1 Behovsanalyse - NONA Krav fra ledelsen til det nye bagland Krav... 1

Transkript

1 Indholdsfortegnelse 1 Behovsanalyse - NONA Krav fra ledelsen til det nye bagland Krav Beregningsforudsætninger - JE Indledning Geometrisk opmåling Forudsætninger Geoteknik Laster Partialkoefficienter for laster Permanente materialelaster Nyttelast Lastkombination for design af etapeafgrænsning... 5 GEOTEKNIK Konsolideringsforsøg - JE Tids- og arbejdskurver Forbelastningsspænding Anvendt udstyr Data for prøven Udførelse Opsætning af forsøg Udførelse af forsøg Databehandling Resultater Vurdering af den virkelige situation Geoteknisk rapport - JE Geotekniske boringer og tværsnit Beregningsprofiler Vandspejlsforhold Deformationsparametre Sammenfatning Sætningsteori - JE Initialsætninger Konsolideringssætninger Krybning og krybningssætninger... 27

2 5.4 Konsolideringens tidsforløb Vertikaldræn - JE Beregning af afstanden mellem vertikaldrænene Pæle -JE Enkeltpæle Trykbelastede pæle i vandmættet ler - brudgrænsetilstand Trykbelastede pæle i sand brudgrænsetilstand Trækbelastede pæle brudgrænsetilstand Den negative overflademodstand Bæreevne - JE Midlertidig spunsløsning JE Beregningsprofil i SPOOKS Situation 1 Fri spuns Beregning i SPOOKS Situation 2 1 ankerniveau Skema over beregnede situationer Beregning fra SPOOKS af valgt situation Valg af spunsprofil Beregning af afstivning Sætningsberegninger - JE Inddata Laster Deformationsegenskaber Tidsforløb Profiler Konsolideringssætninger Overhøjde Tidsforløb over konsolideringssætninger Krybesætninger Vertikaldræn Ækvivalent diameter Effekt af vertikaldræn Sætningsforløb vertikaldræn Lagtykkelser under VSP... 70

3 11 PLAXIS Geotekniske parametre Mesh Konvergens analyse Sikkerhedsfaktor ϕ-c reduktion Opfyldning af Sydhavnen Anvendte parametre Opfyldningsforløb Dæmning Forløbet af dæmningsopbygningen Midlertidig spuns ANLÆGSTEKNIK Kontrakt, udbud, entrepriser - NONA Kontraktforhold og entrepriseformer Totalentreprise Entrepriseform Kontraktforhold Hovedentreprise Entrepriseform Kontraktforhold Storentreprise / Fagentreprise Entrepriseform Kontraktforhold Udbudsformer og regler Tilbudsloven EU s udbudsregler Offentligt udbud Begrænset udbud Grouting af blødbunden - BBH Massestabilisering mod andre stabiliserende metoder Sætningsmonitering - NONA Piezometermåling Opbygning af piezometer Installering af piezometer Aflæsning og gengivelse af resultater

4 14.2 Slangenivellement Installering af slangenivellement Aflæsning og gengivelse af resultater Opsummering Byggepladsindretning - BBH Byggepladshegn Byggepladsens veje og færdselsarealer Forsyning EL Vand Belysning Skurbyen Depoter og arbejdsstationer Risikostyring - NONA Introduktion til Risikostyring i bygge- og anlægssektoren Faserne i systematisk risikostyring i henhold til Dansk Byggeri Fase 1: Overordnet sammenhæng Fase 2: Afgrænsning og opdeling af projektet Fase 3: Identifikation af risici Fase 4: Analyse af risici Fase 5: Vurdering af risici Fase 6: Behandling af risici Fase 7: Styring og opfølgning WBS Arbejdsnedbrydningsstruktur - NONA Planlægning og styring af tid - BBH Definition af aktiviteter Fastlæggelse af aktiviteters rækkefølge Vurdering af aktiviteternes varighed Udarbejdelse af tidsplan Styring af tidsplan Milepæle Planlægninsmetoder Gantt-kort Netværksplanlægning

5 Cyklogram Rådgiverøkonomi - NONA In- og output Overslagstyper Successiv kalkulation Entreprenørøkonomi - NONA Tilbudskalkulation Udbudsmaterialets betydning Likviditetsanalyse / vurdering Cash Flow Feltrapport AAH - NONA Jordbundsundersøgelse(r) Beskrivelse af boringens forløb Sammenfatning af borearbejde Feltrapport RH - BBH Beskrivelse af projektet Randers Stevedore Entreprisen Økonomi Procesrapport - BBH Ambitionsniveau Projektleder Proces rapport Opsummering Granskningsskemaer Tidsplan Figurliste Tabelliste

6

7 1 Behovsanalyse - NONA 1 S ide 1 Behovsanalyse - NONA Introduktion I forbindelse med identificering af Aabenraa Havns behov i forhold til en opfyldning af Sydhavnen, har projektgruppen været til møde med den maritime chef Paul B. Lauridsen og havnechef Henrik Thykjær, hvor Aabenraa Havns ledelse blev stillet opklarende spørgsmål i forhold til, hvilke krav og ønsker de havde til projektets udformning. Formålet med en behovsanalyse, er at identificere hvilke ufravigelige krav der stilles, samt hvilke ønsker ledelsen kunne have. Krav, er emner i projektet, som ikke må fraviges, og som SKAL medregnes i budgettet. Ønsker, kan, hvis budgettet tillader det, medtages. Ofte udføres en behovsanalyse mere kompleks end blot spørgsmål. Der kan evt. laves workshops, hvor alle vigtige interessenter for projektet på Aabenraa Havn inviteres, og ved hjælp af bestemte teknikker, skal skabe et samspil mellem interessenterne, som belyser alles ønsker og krav. Grundet det tidsmæssige aspekt, vi, som studerende har til udarbejdelse af projektet, har vi valgt at nedprioritere andre teknikker anvendt ved behovsanalyser end blot spørgsmål. 1.1 Krav fra ledelsen til det nye bagland. I forbindelse med opfyldning af Sydhavnen, har ledelsen givet udtryk for nedenstående krav projektet skal kunne opfylde Krav - Baglandet, som fremkommer ved opfyldning af Sydhavnen (etape 1), skal udelukkende huse selvbærende konstruktioner. - Belægningstypen, skal være den billigste funktionelle belægningstype. - Projektet skal udfører ud fra gennemprøvede/gennemtestede udførelsesmetoder. - Projektet skal udfører med en økonomisk fordelagtig pris. - Tidshorisonten kendes ikke. Med udgangspunkt i ovenstående krav, er der vha. brainstorm i projektgruppen fastlagt hvilke emner der skal behandles for at opnå et tilfredsstillende bud til ledelsen for Aabenraa Havn i forbindelse med opfyldning af Sydhavnen. De samlede emner, som behandles, beskrives nærmere i hovedrapport, afsnit 2 Projektbeskrivelse.

8 2 S ide 2 Beregningsforudsætninger - JE 2 Beregningsforudsætninger - JE 2.1 Indledning Beregningsforudsætningerne har til formål at overskueliggøre beregningsmæssige sikkerhedsfaktorer, laster og forudsætninger for nødvendige beregninger. Dette dokument skal ligge til grundlag for beregnings-, belastnings- og designgrundlag for opfyldning af Sydhavnen. 2.2 Geometrisk opmåling Der anvendes: - Højdekotesystem: DVR90 - Plankoordinatsystem: UTM32 Euref Forudsætninger Alle koter i nærværende projekt refererer til DVR90. Er der opgivet andre koter på eksisterende tegningsmateriale, er disse koter blevet omregnet til DVR90. DVR90 ligger 0,123 m over DNN i Aabenraa [59] Endelig terrænkote regnes sammenfaldende med eksisterende terrænkote. Der må maksimalt forekomme sætninger af en størrelsesorden på 30 mm over en årrække på 10 år. 2.4 Geoteknik Der er udført 4 geotekniske boringer, som anvendes i projektforløbet. Disse boringer angives i bilag 1. Boringsgrundlag: Grundlag for dimensionering af etapeafgrænsning: Grundlag for opfyldning af Sydhavnen: Afsnit 4 Geoteknisk rapport - JE Afsnit 4 Geoteknisk rapport - JE Konsekvensklasse: CC2, Normal sikkerhedsklasse [60], [61] Geoteknisk kategori: 2 [62], [63] Sikkerhedsklasse: RC2 [60]

9 2 Beregningsforudsætninger - JE 3 S ide Ekstreme vandstande: Den eksisterende kaj er dimensioneret ud fra en vandspejlsdifferens på maksimalt 1,0 m i ulykkestilfælde og 0,5 m i brudgrænsetilfældet. Dette gør sig også gældende for etapeafgrænsningen. Materiale for opfyldning af Sydhavnen: Det forudsættes, at der foretages en opfyldning af Sydhavnen med sandfyldsmateriale med følgende egenskaber: ϕ k = 35⁰ γ / γ = 18/8 Til bestemmelse af styrker af strukturel karakter (STR) anvendes følgende [19]: - Konsekvensklassefaktor K FI = 1,0 - Partialkoefficient for tangens til friktionsvinkel γ ϕ = 1,2 - Partialkoefficient for effektiv kohæsion γ c = 1,2 - Partialkoefficient for rumvægt γ γ = 1,0

10 4 S ide 2 Beregningsforudsætninger - JE 2.5 Laster Partialkoefficienter for laster Til bestemmelse af laster (STR) anvendes følgende [63]: Der regnes med 2 tilfælde. Tilfælde 1 er dominerende egenvægt. Tilfælde 2 er med variabel last. Tilfælde 1: Tyngde af konstruktionsdele - Ugunstig γ G,sup = 1,2 * K FI - Gunstig γ G,inf = 1,0 Tyngde af jord og grundvand - Ugunstig γ G,sup = 1,0 * K FI - Gunstig γ G,inf = 1,0 Tilfælde 2: Tyngde af konstruktionsdele - Ugunstig γ G,sup = 1,0 * K FI - Gunstig γ G,inf = 0,9 Tyngde af jord og grundvand - Ugunstig γ G,sup = 1,0 * K FI - Gunstig γ G,inf = 1,0 Dominerende variabel last - Ugunstig γ Q,1 = 1,5 * K FI Øvrige variable laster - Ugunstig γ Q,i = 1,5 *Ѱ 0 * K FI Permanente materialelaster Følgende materiale rumvægte anvendes i beregningen af de permanente materialelaster: Armeret beton: 25,0 kn/m 3 Uarmeret beton: 24,0 kn/m 3 Friktionsfyld: 18,0 kn/m 3 Stål: 78,5 kn/m Nyttelast Opfyldning af Sydhavnen Der regnes med en jævnt fordelt karakteristisk last på det havneareal, der fremkommer ved opfyldning af Sydhavnen. q = 23,1 kn/m 2

11 2 Beregningsforudsætninger - JE 5 S ide Lastkombination for design af etapeafgrænsning Lastkombination 1 2 Dimensioneringstilstand BGT ULYKKE Kajlast 1,5 Ѱ Maks vanddiff. 0,5 1,0 Maks vanddiff. 1,0 1,0 Tabel 2.1: Lastkombination for design af etapeafgrænsning

12 6 S ide 2 Beregningsforudsætninger - JE GEOTEKNIK

13 3 Konsolideringsforsøg - JE 7 S ide 3 Konsolideringsforsøg - JE Konsolideringsforsøget vil blive udført på en intaktprøve af gytjen fra Sydhavnen. Baggrunden for at udføre et konsolideringsforsøg af gytjen i Sydhavnen, er for at bestemme gytjens deformationsegenskaber og deformationernes tidsforløb. Resultaterne af forsøget vil blive anvendt med henblik på en løsningsmodel, hvor der udføres en forbelastning af gytjen, så der efterfølgende kan ske en opfyldning af Sydhavnen, uden der opstår sætninger af det nye baglang udover de tilladte ifølge kravene. Ved udførelse af konsolideringsforsøget undersøges gytjens endimensionale deformationsegenskaber, hvilket betyder at der udelukkende ses på gytjens lodrette deformation. Belastningen forudsættes at være af uendelig udstrækning. Da arealet, der skal opfyldes i etape 1 er 12191m 2 antages det, at dette areal er så stort, at resultaterne fra konsolideringsforsøget tilnærmelsesvis godt kan anvendes. Det betyder samtidig, at det forudsættes, at der ikke opstår vandrette deformationer, hvilket ikke stemmer helt overvens med virkeligheden. Der vil i nærværende projekt ikke blive behandlet horisontale deformationer, da det forudsættes at disse deformationer ikke vil have den store betydning, på grund af det forholdsvis store areal af Sydhavnen. Gytjen betegnes som normalkonsolideret, da den ikke tidligere har været belastet med en større belastning end den nuværende. Formålet med konsolideringsforsøget er at bestemme gytjens: Dekadehældning, Forkonsolideringsspænding, Krybningstøjningsindeks, Konsolideringskoefficient, Dekadehældningen og forkonsolideringsspændingen bliver anvendt til at beregne de primære sætninger i gytjelaget. Krybningstøjningsindekset bliver anvendt til at beregne de deformationer af gytjelaget, der opstår efter den primære konsolidering er gennemført. Konsolideringskoefficient bliver anvendt til at beregne konsolideringens tidsforløb. Konsolideringsforsøget kan udføres ved trinvis belastning eller ved anvendelse af konstant tøjningshastighed. Fordelen ved anvendelse af konstant tøjningshastighed er en væsentlig mindre forsøgstid, hvilket kan være en fordel ved finkornede jordarter. Konsolideringsforøget i denne rapport vil blive udført med trinvis belastning. [23] [3] Data fra konsolideringsforsøget er blevet indsat i et udleveret Excel ark 52, og er vedlagt på CD. De relevante resultater og kurver vil fremgå i nærværende rapport. 3.1 Tids- og arbejdskurver For hvert belastning trin bliver der afbildet en tidskurve, som viser sammenhængen mellem tiden og sammentrykningen af prøven. Tidskurven bliver afbildet i et enkeltlogaritmisk koordinatsystem, hvor x- 52 Udleveret af vejleder SAKJ

14 8 S ide 3 Konsolideringsforsøg - JE aksen repræsenterer tøjningerne og y-aksen repræsenterer tiden. På den første del af y-aksen afsættes tiden som en funktion og afbilleder tøjningerne under de første 70 % af konsolideringsprocessen. På den anden del af y-aksen afsættes tiden som en funktion af og viser krybningen. Det giver to nogenlunde rette linjer, og punktet hvor de to linjer skærer hinanden er overgangen mellem og skalaen, og er ligeledes punktet der svarer til 100% primær konsolidering. Nedenstående Figur 3.1 viser et eksempel på en tidskurve. Ud fra tidkurverne findes følgende: Figur 3.1: Tidskurve Initial tøjning, Konsolideringens starttøjning, Tøjning ved 100% konsolidering, Krybningsdekadehældningen, Konsolideringskoefficienten, Arbejdskurverne bliver optegnet ud fra tidskurverne. Arbejdskurverne bliver afbilledet i et enkeltlogaritmisk koordinatsystem. Der vil i nærværende rapport blive lavet to arbejdskurver, hvilke er vist på nedenstående Figur 3.2 og Figur 3.3.

15 3 Konsolideringsforsøg - JE 9 S ide Figur 3.3: Arbejdskurve ( ) Figur 3.2: Arbejdskurve ( Ud fra arbejdskurverne fastsætte følgende: Dekadehældningen, Q, også kaldet tøjningsindekset Forbelastningsspændingen, Krybningstøjningsindeks, [23][3] Disse værdier vil blive anvendt til at beregne sætningerne i gytjen. 3.2 Forbelastningsspænding Der er flere fremgangsmåder, hvorpå forbelastningsspændingen kan bestemmes. Der vil i det følgende afsnit blive beskrevet tre forskellige metoder baseret på to forskellige arbejdskurver. Forbelastningsspændingen er den spænding, som jordprøven har været udsat for tidligere. For gytjen vil forbelastningsspændingen for den aktuelle jordprøve være den spænding, som er opnået i form af belastning fra det overliggende gytjelag. Den første måde, hvorpå forbelastningsspændingen kan findes, er ved hjælp af arbejdskurven, der viser sammenhængen mellem de effektive spændinger og tøjningen. Dette gøres ved at indtegne en ret linje, som tangerer arbejdskurven, og skæringen på x-aksen ganget med to, er lig med forbelastningsspændingen. Nedenstående Figur 3.4 viser denne situation.

16 10 S ide 3 Konsolideringsforsøg - JE Figur 3.4: Arbejdskurve ( En anden måde at finde forbelastningsspændingen, er ved hjælp af Casagrande-Terzaghi metoden, som er vist på nedenstående Figur 3.5. Her findes forbelastningsspændingen ligeledes på arbejdskurven, der viser sammenhængen mellem de effektive spændinger og tøjningen. Figur 3.5: Casagrande -Terzaghi metoden Den mindste radius på arbejdskurven findes, og derefter indtegnes kurvens tangent. Der tegnes en horisontal linje fra punktet med den mindste radius. De to indtegnende linjer danner en vinkel, og igennem denne vinkel tegnes der en vinkelhalveringslinje. Til sidst indtegnes tangenten for arbejdskurven, og skæringen mellem denne linje og vinkelhalveringslinjen angiver forbelastningsspændingen. Den tredje måde, hvorpå forbelastningsspændingen kan findes, er ved hjælp af arbejdskurven, der viser sammenhængen mellem og. Forbelastningsspændingen vil være den spænding, der kan aflæses indenfor det belastningstrin, der er umiddelbart før opnår den maksimale værdi,. Figur 3.6 viser denne situation.

17 3 Konsolideringsforsøg - JE 11 S ide Figur 3.6: Arbejdskurve for krybning De tre metoder vil give forskellige resultater for forbelastningsspændingen. Resultaterne skal dog gerne ligge indenfor et rimeligt interval. Ulempen ved af Casagrande-Terzaghi metoden er, at det kan være svært at finde den mindste radius. Dette kan give en upræcis værdi af forbelastningsspændingen. I nærværende rapport vil forbelastningsspændingen blive fundet ud fra en vurdering af, den fundne forbelastningsspænding for arbejdskurven for krybning og arbejdskurven for de effektive spændinger og tøjningen. [23][3] 3.3 Anvendt udstyr Konsolideringsapparat (se Figur 3.7) Konsolideringscelle Konsolideringsring Øvre og nedre trykhoved Vægtarmspresse Filtersten Transducere Spider8 Registrerer deformationerne fra transducerne Catman Professionel Spider8 er tilsluttet en computer, hvor Catman Professionel er installeret. Catman Professionel er et databehandlingsprogram, der registrer og behandler data fra Spider8. Figur 3.7: konsolideringsapparat Kalibreringsbænk Anvendes til at kalibrere transducerne. Transducerne vil ikke blive kalibreret i forbindelse med dette forsøg, da der ikke vil være nogen betydelige udsving i forhold til de kalibreringstal, der er oplyst i GeoLab. Dette er bestemt i sammenråd med Hans Erik Hansen.

18 12 S ide 3 Konsolideringsforsøg - JE 3.4 Data for prøven Boreprøve fra Aabenraa Havn Lokalitet Sydhavnen Boringsnummer B2 Jordart Gytje Dybde under terræn Udrænet forskydningsstyrke Beskrivelse af prøven Prøven er fra en intakt a-rørs prøve fra Sydhavnen. Prøvedimensioner Vandindhold før forsøg Rumvægt før forsøg Vandindhold efter forsøg Rumvægt efter forsøg

19 3 Konsolideringsforsøg - JE 13 S ide 3.5 Udførelse Opsætning af forsøg Transducerne bliver kalibreret i en kalibreringsbænk, hvilket kan gøres før eller efter forsøget. Herefter fugtes et tyndt stykke filter, der anbringes over filterstenen. I realiteten burde konsolideringsringen blive opmålt, for at kunne bestemme den nøjagtige volumen. Dette er ikke blevet udført, og der regnes med den volumen, som tidligere er blevet beregnet. Figur 3.8: Afretning af prøve A-røret monteres i en presse, hvorefter prøven presses ud i konsolideringsringen. Prøven tilpasses konsolideringsringen og vægten heraf noteres, se Figur 3.8. Konsolideringsringen og det øvre trykhoved bliver afvejet efter forsøgets afslutning. Den del af prøven der er blevet fjernet i forbindelse med afretning, bliver lagt i en skål, som på forhånd er blevet afvejet. Skålen med prøven vejes herefter og stilles i en 105 varm ovn i et døgn, hvorefter vandindholdet kan bestemmes. Når prøven er afrettet presses en skive på en tykkelse af 2 mm, op i bunden af konsolideringsringen. Dette betyder, at prøven inde i konsolideringsringen skubbes 2 mm. Skiven fjernes igen og konsolideringsringen placeres på det nedre trykhoved i konsolideringscellen. Figur 3.9: transducerholderne placeres Konsolideringsapparatet tilpasses med vægtarmspressen og transducerne placeres, så de rammer trykhovedet. Der er tre markeringer på hver af transducerne, og her skal to af markeringerne være synlige, så prøven både kan kvælde og svelle. Transducerholdernes placering skal så vidt mulig være parallel med overliggeren uden at have konktakt med denne. Herefter hældes der demineraliseret vand ned omkring konsolideringscellen, se Figur Det er vigtigt, at vandet dækker drænhullerne, placeret øverst i konsolideringsringen, under hele forsøget. Forsøget er nu klar til at blive sat i gang. Figur 3.10: Vand tilsættes [23][44] Udførelse af forsøg Forsøget udføres som førnævnt med trinvis belastning. Catman Professionel startes, og der bliver påført en belastning. Når det vurderes, at den påførte belastning har nået 100 % konsolidering påføres en ny belastning og så fremdeles. Hver gang en ny belastning påføres, skal Catman Professionel stoppes. Herefter skal der oprettes en ny fil til det nye belastningstrin, hvorefter Catman Professionel startes igen og den nye belastning påføres.

20 14 S ide 3 Konsolideringsforsøg - JE Belastningstrinene er udført i henhold til nedenstående Tabel 3.1. [44] 3.6 Databehandling Belastning Spændinger [g] [kn/m 2 ] 0 2, , , , , , , , ,9 Tabel 3.1: Belastningstrin og spændinger Der er blevet optegnet en tiskurve for hvert belastningstrin og konsolideringskoefficienten for den pågældende tidkurve beregnes. Ud fra tidskurven findes punktet for 100% primær konsolidering. Figur 3.11 viser tidskurven for belastningstrin 1000g. Skæringen mellem den grønne og den røde linje angiver punktet for 100% primær konsolidering. Figur 3.11: Tidskurve for belastningstrin 1000g De sætninger, der opstår ved 100% primær konsolidering kaldes også for tøjning og betegnes. Tøjningen for hver af tidskurverne samt spændingen for hvert belastningstrin indtegnes på en arbejdskurve. Figur 3.12 viser arbejdskurven for konsolideringsforsøget. Punktet for

21 3 Konsolideringsforsøg - JE 15 S ide belastningstrin 29000g er et fejlpunkt. Årsagen til fejlpunktet skyldes en udførelsesfejl under belastningstrin 29000g. Grundet de store sætninger af gytjen, har det været nødvendigt at justere belastningsarmen og transducerne for belastningstrin 29000g, hvilket ikke er blevet gjort. Effektiv spænding σ' [kn/m²] 1,0 10,0 100,0 1000,0 0,0-5,0 Tøjning ε[%] -10,0-15,0-20,0-25,0-30,0-35,0-40,0-45,0 Figur 3.12: Arbejdskurve Ud fra arbejdskurven er dekadehældningen og forbelastningsspændingen blevet bestemt. På Figur 3.12 er måden, hvorpå de to værdier er blevet bestemt, indtegnet med rød. Værdien aflæst på x- aksen er halvdelen af forbelastningsspændingen. Figur 3.13 viser arbejdskurven for krybning af gytjen. Ud fra arbejdskurven er krybningstøjningsindeks,, samt forbelastningsspændingen fundet. Forbelastningsspændingen vil ikke stemme overens med forbelastningsspændingen for arbejdskurven for, men skulle gerne ligge inden for et rimeligt interval.

22 16 S ide 3 Konsolideringsforsøg - JE 4,0 3,5 εs [%] 3,0 2,5 2,0 1,5 1,0 0,5 krybning 0, Effektiv spænding σ' Figur 3.13: Arbejdskurve Forbelastningsspændingen for arbejdskurven er, mens den for arbejdskurven for krybning aflæses til. Forbelastningsspændingen sættes på den sikre side til den mindste værdi på. 3.7 Resultater Nedenstående Tabel 3.2 er en oversigt over de deformationsparametre, der er fundet ud fra konsolideringsforsøget, samt in situ spændingen,. In situ spændingen er væsentlig lavere end forbelastningsspændingen, hvilket betyder, at gytjen tidligere har været belastet, af en større belastning end den nuværende. Deformationsparametre Q σ'pc σ' 0 Qs [%] [kpa] [kpa] [%] 41, ,5 Tabel 3.2: Resultater fra konsolideringsforsøget

23 3 Konsolideringsforsøg - JE 17 S ide Tabel 3.3 er en oversigt over konsolideringskoefficienten for hvert belastningstrin. For at beregne konsolideringens tidsforløb, anvendes den konsolideringskoefficient, der ligger nærmest den pågældende belastning der påføres. Vægt σ' c k [g] [kn/m 2 ] [m 2 /s] 0 2, ,8 1,1E ,3 8,0E ,3 8,7E ,3 1,7E ,3 5,3E ,2 2,3E ,0 1,9E ,9 1,2E-06 Tabel 3.3: Konsolideringskoefficienter 3.8 Vurdering af den virkelige situation I realiteten burde der være udført mere end et forsøg på gytjen, for at simulere de forhold gytjen i virkeligheden har været udsat for. Først skulle der køres et forsøg for at finde forbelastningsspændingen. Derefter skulle der udføres et nyt forsøg, hvor der blev lastet op til forbelastningsspændingen. Herefter skulle prøven aflastes til in situ spændingen og derefter genbelastes op til belastningen fra overhøjden af sandfyldet. Der skulle herefter laves en afbelastning, hvilket ville svare til at fjerne forbelastningen og derefter en belastning igen, som ville svare til belastningen på det fremtidige havneareal. Grundet manglende tid, har dette ikke været muligt at udføre ovenstående fremgangsmåde, hvilket betyder, at der i sætningsberegningerne ikke vil indgå et konsolideringsmodul. Konsolideringsmodulet kan beregnes ud fra skønsformel Deformationsparametrene fundet ud fra konsolideringsforsøget anses for at være pålidelig, da forsøget har kørt optimalt bortset fra det sidste belastningstrin. Punktet for det sidste belastningstrin, har dog ingen indflydelse på arbejdskurven, da kurven, allerede før dette belastningstrin, anses for at være lineær, og dekadehældningen derfor kan bestemmes til trods for fejlpunktet.

24 18 S ide 4 Geoteknisk rapport - JE 4 Geoteknisk rapport - JE Nærværende geotekniske rapport vil belyse jordbundsforholdende i Sydhavnen ved Aabenraa Havn. De geotekniske parametre vil blive fastsat baseret på fire boringer 53, der henholdsvis er blevet udført april 2002, august 2008 og marts Ved boringerne i marts 2013 er der blevet udtaget to A-rør i boring B2. Der er blevet udført et konsolideringsforsøg på A-rør, A2, og resultaterne fra disse forsøg vil fremgå i nærværende rapport. Placeringen af boringerne fremgår af nedenstående Figur 4.1. Figur 4.1: Oversigt over placering af boringer [45][46] 53 Bilag 1

25 4 Geoteknisk rapport - JE 19 S ide For at danne et overblik over den geotekniske situation i Sydhavnen, er der blive optegnet en række tværsnitsprofiler 54. De geotekniske parametre vil blive fastsat på den sikre side, så der ikke vil opstå ugunstige situationer i forbindelse med udførelse og anvendelse af det nye bagland. Koterne er angivet i henhold til DVR90 og overkant terræn er placeret i kote Nedenstående Tabel 4.1 angiver koter og lagtykkelsen af blødbunden for de fire geotekniske boringer. Boring nr.: Terrænkote Overside af blødbundsaflejringerne Underside af blødbundsaflejringerne Lagtykkelse af blødbund DVR90 DVR90 DVR90 Meter B B ,5 B ,1 B ,7-8,7 5,0 Tabel 4.1: Blødbund 4.1 Geotekniske boringer og tværsnit De geotekniske tværsnit 55 er lavet ud fra fire boreprofiler og giver indsigt i kompositionen af de forskellige jordlag. De geotekniske tværsnit varier væsentligt med hensyn til tykkelsen af gytjelagene. Baseret på tværsnittene øges tykkelsen af gytjelaget i østlig retning ud mod havnebassinet. Da gytjen har en stor betydning for anlægsomkostningerne på det nye bagland, vil de udarbejdede lagprofiler blive lavet ud fra en konservativ vurdering af de optegnede tværsnit samt de fire boreprofiler. Nedenstående Tabel 4.2 og Tabel 4.3 er en skematisk oversigt over de to lagprofiler, der vil danne grundlag for opfyldningen af Sydhavnen samt anlæggelse af den nye kajfront. Profil 1 repræsenterer den vestlige del af Sydhavnen, og profil 2 repræsenterer den østlige del af Sydhavnen. Aflejring Aflejringsmiljø og geologisk periode Profil 1 vest DVR90 kote overside DVR90 kote - underside Lagtykkelse [m] Gytje Ma, Pg -3,7-10,8 7,1 Tørv Ma, Pg -10,8-12,2 1,4 Ler Ne, Pg -12,2-13,3 1,1 Moræneler Gl, Gc -13,3 - - Tabel 4.2: Profil 1 - vest 54 Bilag 6 - Tværsnit 55 Bilag 6 - tværsnit

26 20 S ide 4 Geoteknisk rapport - JE Profil 2 øst Aflejring Aflejringsmiljø og geologisk periode DVR90 kote overside DVR90 kote - underside Lagtykkelse [m] Gytje Ma, Pg -3,8-14,1 10,3 Ler Ne, Sg -14,1-15,1 1,0 Moræneler Gl, Gc -15,1 - - Tabel 4.3: Profil 2 øst Den nedenstående Figur viser et tværsnit af Sydhavnen, hvor de to udarbejdede lagprofiler er optegnet i sammenhæng. Tværsnittet vil i sammenhold med tegningen over niveaukurverne til underside af blødbundsaflejringerne 57 danne grundlag for udregning af sætningsforløbet af Sydhavnen. Tværsnittet er en simplificering af jordbundsforholdende, men da der ikke er udført flere boringer, har det ikke været muligt at udføre et mere detaljeret snit. 4.2 Beregningsprofiler Figur 4.2: Tværsnit På baggrund af de to lagprofiler, er der blevet udarbejdet to beregningsprofiler. De geotekniske parametre er fastsat på den sikre side, for at undgå eventuelle ugunstige forhold, der kan føre til brud eller sætninger. De fire geotekniske boreprofiler samt Teknisk Ståbi er blevet anvendt, til fastsættelse af de geotekniske parametre. Den udrænede forskydningsstyrke for gytjen er bestemt baseret på vingeforsøgene, der er foretaget i forbindelse med boringerne. Da gytjens udrænede forskydningsstyrke er væsentlig reduceret i forhold til den målte vingestyrke anvendes skønsformel 4.1, hvor plasticitetsindekset konservativt sættes til i henhold til Teknisk Ståbi. [47] Bilag 7 - Sammenhængende tværsnit af Profil 1 vest og Profil 2 øst 57 Bilag 8 - Niveaukurver - Blødbund

27 4 Geoteknisk rapport - JE 21 S ide Da gytjens styrke varierer i dybden er der beregnet to udrænede forskydningsstyrker i henholdsvis kote og

28 22 S ide 4 Geoteknisk rapport - JE Beregningsprofil 1 vest DVR90 kote Karakteristiske parametre -3,7-8,0 Gytje -8,0-10,8 Gytje -10,8-12,2 Tørv -12,2-13,3 Ler -13,3 Moræneler

29 4 Geoteknisk rapport - JE 23 S ide Beregningsprofil 2 øst DVR90 kote Karakteristiske parametre -3,8-8,0 Gytje -8,0-14,1 Gytje -14,1-15,1 Ler -15,1-16,5 Moræneler -16,5 Moræneler

30 24 S ide 4 Geoteknisk rapport - JE 4.3 Vandspejlsforhold Vandspejlet er placeret i kote 0,0 i henhold til DVR90. Den gamle kajfront er dimensioneret ud fra en maksimal vandspejlsdifferens på 1,0 m i ulykkestilfældet og 0,5 m i brudgrænsetilfældet. Da der ikke er udført yderligere undersøgelser, vil disse vandspejlsdifferenser ligeledes blive brugt til dimensionering af den nye kajfront. Vandtrykket er en væsentlig faktor ved beregning af spunsvæggen, og det kan have alvorlige konsekvenser, hvis det ikke indgår i beregningen. 4.4 Deformationsparametre Der er kun blevet udført konsolideringsforsøg på gytjen i Sydhavnen, men der forefindes andre sætningsgivende lag i Sydhavnen. Deformationsparametrene er for disse lag er bestemt ud fra boreprofilerne, Teknisk Ståbi og skønsformler. For at bestemme krybningsdekadehældning anvendes formel For at bestemme konsolideringsmodulen anvendes formel 4.3 For at bestemme konsolideringskoefficienten anvendes formel 4.4 For at bestemme elasticitetsmodulen anvendes formel angiver Poissons forhold som normalt skønnes til at ligge mellem. Der regnes i nærværende rapport med 0,25. [47] Tabel 4.4 angiver deformationsparametrene for de sætningsgivende lag. Ved beregning af konsolideringskoefficienten for tørv og gytje er den hydrauliske ledningsevne bestemt ud fra bilag 21.

31 4 Geoteknisk rapport - JE 25 S ide Den påførte konsolideringskoefficient for gytjen i Tabel 4.4 er valgt for en spænding på 106 [kn/m 2 ]. 4.5 Sammenfatning Q Q s c k K E [%] [%] [m²/s] [kn/m 2 ] [kn/m 2 ] Gytje 41,9 3,5 5,3* Tørv 25 1,0 5,1* Ler 15 0,6 8* Tabel 4.4: Deformationsparametre 58 Analysen af de geotekniske boringer har udmundet sig i to beregningsprofiler. De fastsatte geotekniske parametre og omfanget af blødbundsområdet er skønnet på den sikre side. Omfanget af det forventede blødbundsområde skal yderligere undersøges, da det vil have en betydelig indflydelse på den samlede økonomi for opfyldningen af Sydhavnen. Vandspejlet er placeret i kote 0,0 i henhold til DVR90. Ved dimensionering og udformning af etapeafgrænsningen mellem etape 1 og etape 2 vil der blive anvendt en maksimal vandspejlsdifferens på 1,0 m i ulykkestilfældet og 0,5 m i brudgrænsetilfældet. For at lave en mere detaljeret udredning af den geotekniske situation i Sydhavnen, anbefales det, at der udføres flere boringer. 58 Beregning af konsolideringsmodulet og E-modulet findes på vedlagt CD Parametre - PLAXIS

32 26 S ide 5 Sætningsteori - JE 5 Sætningsteori - JE Dette afsnit vil være en kort gennemgang af den teori, der ligger til grund for sætningsberegningerne. Afsnittet vil udelukkende behandle den teori, der er relevant for nærværende projekt, hvilket hovedsagligt vil omhandle normalkonsolideret ler. Normalkonsolideret ler er betegnet som ler, der ikke har været belastet med større belastninger end de aktuelle. Dette omfatter blandt andet postglaciale lerarter og gytje. Når leren bliver belastet, vil der straks opstå sætninger, hvilket skyldes en deformation af jorden. Disse sætninger kaldes initialsætninger. På grund af den øgede belastning vil der opstå et poreovertryk mellem kornene i leren. Over tid, hvilken er afhængig af lerens permeabilitet og drænveje, vil poreovertrykket aftage da vandet mellem kornene bliver presset ud. I takt med at poreovertrykket mindskes vil ler-skelettet blive trykket tilsvarende sammen. De sætninger, der er forårsaget af de øgede lodrette normalspændinger, der presser vandet ud af gytjen, kaldes konsolideringssætninger. Det har vist sig, at der fortsat opstår deformationer efter poreovertrykket er udlignet. Disse sætninger kaldes sekundære sætninger eller krybesætninger og vil aftage med tiden. De sekundære sætninger skyldes krybning, der fremkommer ved spændingsomlejring mellem kornene. De tre omtalte sætningstyper giver sammenlagt de samlede sætninger, der forekommer ved belastning af et sætningsgivende lag. [3][4] Konsolideringsteorien er nærmere beskrevet i afsnit 3 Konsolideringsforsøg - JE. 5.1 Initialsætninger Initialsætningerne opstår i forbindelse med belastning af jorden, inden porevandet når at blive drænet væk. Det betyder, at disse typer af sætninger udelukkende skyldes forskydningsdeformationer af jorden. Initialsætningerne vil som regel være overstået inden konsolideringssætningerne begyndes. Da initialsætningerne skyldes forskydningsdeformationer, beregnes disse sætninger ud fra et udrænet triaksialforsøg. Da der i nærværende projekt, ikke bliver udført et udrænet triaksialforsøg, er der ikke tilstrækkelig grundlag for at beregne initialsætningerne. Det ses ofte, at beregning af disse sætninger undlades, da de er forholdsvis små i forhold til konsolideringssætningerne. Det afhænger dog af det enkelte projekt, hvorvidt initialsætningerne skal beregnes. [3][4] 5.2 Konsolideringssætninger Konsolideringssætningerne opstår når porevandet bliver drænet væk, grundet den øgede spændingstilvækst. For at beregne konsolideringssætningerne i normalkonsolideret jord, anvendes jordens dekadehældning, hvilken er fundet ud fra et konsolideringsforsøg. Dette er nærmere beskrevet i afsnit 3 Konsolideringsforsøg - JE. Er det sætningsgivende lag af en vis størrelsesorden, har det vist sig hensigtsmæssigt at dele laget op. Spændingerne beregnes i midten af hvert lag. Formel 4.1 anvendes til beregning af konsolideringssætningerne for normalkonsolideret ler.

33 5 Sætningsteori - JE 27 S ide 5.1 De samlede konsolideringssætninger for normalkonsolideret ler er I nærværende projekt planlægges det at lave en forbelastning af det sætningsgivende jordlag. Herefter vil sætningsgivende jordlag, der er blevet forbelastet, blive betegnet som forkonsolideret jord. Det betyder, at der ved sætningsberegning, af de belastninger området efterfølgende vil blive udsat for, skal anvendes en formel for forkonsolideret jord. Nedenstående formel 5.2 anvendes ved sætningsberegning for forkonsoliderede jordarter, under den forudsætning at spændingstilvæksten er konstant gennem hele laget. 5.2 De samlede konsolideringssætninger for forkonsolideret ler er. For at finde konsolideringsmodulet skal der udføres et konsolideringsforsøg, hvor der laves en aflastning og en genbelastning, der repræsenterer den fremtidige belastning af området. [3][4] 5.3 Krybning og krybningssætninger De deformationer, der opstår efter den primære konsolidering er ophørt, kaldes for krybning. Krybning fremkommer især i normalkonsolideret ler, og det er derfor en vigtig faktor at tage højde for i forbindelse med sætningsberegning. For at bestemme krybesætningerne skal der udføres et konsolideringsforsøg. Sætningerne forårsaget af krybning beskrives ud fra tidskurvens hældning efter konsolideringsgraden U er nået 100%. Figur 5.1 viser en tidskurve for et givent belastningstrin, hvor er vist.

34 28 S ide 5 Sætningsteori - JE Figur 5.1: Tidskurve for konsolideringsforsøg [3] Hældningen kaldes for krybningens dekadehældning og sammenhængen med det pågældende belastningstrin kan optegnes som en kurve i et koordinatsystem, hvilket er vist i nedenstående Figur 5.2. Figur 5.2: Sammenhængen mellem og [3] Den maksimale værdi af krybningens dekadehældning findes ved en belastning større end forbelastningsspændingen. Denne værdi kaldes for krybningens tøjningsindeks, hvilket er vist på Figur 5.2. Samtlige værdier til optegning af krybningskurven findes ud fra et konsolideringsforsøg, hvilket er nærmere beskrevet i afsnit 3 Konsolideringsforsøg - JE. Sætningerne forårsaget af krybning kan beregnes ud fra formel

35 5 Sætningsteori - JE 29 S ide [3][4][54] 5.4 Konsolideringens tidsforløb For at bestemme konsolideringens tidsforløb forudsættes det, at der udelukkende opstår lodrette deformationer. Belastes et vandmættet lerlag, opstår der en forøgelse af poretrykket, der efter en given tid vil være udlignet. Konsolideringens tidsforløb beskriver altså tiden det tager for at poretrykket er udlignet og belastningsforøgelsen udelukkende bliver båret af effektive spændinger. Der er flere faktorer, der har indflydelse på tidsforløbet blandt andet kan nævnes jordens permeabilitet, sammentrykkelighed og drænvejene. Generelt gælder det for ler, at det har en lav permeabilitet og en stor sammentrykkelighed. Dette betyder, at konsolideringsprocessen tager forholdsvis lang tid, mens sætningerne bliver forholdsvis store. For sand regnes en belastningsforøgelse med øjeblikkeligt at blive optaget som effektive spændinger og poretrykket forbliver derfor uændret. Dette skyldes sandets store permeabilitet, hvilket gør, at belastningsforøgelsen stort set momentant vil presse vandet ud og sandets kornskelet vil bære den øgede belastning. Konsolideringens tidsforløb kan beregnes ved at anvende nedenstående formler og figurer, under den forudsætning, at der ensformigt fordelt spændingstilvækst. Højden af det sætningsgivende lag afhænger af om det er ensidigt eller dobbeltsidigt drænet. Er det dobbeltsidigt drænet skal højden af det sætningsgivende lag halveres. For at beregne konsolideringens tidsforløb skal tidsfaktoren T bestemmes, hvilket gøres ved at anvende nedenstående formel Ud fra den beregnede tidsfaktor, kan konsolideringsgraden U findes ved hjælp af nedenstående Figur 5.3. På kurven over konsolideringens tidsforløb indgår både initial og sekundær konsolidering.

36 30 S ide 5 Sætningsteori - JE Figur 5.3: Konsolideringens tidsforløb [3] De samlede sætninger for det sætningsgivende lag beregnes, og sætningerne til en given tid kan derved bestemmes ved nedenstående formel For at bestemme poreovertrykket og den effektive spændings tilvækst anvendes Figur 5.4. Figur 5.4: Fordelingen mellem effektiv spændingstilvækst of poreovertryk Formel 5.6 anvendes til at bestemme poretrykket. 5.6

37 5 Sætningsteori - JE 31 S ide [3][4]

38 32 S ide 6 Vertikaldræn - JE 6 Vertikaldræn - JE Vertikaldræn anvendes for at fremskynde konsolideringsprocessen i sætningsgivende jordtyper. De hyppigst anvendte vertikaldræn er wick dræn eller sand dræn. Sand dræn er borede kolonner fyldt op med sand, og wick dræn er geosyntetiske strømper, der bliver presset ned i det sætningsgivende lag. I dag anvendes der oftest wick dræn, da disse dræn er hurtigere og mere økonomiske at installere. Funktionen af de to dræn fungerer på den samme måde, og omtales i dette afsnit under fællesbetegnelsen, vertikaldræn. Figur 6.1: Uden vertikaldræn [30] Figur 6.2: Med vertikaldræn [30] Formålet med vertikaldrænene er at reducere drænvejen og lede det overskydende porevand væk fra det sætningsgivende lag. På Figur 6.1 ses en situation uden vertikaldræn, hvor der kun er en drænvej, hvilket er op til det overliggende sandlag. På Figur 6.2 ses en situation, hvor der er anvendt vertikaldræn. Drænvejen er her reduceret til det nærmest beliggende vertikaldræn. Vertikaldrænene vil reducere sætningernes tidsforløb væsentligt, hvilket vil fremskynde konsolideringsprocessen. Vandet ledes enten op eller ned til et permeabelt lag, der fører vandet væk, enten naturligt eller ved anvendelse af et pumpesystem. Ifølge konsolideringsteorien efigur 6.3r tiden for en given konsolideringsgrad eller en procentdel af gennemført konsolidering: 1. Omvendt proportional med jordens permeabilitet 2. Proportional med af den længste drænvej opløftet i anden postens Det vil sige, at en jordtype med lav permeabilitet vil være længere om at konsolidere kontra en jordtype med høj permeabilitet. Desuden vil en kortere drænvej fremskynde konsolideringsprocessen. [29] 6.1 Beregning af afstanden mellem vertikaldrænene Afstanden mellem drænene afhænger af den ønskede tidsperiode konsolideringen skal løbe over. Flere dræn vil reducere konsolideringens tidsforløb. Ved beregning af den ønskede afstand mellem vertikaldrænene kan teorien, der er blevet udarbejdet i forbindelse med konsolideringens drænveje tilnærmelsesvis anvendes. Dette er udtrykt i nedenstående formel 6.1: 6.1

39 6 Vertikaldræn - JE 33 S ide Tiden (t 1 ) beskriver den tid, det vil tage for det sætningsgivende lag med en maximal drænvej (h 1 ) at opnå en given konsolideringsgrad. Disse tal findes ud fra et konsolideringsforsøg. Tiden (t 2 ) beskriver den tid det vil tage, for det samme sætningsgivende lag med en maximal drænvej (h 2 ) at opnå den nøjagtig samme konsolideringsgrad. Her anvendes den aktuelle højde for drænvejen af det sætningsgivende lag. Anvendes der vertikaldræn, vil drænvejen (h 2 ) blive reduceret alt afhængig, hvor tæt drænene placeres. Formel 6.1 tager kun højde for en todimensionel konsolidering, hvor vertikaldrænet i realiteten producerer en tredimensionel konsolidering. Dette betyder, at det beregnede resultat kun vil være en tilnærmet værdi. Der er to væsentlige faktor, der skal tages højde for ved anvendelse af vertikaldræn. Drænene kan med tiden blive helt eller delvist tilstoppede, og der vil være en modstand i selve drænene, hvilket betyder en mindre strømningshastighed. Disse to faktorer nedsætter hastigheden for konsolideringsprocessen. Nedenstående formel 6.2 tager højde for disse to faktorer, og giver et bedre estimat på den nødvendige tid til at opnå den ønskede konsolidering. 6.2 For at opnå den mest effektive placering af vertikaldrænene, placeres drænene som triangulære gitre, hvilket er vist på Figur 6.4. Figur 6.4: Triangulær gitter layout [30] Drænene er placeret de steder, hvor de blå linjer skærer hinanden og cirklerne omkring hvert enkelt dræn, viser det pågældende dræns drænområde. Har konsolideringsprocessen en forudbestemt tidsramme, kan drænafstanden bestemmes ud fra formel 6.2 og Figur 6.4. [29][30]

40 34 S ide 7 Pæle -JE 7 Pæle -JE Dette afsnit vil indeholde en kort introduktion til pæle og de formler, som anvendes til at beregne disse. 7.1 Enkeltpæle Følgende vil være en kort gennemgang af de geostatiske beregningsmetoder for enkeltpæle. For en pæl der anvendes til at optage en trykbelastning, er brudbæreevnen lig med bidraget fra spidsmodstanden samt overflademodstanden. Dette er udtrykt i formel For en pæl, der anvendes til at optage en trækbelastning, er brudbæreevnen lig med bidraget fra overflademodstanden. Dette er udtrykt i formel Beregningsmetoden for overflademodstanden og spidsmodstande afhænger jordtypen. [3][4] Trykbelastede pæle i vandmættet ler - brudgrænsetilstand For aksialt belastede pæle i vandmættet ler beregnes overflademodstanden ved hjælp af formel Regenerationsfaktoren beskriver forholdet mellem lerets forskydningsstyrke under ramning og lerets forskydning i intakt tilstand. En måned efter ramning vil leret have genvundet en del af sin oprindelige styrke, og kendes vingestyrken af leret, kan regenerationsfaktoren bestemmes ud fra denne. Generelt anvendes en regenerationsfaktor på 0,4 i brudgrænsetilstanden, hvis nærmere undersøgelser ikke er fortaget. Denne faktor er normalt opnået ca. 100 dage efter ramning. I anvendelsesgrænse tilstanden, hvor negative overflademodstande opstår, regnes der med en regenerationsfaktor på 1,0. For aksialt belastede pæle i vandmættet ler beregnes spidsmodstanden ved hjælp af formel

41 7 Pæle -JE 35 S ide Formel 7.4 gælder generelt for de fleste lerarter. Dog kan talfaktoren 9 fordobles, hvis der er tale om fast dansk moræneler. [3][4] Trykbelastede pæle i sand brudgrænsetilstand For aksialt belastede pæle i sand beregnes overflademodstanden ved hjælp af formel For aksialt belastede pæle i sand beregnes spidsmodstanden ved hjælp af formel Generelt er det svært at fastsætte spidsmodstanden, da bæreevnefaktoren vil være behæftet med en vis usikkerhed. Dette skyldes, at det er vanskeligt at bestemme lejringstætheden på et dybtliggende sandlag. Den planefriktionsvinkel, der anvendes ved beregning af bæreevnefaktoren, antages tilnærmelsesvis at kunne beregnes ud fra formel Den geostatiske beregnede spidsmodstand i sand er behæftet med så stor usikkerhed, at den ikke bør anvendes til endelig bestemmelse af trykbærevenen. Der bør altid blive udført belastningsforsøg efter ramning for at kontrollere bæreevnen. [3][4] Trækbelastede pæle brudgrænsetilstand Der skal undersøge to brudmekanismer ved beregning af brudbæreevnen for trækbelastede pæle. Udtrækning af selve pælen og udtrækning af pælen samt et jordvolumen omkring denne. Den mindste brudbæreevne af de to, bestemmer pælens samlede brudbæreevne. Da der ikke forekommer nogen

42 36 S ide 7 Pæle -JE spidsmodstand i en trækpæl, regnes brudbæreevnen udelukkende som overflademodstanden. Dette er udtrykt i nedenstående formel Nedenstående Figur 7.1 viser de to brudmekanismer. Jordlegemets volumen udregnes ud fra den forudsætning, at det danner en hældning på 1:2 mod pælens lodrette sider. [3][4] Den negative overflademodstand Figur 7.1: Trækbelastede pæle [3] I anvendelsesgrænsetilstanden undersøges der for negativ overflademodstand. Negativ overflademodstand opstår ved konsolidering af et sætningsgivende lag f.eks. i forbindelse med opfyldning. Rammes en pæl ned igennem et sætningsgivende lag, vil der ske en konsolidering af det pågældende lag, hvis der efterfølgende udføres en opfyldning. Gytjen vil blive trykket sammen, og vil i forhold til pælen, bevæge sig nedad. Det er vigtigt at tage højde for denne påvirkning, da den vil reducere pælens bæreevne. I formel 7.9 indgår bidraget fra den negative overflademodstand. 7.9 Figur 7.2 viser en situation før og efter opfyldning. Der vises både en situation, hvor sætningerne accepteres, og en situation hvor sætningerne ikke accepteres.

43 7 Pæle -JE 37 S ide Figur 7.2: Negativ overflademodstand I situationen, hvor sætningerne accepteres, bidrager det konsoliderende jordlag positivt til bæreevnen. I situationen, hvor sætningerne ikke accepteres, skal den negative overflademodstand fratrækkes bæreevnen i henhold til formel 7.9. Den maksimale negative overflademodstand vælges, som den mindste værdi af de to nedenstående: 1. Den sætningsgivende last inden for det, på Figur 7.2, indtegnede jordlegeme. 2. Den geostatiske beregnede overflademodstand i de jordlag, der befinder sig over de ikke sætningsgivende lag. Her regnes der, som tidligere nævnt, med en regenerationsfaktor på 1,0.

44 38 S ide 8 Bæreevne - JE 8 Bæreevne - JE I forbindelse med opfyldning af Sydhavnen skal gytjens bæreevne bestemmes, så der undgås brud under opfyldningen. Brudbæreevnen beregnes ud fra den udrænede forskydningsstyrke, hvilken er bestemt ved hjælp af vingeforsøg. I henhold til den geotekniske rapport 59 er den udrænede forskydningsstyrke beregnet til nedenstående værdier. Det ses, at gytjen har forskellige udrænede forskydningsstyrker, alt afhængig af dybden, da de dybere liggende lag af gytje er blevet trykket sammen af de overliggende lag. Da den kritiske udrænede forskydningsstyrke er den svageste, vil det være denne forskydningsstyrke, der anvendes til at beregne brudbæreevnen. For at beregne jordens brudbæreevne for det udrænede tilfælde anvendes nedenstående formel Da gytjen, inden påføring af det første sandlag, er ubelastet er, idet angiver den lodrette spænding ved siden af fundamentets underkant. Faktorerne, og beregnes ud fra nedenstående formler Formfaktoren og hældnings faktoren sættes lig med 1, da grundtilfældet er for et uendelig langt, lodret og centralt belastet stribefundament. Det betyder, at gytjens bæreevne kan beregnes ud fra nedenstående reducerede formel Afsnit 4 Geoteknisk rapport - JE

45 8 Bæreevne - JE 39 S ide Den regningsmæssige udrænede forskydningsstyrke er vist i Tabel Bæreevnen kan nu beregnes. Karakteristisk Partialkoefficient Regningsmæssig cu = 3,43 [kn/m²] 1,8 cud = 1,91 [kn/m²] Tabel 8.1: Regningsmæssig udrænet forskydningsstyrke Da fyldsandet har en effektiv rumvægt på, kan tykkelsen af de sandlag der kan påføres ad gangen beregnes. Der kan påføres et sandlag på af en tykkelse på, uden der opstår bryd i gytjen. For at beregne lagtykkelsen og tiden hvormed det næste sandlag må påføres, er det nødvendigt at undersøge poretrykket og de effektive spændinger. Ved udlæggelse af sandlaget, vil der opstå et poreovertryk i gytjen. Den optimale situation vil være, at vente til poretrykket er udlignet, før der påføres et nyt sandlag. Gøres dette kan den øgede forskydningsstyrke skønnes ved hjælp af formel 8.6, hvor. Denne formel kan kun anvendes ved 100% konsolidering, da den forudsætter at poreovertrykket et udlignet. 8.6 Da dette i praksis ikke er en mulighed, da det tager for lang tid at opnå 100% primær konsolidering, laves der normalt en vurdering af hvornår poretrykket er reduceret tilstrækkeligt før der kan påføres et nyt sandlag. Formel 3.1 viser sammenhængen mellem poretrykket og den effektive spænding. 8.7 Vand kan ikke overføre forskydningsspændinger, hvilket betyder, at det udelukkende er den effektive spænding der er afgørende for styrken. Ved belastning af gytjen vil der som tidligere nævnt opstå et poreovertryk, der med tiden vil blive drænet bort, og belastningen vil blive båret af gytjens kornskellet. De effektive spændinger vil dermed vokse som en funktion af tiden. 60 Afsnit 2 Beregningsforudsætninger - JE