4.45 M ax_uddring_vatten_bruk P a z noll z noll Q HB_bruk h 1 + l + z noll = 69.3 l 1 3 Moent kring tvärkraftsnollpunkt Q HB_bruk_di γ S_d Q HB_bruk = 63.8 M ax_uddring_vatten_bruk_di γ S_d M ax_uddring_vatten_bruk = 881
Stabilitetsberäkning dubbelspont, Sek B-6 15 of 9 4. Etapp. Fyllning Aktivt jordtryck nivå z ny_fyll = 3.5 z MLW = 0.6 σ.1 h ny_fyll γ nyfyll = 73.3kPa P.1 σ.1 K a_nyf = 17.8kPa z ök_frik = 18 σ. σ.1 + h ny_fyll γ nyfyll = 65kPa P. σ. K a_nyf = 64.kPa z ök_frik = 18 P.a σ. K a_frik = 101.3kPa z berg = 31 σ.3 σ. + h frik γ frik = 395kPa P.3 σ.3 K a_frik = 151kPa Passivt jordtryck nivå z ök_lera = 5 P p.0 C ud_1 = 13.3kPa z ök_frik = 18 σ p.1 h lera γ Lera = 91kPa P p.1 + C ud_ = 15.1kPa z berg = 31 P p.1a σ p.1 K p_frik = 38kPa z berg = 31 σ p. σ p.1 + h frik γ frik = 1kPa P p. σ p. K p_frik = 578.1kPa σ p.1
Stabilitetsberäkning dubbelspont, Sek B-6 16 of 9 Diensionering nedslagningsdjup: Lastkobination: DA3, A för geotekniska laster enligt BFS015:6 Kap 0, 8 Ekv 6.10, Tabell B-4 (Uppsättning C) Moent kring haarband h ny_fyll M a_1.1 P.1 h 1 = 3 h ny_fyll 5.8 h ny_fyll h ny_fyll h ny_fyll M a_1. P.1 h ny_fyll + h + P. P.1 + h = 8.9 10 3 3 h lera M p_1.1 P p.0 h lera + h 1 + P p.1 P p.0 + = 3 h lera h 1 1.3 10 4 h lera y 10 γ d 1.1 M a_1.1 + M a_1. + P.a y y P.3 P.a + h lera + h 1 + y y + y h lera + h 1 h frik 3 y find(y) = 1.76 M p_1.1 + P p.1a y y P p. P p.1a + h lera + h 1 + y y + y h frik 3 h lera + h 1 =0 Negativt värde: dvs lerans otstånd räcker so othåll. Detta lastfall bedös inte vara diensionerande.
Stabilitetsberäkning dubbelspont, Sek B-6 17 of 9 5. Etapp 3. Stabilitetsberäkningar Brottanalys: 1.. 3. 4. Glidning längs basen och stjälpning Glidning ellan spontvägg och cellfyllning Vertikalt skjuvbrott i cellitt Horisontellt skjuvbrott
Stabilitetsberäkning dubbelspont, Sek B-6 18 of 9 Ny indata: z ök_kross 5.5 ÖK Kross z ök_aska 1.0 ÖK Aska z ök_stab z sed =.5 ÖK Stabilat z uk_stab 7 UK stabilat z Rot z ök_frik = 18 Rotationspunkt z UK_spont =.8 Nedslagningsdjup spont z UK_Spont_Muddring h ÖL z ök_kross z ny_fyll = Krossaterial över cellspont betraktas so överlast h kross z ny_fyll z ök_aska =.5 Mäktighet kross h aska z ök_aska z MLW = 1.6 Mäktighet aska ovan MLW h aska z MLW z ök_stab = 1.9 Mäktighet kross under MLW h stab z ök_stab z uk_stab = 4.5 Mäktighet Stabilat h KC_först z uk_stab z ök_frik = 11 Mäktighet KC-pelarförstärkning h UK_spont z ök_frik z UK_spont = 4.8 Nedslagningsdjup i friktionsjord Repetition indata: z ny_fyll = 3.5 ÖK fylld cell z HB = 1.5 CL haarband z MLW = 0.6 MLW z ök_frik = 18 ÖK friktionsjord h 0 = 4 Avstånd Haarband till ÖK stabilat h 1 = 6.5 Avstånd Haarband till sjöbotten
Stabilitetsberäkning dubbelspont, Sek B-6 19 of 9 h =.1 Avstånd Haarband till MLW h ny_fyll = 4.1 Mäktighet ny fyllning ovan vatten h ny_fyll = 17.4 Mäktighet ny fyllning under vatten h lera = 13 Mäktighet lera Bergkross γ kross 18 3 γ kross 11 3 tan ϕ k_kross ϕ k_kross 45 ϕ kross atan = 37.6 K a_kross tan 45 ϕ kross = 0.4 γ ϕ Aska γ aska 15 3 γ aska 5 3 tan ϕ k_aska ϕ k_aska 8 ϕ aska atan =. K a_aska tan 45 ϕ aska = 0.451 γ ϕ Stabilat C uk_stab 60kPa C ud_stab = 40kPa γ stab KC-pelare 15 3 γ stab C uk_stab γ cuk 5 3 C KC_1 = 8.5kPa Diensionerande skjuvhållfasthet ÖK lera C KC_ = 35.1kPa Diensionerande skjuvhållfasthet UK lera
Stabilitetsberäkning dubbelspont, Sek B-6 0 of 9 5.1 Glidning längs basen och stjälpning Aktivt jordtryck nivå z ny_fyll = 3.5 σ s.0 h ÖL γ kross = 36kPa P s.0 σ s.0 K a_kross = 8.7kPa z ök_aska = 1 σ s.1 σ s.0 + h kross γ kross = 81kPa P s.1 σ s.1 K a_kross = 19.6kPa P s.1a σ s.1 K a_aska = 36.5kPa z MLW = 0.6 σ s. σ s.1 + h aska γ aska = 104.6kPa P s. σ s. K a_aska = 47.1kPa z ök_stab =.5 σ s.3 σ s. + h aska γ aska = 114.kPa P s.3 σ s.3 K a_aska = 51.5kPa P s.3a C ud_stab = 34.kPa z uk_stab = 7 σ s.4 + h stab γ stab = 136.7kPa P s.4 C ud_stab = 56.7kPa σ s.3 σ s.3 σ s.4 P s.4a C KC_1 = 79.7kPa z ök_frik = 18 σ s.5 + h KC_först γ Lera = 13.7kPa P s.5 C KC_ = 143.5kPa σ s.4 z UK_spont =.8 σ s.6 + = 61.4kPa σ s.5 h UK_spont γ frik σ s.4 σ s.5 Passivt jordtryck nivå z ök_lera = 5 P p.1 C ud_1 = 13.3kPa z ök_frik = 18 σ p.1 h lera γ Lera = 91kPa P p. + C ud_ = 15.1kPa σ p.1
Stabilitetsberäkning dubbelspont, Sek B-6 1 of 9 Lastresultant aktivt jordtryck P s.1 + P s.0 P a0 h kross = 35.5 P s. + P s.1a P a1 h aska = P s.3 + P s. P a h aska = 65.7 95. P s.4 + P s.3a P a3 h stab = 04.5 P s.5 + P s.4a P a4 h = KC_först 1. 10 3 Lastresultant passivt jordtryck P p.1 + P p. P pa.1 h lera = 900
Stabilitetsberäkning dubbelspont, Sek B-6 of 9 Stabiliserande tyngd av cellfyllning: B 15 Teoretisk avstånd ellan spontväggar G cell B h ny_fyll γ nyfyll + h ny_fyll γ nyfyll = 4 10 3 Lastkobinering (EQU) enligt BFS 015:6 Kap 0, 6, Tabell B-. (uppsättning A) P dest P a0 + P a1 + P a + P a3 + P a4 = 1.6 10 3 G stab G cell tan ϕ d_frik = 10 3 Destabiliserande aktiva jordtrycket Stabiliserande friktionskraft från celltyngden R H γ d 1.1 P dest 0.9 P pa.1 = 981.4 R d 0.9 G stab = 1.8 10 3 R d µ glidning = 1.8 > 1,0 då partialkoefficienter används i beräkning. OK! R H Enligt foundation engineering handbok > 1,5 för peranenta konstruktioner utan partialkoefficinter entligt ovan.
Stabilitetsberäkning dubbelspont, Sek B-6 3 of 9 Moent räknas kring rotationspunkten Destabiliserande oent Kross ovan MLW M dest_0 P s.0 h kross + h kross h aska + h aska + h stab + h KC_först + P s.1 P s.0 h kross + h kross h aska + h aska + h stab + h KC_först = 71.4 3 Aska ovan MLW Aska under MLW Stabilat Konsoliderat Lera Stabiliserande oent Lera Celltyngd M dest_1 P s.1a h aska + h aska h aska + h stab + h KC_först + P s. P s.1a h aska + h aska h aska + h stab + h KC_först = 1. 10 3 3 M dest_ P s. h aska + h aska h stab + h KC_först + P s.3 P s. h aska + h aska h stab + h KC_först = 1.6 10 3 3 M dest_3 P s.3a h stab h stab + h KC_först + P s.4 P s.3a h stab h stab + h KC_först =.7 10 3 3 h KC_först h KC_först M dest_4 P s.4a + P s.5 P s.4a = 6.1 10 3 3 h lera h lera M stab P p.1 + P p. P p.1 = 4.3 10 3 3 M stab_cell G cell B = 3 10 4
Stabilitetsberäkning dubbelspont, Sek B-6 4 of 9 Friktion ellan friktionsjord och spont Då rörelse i spontväggen ot landsida är begränsad finns det ingen öjlighet för utveckling av passiva jordtryck pga stjälpning kring rotationspunkten. Vilojordtryck antas utveckla på öse sidor av sponten. Friktionen ellan aterialet so finns på insidan och utsidan av cellen skapar en nedåtriktad friktionskraft so stabiliserar cellen. Endast friktion från dubbelspontens utsida tillgodoräknas i stabilitetsberäkning. Lastkobinering (EQU) enligt BFS 015:6 Kap 0, 6, Tabell B-. (uppsättning A) h friktion z ök_frik z UK_spont = 4.8 Spontvägg so drivs i friktionsjord f 0.3 Vilojordtryck utsidan spontcell Vertikal spänning enligt kap. 5.1 Glidning längs basen Friktionskoefficient ellan stål och jord z ök_frik = 18 σ s.5 = 13.7kPa P 0.1 σ s.5 K 0_frik = 118.kPa z UK_spont =.8 σ s.6 = 61.4kPa P 0. σ s.6 K 0_frik = 144.6kPa P 0.1 + P 0. P o_ut h friktion = 67.3 P ut_fr P o_ut f= 188. M ut_fr P ut_fr B=.8 10 3 M H γ d 1.1 M dest_0 + M dest_1 + M dest_ + M dest_3 + M dest_4 0.9 + M ut_fr = 7.1 10 3 M d 0.9 M stab_cell =.7 10 4 M stab M d µstjälpning = M H 3.8 e = 1.8 M H G cell
Stabilitetsberäkning dubbelspont, Sek B-6 5 of 9 5. Glidning ellan spontvägg och cellfyllning I det studerade fallet är det aktiva jordtrycket so trycker ot spontväggen, efterso vattentrycket är i stort sätt lika stor kring cellens väggar. M 0 M dest_0 + M dest_1 + M dest_ + M dest_3 + M dest_4 = 1. 10 4 Moent aktiva jordtryck V 0 P a0 + P a1 + P a + P a3 + P a4 = 1.6 10 3 Tvärkraft aktiva jordtryck M 0 y = 7.5 V 0 Lastresultantens höjd tan ϕ nyfyll µ glidning_spont_fyll B = 1.5 y
Stabilitetsberäkning dubbelspont, Sek B-6 6 of 9 5.3 Vertikalt skjuvbrott i cellitt
Stabilitetsberäkning dubbelspont, Sek B-6 7 of 9 Lastkobinering (EQU) enligt BFS 015:6 Kap 0, 6, Tabell B-. (uppsättning A) M stjälp γ d 1.1 M dest_0 + M dest_1 + M dest_ + M dest_3 + M dest_4 = 1.3 10 4 M stab 0.9 M stab + M ut_fr = 6.4 10 3 Aktiva jordtryck Passiva jordtryck från lera och stabiliserande friktionskraft ellan spont och friktionsjord M stjälp M stab V 1.5 = 709 B Skjuvkraft cos ϕ nyfyll K A_Nyfyll = 0.5 Koefficient aktiva jordtryck för fyllning, enligt litteratur ovan cos ϕ nyfyll Skjuvotstånd i cellitt S r 1 γ nyfyll h ny_fyll + γ nyfyll h ny_fyll K A_Nyfyll tan ϕ nyfyll = 641. Nedan räknas stabiliserande friktionskraft ellan cellfyllningsaterial och spontväggen. Jordtrycksberäkning ot spontväggen enligt fig. 14.14 ovan H 0.75 h ny_fyll + h ny_fyll = 16.1 dvs. z H H + z ny_fyll = 1.6 nivå z MLW = 0.6 σ 1 h ny_fyll γ nyfyll = 73.3kPa P 1 σ 1 K A_Nyfyll = 33.6kPa P A.1 P 1 = 68.3 z H = 1.6 σ σ 1 + H h ny_fyll γ nyfyll = 05.9kPa P σ K A_Nyfyll = 94.3kPa H h P A. P 1 + P ny_fyll = z Rot = 18 P 3 0kPa z P A.3 P + P 3 H z Rot = P A 0.9 P A.1 + P A. + P A.3 = 983 f 0.3 fritkionskoefficient ellan stål och fyllning Sua jordtryck ed profil enligt Fig. 14.4 (b) P T f P A = 94.9 S r + P T µ skjuvbott = 1.3 V h ny_fyll 770.5 53.4
Stabilitetsberäkning dubbelspont, Sek B-6 8 of 9 5.4 Horisontell skjuvbrott (Cuings etod) B= 15 H z ny_fyll z Rot = 1.5 c B tan ϕ nyfyll = 11.5 a H c= 10 h ny_fyll γ nyfyll + γ nyfyll a h ny_fyll γ a = 13.9 a γ c γ nyfyll = 11 3 3 Viktad tunghet ellan fyllning ovan och under MLW Viktad tunghet ino c ellan nyfyllning och orän M R =R 1 c + R c 3 där: = R 1 = R a c γ a c γ c M H = 7.1 10 3 Enligt tidigare beräkning µ cuings M R + M T =.7 M H M R + a c γ a c 3 γ c = 1.5 10 4 3 M T P A f B= 4.4 10 3 Stabiliserande oent per eter spont Stabiliserande oent per eter spont
Stabilitetsberäkning dubbelspont, Sek B-6 9 of 9 6 Saanställning Etapp 1 Muddring, spont ot land z UK_Spont_Muddring =.8 Nedslagningsdjup = M ax_uddring Q E1 = 6 38.8 Max oent Haarbandslast per eter spont Etapp 1 Muddring, spont ot vatten Etapp 1 Muddring (Stagbortfall) z UK_Spont_uddr_vatten = 4.5 z UK_Spont_uddr_vatten_bruk = 1.9 Nedslagningsdjup = M ax_uddring_vatten Q E = 119.3 Etapp. Fyllning 1.6 10 3 Etapp är inte diensionerande = M ax_uddring_vatten_bruk_di Q HB_bruk_di = 63.8 881 Max oent Haarbandslast per eter spont Etapp 3. Stabilitetsberäkningar Satliga beräkningar föruto kontroll av glidning ellan spontvägg och fyllning är beräknade ed lastkobinationer enligt EKS 10, dvs > 1,0 är OK! Nedan redovisas även insta säkerhetsfaktorer enligt litteraturen där partialkoefficienter ej har använts. µ glidning = 1.8 > 1,5 µ stjälpning = 3.78 > 1,5 e= 1.78 Lastresultanten < B =.5 6 µ glidning_spont_fyll = 1.53 > 1,1-1,5 µ skjuvbott = 1.3 > 1,5 µ cuings =.71 > 1,5
Stabilitetsberäkning dubbelspont, Sek B-7 1 of 31 Östrand Bioraffineri 0. INLEDNING 0.1 Syfte och orientering Följande beräkning redogör för systeberäkning av dubbelspont vid. Beräkningens huvudsakliga syfte är att kontrollera: Spontens stabilitet i byggskedet ht spontens nedslagningsdjup. Kontroll av konstruktionens stabilitet i driftskede. Saanställning lasteffekter i spont och haarband. 0. Diensioneringsförutsättningar Norer: EKS 10. SS-EN 1997-1 Diensionering av geokonstruktioner Råd och anvisningar: Sponthandboken 018, diensionering av teporära konstruktioner. "Foundation engineering handbook" kap. 14 Cellular structures and braced excavations. Winterkorn F. "Advanced foundation engineering" kap. 14 Cellular cofferdas. Murthy V.N.S Grundförhållande och aterialparaetrar enligt MUR "GU Bioraffinaderi. Östrand assafabrik, Tirå koun". Sweco civil AB, preliinär handling 018-05-07. Dubbelspont utförs ed två spontväggar ner till friktionsjord. I beräkningen tas ingen hänsyn till eventuell länshållning i byggskede, saa vattentryck antas på båda sidor av spontväggen. 0.3 Innehåll 1. Geoetri. Jordparaetrar och säkerhetsklass 3. Etapp 1, Muddring 3.1 Spont ot land (Brottgränstillstånd) 3. Spont ot vatten (Brottgränstillstånd) 3.3. Kontroll stabilitet spontvägg på vattensidan. Rotationspunkt 1 3.4. Kontroll stabilitet spontvägg på vattensidan. Rotationspunkt 3.5. Kontroll passiv kil 3.6 Etapp 1, Muddring. Spont ot land (Bruksgränstillstånd) 4. Etapp. Fyllning 5. Etapp 3. Stabilitetsberäkningar 5.1 Glidning längs basen och stjälpning 5.3 Glidning ellan spontvägg och cellfyllning 5.4 Vertikalt skjuvbrott i cellitt 5.5 Horisontellt skjuvbrott (Cuings etod) 6. Saanställning
Stabilitetsberäkning dubbelspont, Sek B-7 of 31 1. Geoetri z ny_fyll 3.5 ÖK fylld cell z HB 1.5 CL haarband z MLW 0.57 MLW z ök_lera_1.0 ÖK Lera 1 z ök_lera 5 ÖK Lera z ök_frik 14.5 ÖK friktionsjord z berg 8 Bergyta h 0 z HB z ök_lera_1 = 3.5 Avstånd Haarband till ÖK lera 1 h 1 z HB z ök_lera = 6.5 Avstånd Haarband till ÖK kohesionsjord h z HB z MLW =.07 Avstånd Haarband till MLW h lera_1 z ök_lera_1 z ök_lera = 3 Mäktighet Lera 1 h ny_fyll z ny_fyll z MLW = 4.07 Mäktighet ny fyllning ovan vatten h ny_fyll z MLW z ök_frik = 13.93 Mäktighet ny fyllning under vatten h lera z ök_lera z ök_frik = 9.5 Mäktighet lera h frik z ök_frik z berg = 13.5 Mäktighet friktionsjord
Stabilitetsberäkning dubbelspont, Sek B-7 3 of 31. Jordparaetrar och säkerhetsklass γ d 1 Säkerhetsklass 3 γ ϕ 1.3 Partialkoefficient för friktionsvinkel, enligt BFS 015:6, Kap 7.1. 39 Tabell I-6 γ cuk 1.5 Partialkoefficient för odränerad skjuvhållfasthet, enligt BFS 015:6, Kap 7.1. 39 Tabell I-6 γ γ 1.0 Partialkoefficient för aterialets tunghet, enligt BFS 015:6, Kap 7.1. 39 Tabell I-6 η 1.0 Oräkningsfaktor so tar hänsyn till den aktuella geokonstruktionen, se RKFM, kapitel 3. γ d 1.4 γ S_d = 1.4 Modellfaktor för beräkning av diensionerande snittkrafter vid bruksgräns (Spont, haarband, stag), se RKFM kapitel 3.4 η Fyllning i cellen ϕ k_nyfyll 45 tan ϕ k_nyfyll ϕ nyfyll atan = 37.6 K a_nyf tan 45 nyfyll = 0.4 K p_nyf tan 45 + nyfyll = 4.14 γ ϕ Diensionerande värden γ nyfyll 18 3 γ nyfyll 11 Förorenade sedient ej uddrad botten 3 C uk_lera_1 C uk_lera_1 5kPa C ud_lera_1 = 3.3kPa γ sed Lera γ Lera 16 3 17 3 γ sed γ Lera 6 3 γ cuk 7 3 ϕ k_nyfyll ϕ k_nyfyll K ak_nyf tan 45 = 0.17 K pk_nyf tan 45 + = 5.88 C uk_1 Karakteristiska värden för beräkning av jordtryck vid stagbortfall C uk_1 10kPa C ud_1 = 6.7kPa Lerans odränerad skjuvhållfasthet ÖK lera γ cuk C uk_ C uk_1 + 1. kpa = h lera 1.4kPa C ud_ = 14.3kPa Lerans odränerad skjuvhållfasthet UK lera γ cuk Friktionsjord tan ϕ k_frik ϕ k_frik 33 ϕ d_frik atan = 6.5 K a_frik tan 45 ϕ d_frik = 0.38 K p_frik tan 45 + ϕ d_frik =.616 Diensionerande värden γ ϕ γ frik 18 3 γ frik 10 3 C uk_ K ak_frik tan 45 ϕ k_frik = 0.95 K pk_frik tan 45 + ϕ k_frik = 3.39 Karakteristiska värden för beräkning av jordtryck vid stagbortfall K 0_frik 1 sin ϕ d_frik = 0.553 Diensionerande värde vilojordtryck
Stabilitetsberäkning dubbelspont, Sek B-7 4 of 31 3. Etapp 1, Muddring 3.1 Spont ot land (Brottgränstillstånd) Aktivt jordtryck nivå z ök_lera = 5 σ 1 h lera_1 γ sed = 18kPa P 1 C ud_lera_1 = 11.333kPa z ök_lera = 5 P 1aa C ud_1 = 4.667kPa σ 1 σ 1 P 1a if P 1aa > 0kPa = 4.667 kpa a P 1aa else a 0kPa a z ök_frik = 14.5 σ + h lera γ Lera = 84.5kPa P C ud_ = 55.967kPa σ 1 z berg = 8 P a σ K a_frik = 3.30kPa z berg = 8 σ 3 σ + h frik γ frik = 19.5kPa P 3 σ 3 K a_frik = 83.91kPa Passivt jordtryck nivå σ z ök_frik = 14.5 z berg = 8 σ p1 h frik γ frik = 135kPa P p1 σ p1 K p_frik = 353.147kPa P l 1 = 10.364 l P P 1aa h lera l 1 = 0.864 Oriligt att l < 0 h lera l 1 h lera = 9.5 0 l
Stabilitetsberäkning dubbelspont, Sek B-7 5 of 31 Diensionering nedslagningsdjup: Lastkobination: DA3, A för geotekniska laster enligt BFS015:6 Kap 0, 8 Ekv 6.10, Tabell B-4 (Uppsättning C) M a1 P 1 h lera_1 + + = 3 h lera_1 h 0 P l 1 + l 1 l + h 1 3.505 10 3 Moent kring haarband 3 y 10 γ d 1.1 M a1 + P a y y P 3 P a + h lera + h 1 + y y + y h lera + h 1 1.0 P p1 y y + y h frik 3 h frik 3 y find(y) = 6.001 h lera + h 1 =0 z UK_Spont_Muddring y= 0.501 z ök_frik Haarbandslast per eter spontvägg: Lastkobination: DA3, A för geotekniska laster enligt Tabell 3.1. Sponthandboken 018 och BFS015:6, Ekv 6.10 enligt Tabell B-4 Q E1 γ d 1.1 P 1 h lera_1 + P l 1 P 3 P a + P a y+ y y P p1 y y = 19 h frik h frik Q E1 = 19
Stabilitetsberäkning dubbelspont, Sek B-7 6 of 31 Max oent i spont: Max oent uppstår vid tvärkraftsnollpunkt. x räknas positiv neråt från ök Lera Guess Values Constraints Solver x 10 Q E1 P 1 h lera_1 + P l 1 z noll find(x) = 6.167 x =0 M ax_uddring P 1 h lera_1 + h lera_1 l + z noll + P z noll z noll Q E1 h 1 + l + z noll = 1.8 10 3 3 l 1 3 Moent kring tvärkraftsnollpunkt = M ax_uddring 1.8 10 3
Stabilitetsberäkning dubbelspont, Sek B-7 7 of 31 3. Spont ot vatten (Brottgränstillstånd) Aktivt jordtryck nivå z ök_lera = 5 P a1a C ud_1 = 13.333kPa P a1 if P a1a > 0kPa = 0kPa a P a1a else a 0kPa a z ök_frik = 14.5 σ 1 h lera γ Lera = 66.5kPa P a C ud_ = 37.967kPa σ 1 P aa σ 1 K a_frik = 5.41kPa z berg = 8 σ σ 1 + h frik γ frik = 01.5kPa P a3 σ K a_frik = 77.09kPa Passivt jordtryck nivå z ök_frik = 14.5 z berg = 8 σ p1 h frik γ frik = 135kPa P p1 σ p1 K p_frik = 353.147kPa P a l 1 = 7.031 l P a P a1a h lera l 1 =.469 h lera
Stabilitetsberäkning dubbelspont, Sek B-7 8 of 31 Diensionering nedslagningsdjup: Lastkobination: DA3, A för geotekniska laster enligt BFS015:6 Kap 0, 8 Ekv 6.10, Tabell B-4 (Uppsättning C) M a1 P a l 1 + l 1 l + h 1 = 1.83 10 3 Moent kring haarband 3 Guess Values Constraints Solver y 10 γ d 1.1 M a1 y find(y) = 4.553 + P aa y y P a3 P aa + h lera + h 1 + y y + y h frik 3 h lera + h 1 1.0 P p1 y y + y h frik 3 h lera + h 1 =0 z UK_Spont_uddr_vatten y= 19.053 z ök_frik σ 1 + y γ frik K a_frik = 4.88kPa y γ frik K p_frik = 119.109kPa Haarbandslast per eter spontvägg: Lastkobination: DA3, A för geotekniska laster enligt BFS015:6 Kap 0, 8 Ekv 6.10, Tabell B-4 (Uppsättning C) Q E γ d 1.1 P a l 1 P a3 P aa + P aa y+ y y P p1 y y = 46.6 h frik h frik Q E = 46.6
Stabilitetsberäkning dubbelspont, Sek B-7 9 of 31 Max oent i spont: Max oent i spont uppstår i lerskiktet. Last från otstående strävan ökar böjoent i sponten på vattensidan. Guess Values Constraints Solver x 10 Q E P a l 1 x =0 z noll find(x) = 4.153 M ax_uddring_vatten P a z noll z noll Q E h 1 + l + z noll = 546.553 l 1 3 = M ax_uddring_vatten 546.553 Moent kring tvärkraftsnollpunkt
Stabilitetsberäkning dubbelspont, Sek B-7 10 of 31 3.3. Kontroll stabilitet spontvägg på vattensidan. Rotationspunkt 1 Konroll av spont ht haarbandslast från spontvägg från landsida. Rotationspunkt vid schaktbotten. Q E1 = 19 Staglast från spontvägg från landsidan z UK_Spont_uddr_vatten 19.5 Nedslagningsdjup i friktionsjord ökar för att uppfylla villkor. h UK_spont z ök_frik z UK_Spont_uddr_vatten = 5 Lera, passiva jordtryck: z ök_lera = 5 P p0 C ud_1 = 13.333kPa z ök_frik = 14.5 σ 1 h lera γ Lera = 66.5kPa P p1 + C ud_ = 95.033kPa Friktionsjord, aktiva jordtryck: z ök_frik = 14.5 P a1 σ 1 K a_frik = 5.41kPa z UK_Spont_uddr_vatten = 19.5 σ σ 1 + h UK_spont γ frik = 116.5kPa P a σ K a_frik = 44.535kPa Friktionsjord, passiva jordtryck: z ök_frik = 14.5 z UK_Spont_uddr_vatten = 19.5 σ 3 h UK_spont γ frik = 50kPa P p σ 3 K p_frik = 130.795kPa Moent kring rotationspunkt: M HB Q E1 h 1 + h lera =.064 10 3 h UK_spont h UK_spont M p_frik P p = 1.09 10 3 3 h UK_spont h M a_frik P a1 + P a P a1 UK_spont = 477.051 3 h lera h lera M p_lera P p0 + P p1 P p0 = 1.831 10 3 3 M stab M p_lera + M p_frik =.91 10 3 M destab M HB + M a_frik =.541 10 3 M stab σ 1 Haarbandslast vid utförande av uddring i byggskede Mothållande friktionsjord Aktiva jordtryck orän Mothållande lera µ = 1.045 > 1,0 OK! 1.1 M destab
Stabilitetsberäkning dubbelspont, Sek B-7 11 of 31 3.4. Kontroll stabilitet spontvägg på vattensidan. Rotationspunkt Konroll av spont ht haarbandslast från spontvägg från landsida. Rotationspunkt UK spont h UK_spont = 5 Passiva jordtryck: P p0 C ud_1 = 13.333kPa z ök_frik = 14.5 σ 1 h lera γ Lera = 66.5kPa P p1 + C ud_ = 95.033kPa σ 1 P p1a σ 1 K p_frik = 173.957kPa z UK_Spont_uddr_vatten = 19.5 σ σ 1 + h UK_spont γ frik = 116.5kPa P p σ K p_frik = 304.75kPa Aktiva jordtryck: z ök_frik = 14.5 z UK_Spont_uddr_vatten = 19.5 σ 3 h UK_spont γ frik = 50kPa P a1 σ 3 K a_frik = 19.114kPa Moent kring rotationspunkt: M HB Q E1 h 1 + h lera + h UK_spont =.709 10 3 h UK_spont M a_frik P a1 = 79.641 3 h UK_spont h UK_spont Haarbandslast vid utförande av uddring i byggskede Aktiva jordtryck friktionsjord M p_frik P p1a + P p P p1a =.719 10 3 Mothållande friktionsjord 3 M p_lera P p0 h lera h lera + h UK_spont + P p1 P p0 h lera + h lera h UK_spont = 4.404 10 3 Mothållande lera 3 M stab M p_lera + M p_frik = 7.14 10 3 M destab M HB + M a_frik =.789 10 3 M stab µ =.3 > 1,0 OK! 1.1 M destab
Stabilitetsberäkning dubbelspont, Sek B-7 1 of 31 Max oent i spont: Max oent i spont uppstår i lerskiktet. Last från otstående strävan ökar böjoent i sponten på vattensidan. Guess Values Constraints Solver x 10 P p1 P p0 Q E1 P p0 x+ x =0 h lera z noll find(x) = 4.14 M ax_uddring_vatten P p0 z noll P p1 P p0 + z noll z noll Q E1 h 1 + z noll = 1.157 10 3 h lera 3 = M ax_uddring_vatten 1.157 10 3 Moent kring tvärkraftsnollpunkt
Stabilitetsberäkning dubbelspont, Sek B-7 13 of 31 3.5. Kontroll passiv kil z UK_Spont_Muddring = 0.501 Nedslagningsdjup spont ot land z UK_Spont_uddr_vatten = 19.5 Nedslagningsdjup spont vattensida L kil_land z UK_Spont_Muddring z ök_frik tan 45 + ϕ d_frik = 9.707 L kil_vatten z UK_Spont_uddr_vatten z ök_frik tan 45 + ϕ d_frik = 8.087 B L kil_land + L kil_vatten = 17.793 Under projektering koer konstruktionen att optieras.
Stabilitetsberäkning dubbelspont, Sek B-7 14 of 31 3.6 Etapp 1, Muddring. Spont ot land (Bruksgränstillstånd). Aktivt jordtryck nivå z ök_lera = 5 σ 1 h lera_1 γ sed = 18kPa P 1 C uk_lera_1 = 8kPa σ 1 P 1 if P 1 > 0kPa = 8kPa a P 1 else a 0kPa a z ök_lera = 5 P 1aa C uk_1 = kpa σ 1 P 1a if P 1aa > 0kPa = 0kPa a P 1aa else a 0kPa a z ök_frik = 14.5 σ + h lera γ Lera = 84.5kPa P C uk_ = 41.7kPa σ 1 z berg = 8 P a σ K ak_frik = 4.911kPa z berg = 8 σ 3 σ + h frik γ frik = 19.5kPa P 3 σ 3 K ak_frik = 64.709kPa Passivt jordtryck nivå z ök_frik = 14.5 z berg = 8 σ p1 h frik γ frik = 135kPa P p1 σ p1 K pk_frik = 457.936kPa P l 1 = 9.065 l P P 1aa h lera l 1 = 0.435 h lera σ
Stabilitetsberäkning dubbelspont, Sek B-7 15 of 31 Diensionering nedslagningsdjup: Lastkobination 6.16b enligt SS-EN 1990, avsnitt 6.4.3.3. Exceptionella diensioneringssituationer. M a1 P 1 h lera_1 + + = 3 h lera_1 h 0 P l 1 + l 1 l + h 1.519 10 3 Moent kring haarband 3 Guess Values Constraints Solver y 10 M a1 + P a y y P 3 P a + h lera + h 1 + y y + y h lera + h 1 1.0 P p1 y y + y h lera + h 1 =0 h frik 3 h frik 3 y find(y) = 3.837 z UK_Spont_Muddring_StagBort y= 18.337 z ök_frik Haarbandslast per eter spontvägg: Q E1_StagBort P 1 h lera_1 + P l 1 P 3 P a + P a y+ y y P p1 y y = 68.6 h frik h frik Q E1_StagBort γ S_d Q E1_StagBort = 96
Stabilitetsberäkning dubbelspont, Sek B-7 16 of 31 Max oent i spont: Max oent uppstår vid tvärkraftsnollpunkt. x räknas positiv neråt från ök Lera Guess Values Constraints Solver x 10 Q E1_StagBort P 1 h lera_1 + z noll find(x) = 6.043 P l 1 x =0 M ax_uddring_stagbort P 1 h lera_1 + h lera_1 l + z noll + P z noll z noll Q E1_StagBort h 1 + l + z noll = 986.875 3 l 1 3 Moent kring tvärkraftsnollpunkt M ax_uddring_stagbort γ S_d M ax_uddring_stagbort = 1.38 10 3
Stabilitetsberäkning dubbelspont, Sek B-7 17 of 31 4. Etapp. Fyllning Aktivt jordtryck nivå z ny_fyll = 3.5 z MLW = 0.57 σ.1 h ny_fyll γ nyfyll = 73.6kPa P.1 σ.1 K a_nyf = 17.763kPa z ök_frik = 14.5 σ. σ.1 + h ny_fyll γ nyfyll = 6.49kPa P. σ. K a_nyf = 54.915kPa z ök_frik = 14.5 P.a σ. K a_frik = 86.58kPa z berg = 8 σ.3 σ. + h frik γ frik = 361.49kPa P.3 σ.3 K a_frik = 138.19kPa Passivt jordtryck nivå z ök_lera = 5 P p.0 C ud_1 = 13.333kPa z ök_frik = 14.5 σ p.1 h lera γ Lera = 66.5kPa P p.1 + C ud_ = 95.033kPa z berg = 8 P p.1a σ p.1 K p_frik = 173.957kPa z berg = 8 σ p. σ p.1 + h frik γ frik = 01.5kPa P p. σ p. K p_frik = 57.104kPa σ p.1
Stabilitetsberäkning dubbelspont, Sek B-7 18 of 31 Diensionering nedslagningsdjup: Lastkobination: DA3, A för geotekniska laster enligt BFS015:6 Kap 0, 8 Ekv 6.10, Tabell B-4 (Uppsättning C) Moent kring haarband h ny_fyll M a_1.1 P.1 h 1 = 3 h ny_fyll 5.785 h ny_fyll h ny_fyll h ny_fyll M a_1. P.1 h ny_fyll + h + P. P.1 + h = 5.174 10 3 3 h lera M p_1.1 P p.0 h lera + h 1 + P p.1 P p.0 + = 3 h lera h 1 6.405 10 3 h lera y 10 γ d 1.1 M a_1.1 + M a_1. + P.a y y P.3 P.a + h lera + h 1 + y y + y h lera + h 1 1.0 h frik 3 y find(y) = 0.605 M p_1.1 + P p.1a y y P p. P p.1a + h lera + h 1 + y y + y h frik 3 h lera + h 1 =0 Negativt värde: dvs lerans otstånd räcker so othåll. Detta lastfall bedös inte vara diensionerande.
Stabilitetsberäkning dubbelspont, Sek B-7 19 of 31 5. Etapp 3, Stabilitetsberäkningar Brottanalys: 1.. 3. 4. Glidning längs basen och stjälpning Glidning ellan spontvägg och cellfyllning Vertikalt skjuvbrott i cellitt Horisontellt skjuvbrott
Stabilitetsberäkning dubbelspont, Sek B-7 0 of 31 Ny indata: z ök_kross 5.5 ÖK Kross z ök_aska 1.0 ÖK Aska z ök_stab z ök_lera_1 = ÖK Stabilat z uk_stab 7 UK stabilat z Rot z ök_frik = 14.5 Rotationspunkt z UK_spont = 0.501 Nedslagningsdjup spont z UK_Spont_Muddring h ÖL z ök_kross z ny_fyll = Krossaterial över cellspont betraktas so överlast h kross z ny_fyll z ök_aska =.5 Mäktighet kross h aska z ök_aska z MLW = 1.57 Mäktighet aska ovan MLW h aska z MLW z ök_stab = 1.43 Mäktighet kross under MLW h stab z ök_stab z uk_stab = 5 Mäktighet Stabilat h kons_lera z uk_stab z ök_frik = 7.5 Mäktighet konsoliderad lera Repetition indata: z ny_fyll = 3.5 ÖK fylld cell z HB = 1.5 CL haarband z MLW = 0.57 MLW z ök_frik = 14.5 ÖK friktionsjord h 0 = 3.5 Avstånd Haarband till ÖK stabilat h 1 = 6.5 Avstånd Haarband till sjöbotten h =.07 Avstånd Haarband till MLW
Stabilitetsberäkning dubbelspont, Sek B-7 1 of 31 h ny_fyll = 4.07 Mäktighet ny fyllning ovan vatten h ny_fyll = 13.93 Mäktighet ny fyllning under vatten h lera = 9.5 Mäktighet lera Bergkross γ kross 18 3 γ kross 11 3 tan ϕ k_kross ϕ k_kross 45 ϕ kross atan = 37.6 K a_kross tan 45 ϕ kross = 0.4 γ ϕ Aska γ aska 15 3 γ aska 5 3 tan ϕ k_aska ϕ k_aska 8 ϕ aska atan =. K a_aska tan 45 ϕ aska = 0.451 γ ϕ Stabilat C uk_stab C uk_stab 60kPa C ud_stab = 40kPa γ stab 15 3 Konsoliderad lera γ stab γ cuk 5 3 C uk_kons1 C uk_kons1 30kPa C ud_kons1 = 0kPa Lerans odränerade skjuvhållfasthet ÖK lera γ cuk C uk_kons C uk_kons 50kPa C ud_kons = 33.3kPa Lerans odränerade skjuvhållfasthet UK lera γ cuk = γ Lera 17 = 3 γ Lera 7 3
Stabilitetsberäkning dubbelspont, Sek B-7 of 31 5.1 Glidning längs basen och stjälpning Jordtryck, aktiv sida nivå Aktivt jordtryck z ny_fyll = 3.5 σ s.0 h ÖL γ kross = 36kPa P s.0 σ s.0 K a_kross = 8.7kPa z ök_aska = 1 σ s.1 σ s.0 + h kross γ kross = 81kPa P s.1 σ s.1 K a_kross = 19.6kPa P s.1a σ s.1 K a_aska = 36.5kPa z MLW = 0.57 σ s. σ s.1 + h aska γ aska = 104.55kPa P s. σ s. K a_aska = 47.1kPa z ök_stab = σ s.3 σ s. + h aska γ aska = 111.7kPa P s.3 σ s.3 K a_aska = 50.4kPa P s.3a C ud_stab = 31.7kPa z uk_stab = 7 σ s.4 + h stab γ stab = 136.7kPa P s.4 C ud_stab = 56.7kPa σ s.3 σ s.3 σ s.4 P s.4a C ud_kons1 = 96.7kPa z ök_frik = 14.5 σ s.5 + h kons_lera γ Lera = 189.kPa P s.5 C ud_kons = 1.5kPa σ s.4 z UK_spont = 0.501 σ s.6 + = 39.kPa σ s.5 h UK_spont γ frik σ s.4 σ s.5 Jordtryck, passiv sida z ök_lera = 5 P p.1 C ud_1 = 13.333kPa z ök_frik = 14.5 σ p.1 h lera γ Lera = 66.5kPa P p. + C ud_ = 95.033kPa σ p.1
Stabilitetsberäkning dubbelspont, Sek B-7 3 of 31 Lastresultant aktivt jordtryck P s.1 + P s.0 P a0 h kross = 35.46 P s. + P s.1a P a1 h aska = P s.3 + P s. P a h aska = 65.659 69.699 P s.4 + P s.3a P a3 h stab = 1 P s.5 + P s.4a P a4 h kons_lera = 8.15 Lastresultant passivt jordtryck P p.1 + P p. P pa.1 h lera = 514.74
Stabilitetsberäkning dubbelspont, Sek B-7 4 of 31 Stabiliserande tyngd av cellfyllning: B 15 Teoretisk avstånd ellan spontväggar G cell B h ny_fyll γ nyfyll + h ny_fyll γ nyfyll = 3.397 10 3 Lastkobinering EQU enligt BFS 015:6 Tabell B-, Uppsättning A. Geoteknisk last enligt Tabell B-4, uppsättning C P dest P a0 + P a1 + P a + P a3 + P a4 = 1.14 10 3 Destabiliserande aktiva jordtrycket G stab G cell tan ϕ d_frik = 1.697 10 3 Stabiliserande friktionskraft från celltyngden R H γ d 1.1 P dest 0.9 P pa.1 = 87.07 R d 0.9 G stab = 1.57 10 3 R d µ glidning = 1.751 > 1,0 då partialkoefficienter används i beräkning. OK! R H Enligt foundation engineering handbok > 1,5 för peranenta konstruktioner utan partialkoefficinter entligt ovan.
Stabilitetsberäkning dubbelspont, Sek B-7 5 of 31 Moent räknas kring rotationspunkten Destabiliserande oent Kross ovan MLW M dest_0 P s.0 h kross + h kross h aska + h aska + h stab + h kons_lera + P s.1 P s.0 h kross + h kross h aska + h aska + h stab + h kons_lera = 588.67 3 Aska ovan MLW Aska under MLW Stabilat Konsoliderat Lera Stabiliserande oent Lera Celltyngd M dest_1 P s.1a h aska + h aska h aska + h stab + h kons_lera + P s. P s.1a h aska + h aska h aska + h stab + h kons_lera = 963.999 3 M dest_ P s. h aska + h aska h stab + h kons_lera + P s.3 P s. h aska + h aska h stab + h kons_lera = 90.58 3 M dest_3 P s.3a h stab h stab + h kons_lera + P s.4 P s.3a h stab + h stab h kons_lera =.158 10 3 3 h kons_lera h kons_lera M dest_4 P s.4a + P s.5 P s.4a =.96 10 3 3 h lera h lera M stab P p.1 + P p. P p.1 = 1.831 10 3 3 M stab_cell G cell B =.548 10 4
Stabilitetsberäkning dubbelspont, Sek B-7 6 of 31 Friktion ellan friktionsjord och spont Då rörelse i spontväggen ot landsida är begränsad finns det ingen öjlighet för utveckling av passiva jordtryck pga stjälpning kring rotationspunkten. Vilojordtryck antas utveckla på öse sidor av sponten. Friktionen ellan aterialet so finns på insidan och utsidan av cellen skapar en nedåtriktad friktionskraft so stabiliserar cellen. Endast friktion från dubbelspontens utsida tillgodoräknas i stabilitetsberäkning. Lastkobination: Ekv. 6.10 (EQU), Tabell B-, EKS 10 h friktion z ök_frik z UK_spont = 6.001 Spontvägg so drivs i friktionsjord f 0.3 Vilojordtryck utsidan spontcell Vertikal spänning enligt kap. 5.1 Glidning längs basen Friktionskoefficient ellan stål och jord z ök_frik = 14.5 σ s.5 = 189.kPa P 0.1 σ s.5 K 0_frik = 104.6kPa z UK_spont = 0.501 σ s.6 = 39.kPa P 0. σ s.6 K 0_frik = 13.3kPa P 0.1 + P 0. P o_ut h friktion = 711.06 P ut_fr P o_ut f= 13.308 M ut_fr P ut_fr B= 3. 10 3 M H γ d 1.1 M dest_0 + M dest_1 + M dest_ + M dest_3 + M dest_4 0.9 M stab + M ut_fr = 3.85 10 3 M d µstjälpning = M d 0.9 M stab_cell =.93 10 4 M H 5.996 e = 1.16 M H G cell
Stabilitetsberäkning dubbelspont, Sek B-7 7 of 31 5. Glidning ellan spontvägg och cellfyllning I det studerade fallet är det aktiva jordtrycket so trycker ot spontväggen, efterso vattentrycket är i stort sätt lika stor kring cellens väggar. M 0 M dest_0 + M dest_1 + M dest_ + M dest_3 + M dest_4 = 7.593 10 3 Moent aktiva jordtryck V 0 P a0 + P a1 + P a + P a3 + P a4 = 1.14 10 3 Tvärkraft aktiva jordtryck M 0 y = 6.54 V 0 Lastresultantens höjd tan ϕ nyfyll µ glidning_spont_fyll B = 1.845 y
Stabilitetsberäkning dubbelspont, Sek B-7 8 of 31 5.3 Vertikalt skjuvbrott i cellitt
Stabilitetsberäkning dubbelspont, Sek B-7 9 of 31 Lastkobinering EQU enligt BFS 015:6 Tabell B-, Uppsättning A M stjälp γ d 1.1 M dest_0 + M dest_1 + M dest_ + M dest_3 + M dest_4 = 8.35 10 3 Aktivt jordtryck M stab 0.9 M stab + M ut_fr = 4.57 10 3 M stjälp M stab V 1.5 = 38.468 B Passivt jordtryck från lera och stabiliserande friktionskraft ellan spont och friktionsjord Skjuvkraft cos ϕ nyfyll K A_Nyfyll = 0.458 Koefficient aktiva jordtryck för fyllning, enligt litteratur ovan cos ϕ nyfyll Skjuvotstånd i cellitt S r 1 γ nyfyll h ny_fyll + γ nyfyll h ny_fyll K A_Nyfyll tan ϕ nyfyll = 48.518 Nedan räknas stabiliserande friktionskraft ellan cellfyllningsaterial och spontväggen. Jordtrycksberäkning ot spontväggen enligt fig. 14.14 ovan H 0.75 h ny_fyll + h ny_fyll = 13.5 dvs. z H H + z ny_fyll = 10 nivå z MLW = 0.57 σ 1 h ny_fyll γ nyfyll = 73.6kPa P 1 σ 1 K A_Nyfyll = 33.553kPa P A.1 P 1 = 68.8 z H = 10 σ σ 1 + H h ny_fyll γ nyfyll = 176.99kPa P σ K A_Nyfyll = 81.06kPa H h P A. P 1 + P ny_fyll = z Rot = 14.5 P 3 0kPa z P A.3 P + P 3 H z Rot = P A 0.9 P A.1 + P A. + P A.3 = 711.96 f 0.3 fritkionskoefficient ellan stål och fyllning Sua jordtryck ed profil enligt Fig. 14.4 (b) P T f P A = 13.588 S r + P T µ skjuvbott = 1.679 V h ny_fyll 540.401 18.386
Stabilitetsberäkning dubbelspont, Sek B-7 30 of 31 5.4 Horisontell skjuvbrott (Cuings etod) B= 15 H z ny_fyll z Rot = 18 c B tan ϕ nyfyll = 11.538 a H c= 6.46 h ny_fyll γ nyfyll + γ nyfyll a h ny_fyll γ a = 15.409 a γ c γ nyfyll = 11 3 3 Viktad tunghet ellan fyllning ovan och under MLW Viktad tunghet ino c ellan nyfyllning och orän M R =R 1 c + R c 3 där: = R 1 = R a c γ a c γ c M H = 3.85 10 3 Enligt tidigare beräkning µ cuings M R + M T = 4.043 M H M R + a c γ a c 3 γ c = 1.6 10 4 3 M T P A f B= 3.04 10 3 Stabiliserande oent per eter spont Stabiliserande oent per eter spont
Stabilitetsberäkning dubbelspont, Sek B-7 31 of 31 6 Saanställning Etapp 1 Muddring, spont ot land Etapp 1 Muddring, spont ot land (Stagbortfall) z UK_Spont_Muddring = 0.5 z UK_Spont_Muddring_StagBort = 18.3 Nedslagningsdjup = M ax_uddring 1.8 10 3 = M ax_uddring_stagbort 1.38 10 3 Max oent Q E1 = 19 Q E1_StagBort = 96 Haarbandslast per eter spont Etapp 1 Muddring, spont ot vatten z UK_Spont_uddr_vatten = 19.5 Nedslagningsdjup = M ax_uddring_vatten Q E = 46.6 1.157 10 3 Max oent Haarbandslast per eter spont Etapp. Fyllning Etapp är inte diensionerande Stabilitetsberäkningar Satliga beräkningar föruto kontroll av glidning ellan spontvägg och fyllning är beräknade ed lastkobinationer enligt EKS 10, dvs > 1,0 är OK! Nedan redovisas även insta säkerhetsfaktorer enligt litteraturen där partialkoefficienter ej har använts. µ glidning = 1.75 > 1,5 µ stjälpning = 6 > 1,5 e= 1.13 Lastresultanten < B =.5 6 µ glidning_spont_fyll = 1.84 > 1,1-1,5 µ skjuvbott = 1.68 > 1,5 µ cuings = 4.04 > 1,5
ÖSTRAND BIORAFFINADERI Dubbelspont Redogörelse för konstruktionsarbetets förutsättningar och etoder [RKFM] STATUS: GRANSKNINGSHANDLING Rev Datu Revideringen avser Signatur Dokuentnan RKFM - Dubbelspont.docx Granskad av: David Horn Granskningsdatu Upprättad av: Gianbattista Catapano 018-09-10 Solna Gianbattista Catapano Östrand Bioraffinaderi, dubbelspont - Datu Ort Nan Arbetsnan Uppdragsnr. Rev W:\\05 Beräkningar\Dubbelspont\RKFM\ RKFM - Dubbelspont.docx
RKFM Sida i Ort, datu Solna, 018-09-10 Uppdragsnuer Upprättad av, Telefon Reviderad den Arbetsnan Gianbattista Catapano, 08-470 06 11 Östrands Bioraffinaderi, dubbelspont Innehållsförteckning 0 ALLMÄNT... 1 0.1 BAKGRUND... 1 ADMINISTRATIVA UPPGIFTER... 3 PRINCIPIELL UTFORMNING... 3 3 GEOTEKNISKA FÖRHÅLLANDEN... 3 3.1 GEOTEKNISKA FÖRHÅLLANDEN... 3 3.1.1 Jordprofil... 3 3. PLAN- OCH HÖJDSYSTEM... 4 3.3 JORDPARAMETRAR FÖR DIMENSIONERING... 4 3.4 MATERIALPARAMETRAR... 5 3.4.1 Materialparaetrar snitt B-6... 5 3.4. Materialparaetrar snitt B-7... 6 3.5 MODELLFAKTOR... 7 3.6 VATTENSTÅND... 7 4 MATERIAL... 8 4.1 BETONGKONSTRUKTION... 8 4. DUBBELSPONT... 8 5 SÄKERHETSKLASSER, LASTER OCH LASTKOMBINATIONER... 8 5.1 GEOTEKNISK KATEGORI... 8 5. SÄKERHETSKLASS... 8 5.3 PERMANENTA LASTER... 8 5.3.1 Egenvikt betong... 8 5.3. Fyllning och jordtryck... 8 5.3.3 Vattentryck... 8 5.4 VARIABLA LASTER... 8 5.5 OLYCKSLASTER... 8 5.6 LASTKOMBINATIONER... 9 5.6.1 Allänt... 9 6 UTFORMNING OCH DIMENSIONERING FÖR BESTÄNDIGHET... 10 W:\\05 Beräkningar\Dubbelspont\RKFM\ RKFM - Dubbelspont.docx
RKFM Sida ii Ort, datu Solna, 018-09-10 Uppdragsnuer Upprättad av, Telefon Reviderad den Arbetsnan Gianbattista Catapano, 08-470 06 11 Östrands Bioraffinaderi, dubbelspont 6.1 TEKNISK LIVSLÄNGD... 10 6. EXPONERINGSKLASS OCH NOMINELLT TÄCKANDE BETONGSKIKT... 10 6..1 Dilatationsfogar... 10 6.3 SPONT... 10 7 PRINCIPER OCH ANTAGANDEN... 10 8 DIMENSIONERING... 10 8.1 KONTROLL AV SPONTENS STABILITET I BYGGSKEDE... 10 8. KONTROLL AV SPONT M.H.T. RISK FÖR HYDRAULISK UPPTRYCKNING AV BOTTEN... 11 8.3 DIMENSIONERING AV SPONT, HAMMARBAND, STAG OCH STRÄVA... 11 8.4 DIMENSIONERING AV KRÖNBALK... 11 9 UPPBYGGNADSSÄTT... 11 10 SEKTIONSINDELNING... 11 W:\\05 Beräkningar\Dubbelspont\RKFM\ RKFM - Dubbelspont.docx
RKFM 1 Sida Ort, datu Solna, 018-09-10 Uppdragsnuer Upprättad av, Telefon Reviderad den Arbetsnan Gianbattista Catapano, 08-470 06 11 Östrands Bioraffinaderi, dubbelspont 0 ALLMÄNT Styrande dokuent Grundförfattning: BFS 015:6 EKS 10 beslutade 015-10-7 Tekniska råd: TK Geo 13 (TDOK 013:0667) publicerad 014-05-01 Sponthandboken 018 Pålkoissionens rapport 107 IEG Rapport :008 Tilläpningsdokuent Grunder IEG Rapport :009 Tilläpningsdokuent Stödkonstruktioner Foundation engineering handbook, Winterkorn F. Advanced foundation engineering, Murthy V.N.S. Beräkningsstandard: SS-EN 1990 (EK0) publicerad 010-1-1 1990/A1:005/AC:010 publicerad 010-05-19 SS-EN 1991 (EK1) 1991-1-1 publicerad 011-01-6 1991-1-1/AC:009 publicerad 009-10-13 SS-EN 199 (EK) 199-1-1 publicerad 008-11-13 199-1-1:005/AC:010 publicerad 010-1-1 SS-EN 1993 (EK3), 1993-1-1 publicerad 008-08-14 1993-1-1:005/AC:009 publicerad 009-06-09 1993-1-8:005/AC:009 publicerad 009-09-3 1993-5 publicerad 009-03-0 SS-EN 1997 (EK7), 1997-1 publicerad 010-04-7 1997-1:005/AC:009 publicerad 009-03-6 Norativa hänvisningar: Standard för betong- och stålkonstruktioner koer att definieras i saband ed projektering. W:\\05 Beräkningar\Dubbelspont\RKFM\ RKFM - Dubbelspont.docx
Sida RKFM Upprättad av, Telefon Gianbattista Catapano, 08-470 06 11 Ort, datu Uppdragsnuer Solna, 018-09-10 Reviderad den Arbetsnan Östrands Bioraffinaderi, dubbelspont 0.1 Bakgrund På uppdrag av SCA utför KFS en bärighetsutredning av en dubbelspont för att förstärka arken i anslutning till assafabriken. Preliinär utsträckning av dubbelsponten enligt Figur 0.1. Figur 0.1, Dubbelspontens utsträckning. W:\\05 Beräkningar\Dubbelspont\RKFM\ RKFM - Dubbelspont.docx
RKFM 3 Sida Ort, datu Solna, 018-09-10 Uppdragsnuer Upprättad av, Telefon Reviderad den Arbetsnan Gianbattista Catapano, 08-470 06 11 Östrands Bioraffinaderi, dubbelspont 1 ADMINISTRATIVA UPPGIFTER Entreprenör: Ännu ej utsedd Konstruktör: KFS AnläggningsKonstruktörer AB Kontaktpersoner: Hans Klingenberg, hans.klingenberg@kfs.se, 08-470 05 6 David Horn, david.horn@kfs.se, 08-470 05 71 Beställare: SCA Biorefinery Östrand AB Kontaktperson: Roger Östlin, roger.ostlin@sca.co, 060-193 388 KFS Anläggningskonstruktörer AB:s ledningssyste är certifierat i enlighet ed SS-EN ISO 9001:008 och SS-EN ISO 14001:004. Certifieringsnuer: 5080, 5080 M. Certifieringsorgan: SP Sveriges Tekniska Forskningsinstitut. PRINCIPIELL UTFORMNING Utforning och arbetsordning enligt förslagsritningar K0-K53. Bifogade ritningar koer att anpassas till beräknade diensioner under projekteringen. 3 GEOTEKNISKA FÖRHÅLLANDEN 3.1 Geotekniska förhållanden Geotekniska förutsättningar enligt Tekniskt underlag till detaljplan, KFS, 018-09-10 sat MUR GU Bioraffinaderi, Östrand assafabrik, preliinär handling 018-05-07. 3.1.1 Jordprofil Grundförhållandena ino studerat oråde i spontlinjen karakteriseras av lösa jordlager ed en äktighet på ellan 1 och 14. Dessa lager når ner till ett djup ellan 14 och 18 under edelvattenytan. De lösa jordlagren utgörs huvudsakligen av sulfidjordshaltig silt, siltig lera och lera ed sand- och siltskikt. Ino orådet finns tappningsvarv inlagrade i kohesionsjorden, tydligast på 13-16 djup under edelvattenytan. Lerans odränerade skjuvhållfasthet bestäd ed konförsök på laboratoriet visar under det ytliga slalagret 10 kpa och so regel ca 0 kpa 10 därunder. Den siltiga leran är flerstädes ycket högsensitiv. Djupet till berg från edelvattenytan varierar ellan 8 och 3. W:\\05 Beräkningar\Dubbelspont\RKFM\ RKFM - Dubbelspont.docx
RKFM 4 Sida Ort, datu Solna, 018-09-10 Uppdragsnuer Upprättad av, Telefon Reviderad den Arbetsnan Gianbattista Catapano, 08-470 06 11 Östrands Bioraffinaderi, dubbelspont Mäktigheten hos friktionsjorden ovan berget i planerad spontlinje är ca 14. I sonderingspunkterna finns genoborrade block närast berget, en i de översta 5-10 etrarna av friktionsjorden finns inga block noterade. 3. Plan- och höjdsyste Höjdsyste: RH 000 Koordinatsyste: SWEREF 99 17 15 3.3 Jordparaetrar för diensionering Konstruktionen diensioneras enligt DA3, enligt BFS 015:6, Kap. 7.1. 15 Tabell I-1, Stödkonstruktion. Kobination i DA3 enligt SS-EN 1997-1:005, avsnitt.4.7.3.4.4. Tabell 3.1, Partialkoefficienter för jordparaetrar (γm) för verifiering av STR/GEO gränstillstånd enligt BFS 015:6, Kap 7.1. 39 Tabell I-6 Jordparaeter Sybol Uppsättning M (DA3) Friktionsvinkel γ ϕ 1,3 Odränerad skjuvhållfasthet γ cu 1,5 Tunghet γ γ 1,0 Diensionerande värden för aterialparaetrar i jorden enligt IEG :009, avsnitt 3.3.1, ekv 3-1: = 1 = (Ekvation för bestäning av diensionerande värde för friktionsaterial) = (Ekvation för bestäning av diensionerande värde för odränerad skjuvhållfasthet) Där ƞ är bestäd ur sabandet ƞ = ƞ 134 ƞ 56 ƞ 7 ƞ 8, där respektive ƞ har utvärderats enligt IEG rapport :009, rev 1 ed följande resultat: ƞ 134 = 0,95 ; ƞ 56 = 1,05 ; ƞ 7 = 1, ƞ 8 = 1 ƞ = 0,95 1,05 1 1 = 1,0 Antaget ƞ nyttjas för att bedöa o konstruktionens huvudått är riliga att bearbeta vidare i projekteringen. För verifiering av strukturella gränstillstånd används följande jordtryckskoefficienter enligt klassiska jordtrycksteori: =!45 & ' ( =1 )* (Aktivt jordtryck, friktionsjord) (Vilojordtryck, friktionsjord) W:\\05 Beräkningar\Dubbelspont\RKFM\ RKFM - Dubbelspont.docx