Siste sideversjon per 19. aug. 2011 kl. 07:42

INNLEDNING

Et av flere mål under planlegging av nye jernbanestrekninger bør være å minimalisere terrenginngrepene, dvs. at fyllinger og skjæringer gjøres så små som mulig. Dette vil i seg selv bidra til å minimalisere stabilitetsproblemene.

For de eldre banestrekninger var ofte kurvaturen tilpasset terrenget på en helt annen måte enn i dag. Her var massebalanse i prosjektet og på delstrekninger et mål i seg selv. Den høye andelen av manuelt arbeid og de begrensede tekniske mulighetene gjorde at det måtte sees langt mer kritisk på masseforflytninger enn det gjøres i dag.

I dagens planlegging er slik terrengtilpasning ofte vanskelig å få til. Kravene til linjeføring er strenge, og andre hensyn enn de geotekniske forhold tillegges som regel større vekt ved valg av trasé. Høye fyllinger og dype skjæringer er som følge av stiv linjeføring i dag snarere regelen enn unntaket for nye banestrekninger. Slike terrenginngrep har stor betydning for stabiliteten til underbygningen og det omkringliggende landskap.

HVA ER STABILITET

Begrepet ”stabilitet” benyttes ofte uten at det samtidig legges en eksakt definisjon i begrepet. Ofte legges også betydningen ”tilstrekkelig sikkerhet mot utglidning”, inn i stabilitetsbegrepet, uten at dette samtidig er kvantifisert.

Innen geoteknikken er begrepet definert på flere måter. Tidligere ble stabilitet definert som følgende brøk, og ved innføring av begrepet sikkerhetsfaktor:

Sikkerhetsfaktor:

$F={\frac {M{\text{stab}}{\text{.}}}{M{\text{driv}}{\text{.}}}}$ (4.1)

der: F er sikkerhetsfaktor

M_stab. er stabiliserende moment, dvs. som hindrer utglidning

M_driv. er drivende moment, dvs. som bidrar til utglidning

glideflateDenne definisjonen bygger på betraktning av stabilitet av jorden i et tverrsnitt gjennom skråningen. Jorden tenkes da å oppføre seg som et stivt legeme i et tenkt beregningssnitt, som avgrenses av en glideflate (bruddflate), se figur .1. Belastningen fra egenvekt W og eventuelle ytre laster (for eksempel terrenglast) gir et drivende moment, som virker destabiliserende på jordmassen. Legemet hindres i å gli ut av et stabiliserende moment, som utgjøres av mobilisert skjærspenning i jorden langs en tenkt glideflate.

For at en jordmasse skal være stabil, må brøken som uttrykker sikkerhetsfaktoren F ha verdi større eller lik 1 for alle potensielle glideflater. Hvis beregning viser at så ikke er tilfelle, er situasjonen labil, og en utglidning vil kunne skje.

[[Image:]]

Figur 4.1Skjærspenning langs en glideflate

Det har vist seg å kunne være vanskelig å holde på definisjonen med drivende og stabiliserende momenter, og uansett oppstår det visse muligheter for feil bruk av definisjonen når geometri og lastforhold blir kompliserte.

I dag benyttes heller følgende definisjon for vurdering av stabilitet:

Sikkerhetsfaktor F:

$F={\frac {\tau k}{\tau }}$ Feil i matematikken (⧼math_empty_tex⧽): {\displaystyle } (4.2)

der: F er sikkerhetsfaktor

_k er maksimal (karakteristisk) skjærspenning

 er opptredende (utnyttet) skjærspenning

Dette begrepet sier på en bedre definert måte hvor langt unna et evt. brudd i materialet jorden befinner seg, se figur .2.

materialfaktorNormalt betegnes nå sikkerheten F som materialfaktoren, _m:

$\gamma m={\frac {\tau k}{\tau }}$ Feil i matematikken (⧼math_empty_tex⧽): {\displaystyle } (4.3)

Dette innebærer at usikkerheten med hensyn til materialets styrke tas i betraktning ved beregninger. Den dimensjonerende verdi finnes ved at materialets karakterisiske styrkeparameter divideres med materialfaktoren.

lastfaktorTilsvarende er det også definert faktorer for de laster som inngår ved beregninger, såkalte lastfaktorer. Disse omtales ikke nærmere her, men omfatter bl.a. lastfaktorer for egenlaster, nyttelaster og naturlaster. Dimensjonerende laster fåes ved å multiplisere karakteristiske laster med aktuell lastfaktor (se Norsk Standard 3479).

[[Image:]]

Figur 4.2Andel utnyttet skjærspenning

krav til materialfaktorKrav til minimum materialfaktor vil variere, men ligger normalt i området 1,3 ‑ 1,5. Kravet til materialfaktor er strengest for den såkalte totalspennings-analysen (se avsnitt 5.3.1). Bestemmelse av udrenert skjærstyrke (S_u) og beregningsmetoden regnes å ha større usikkerhet enn effektiv-spenningsanalysen. Effektivspenningsanalysen (se avsnitt 3.5.2) gjøres med de effektive styrkeparametre (attraksjonen a og friksjonsvinkelen  (”fi”)).

I tabell .1 er det angitt hvilke krav til materialfaktor (dvs. krav til ”sikkerhet”) som bør settes ved varierende forhold (type brudd, konsekvens, beregningsmåte). Det krever faglig innsikt og erfaring å vurdere hvorvidt et evt. brudd kan betegnes som seigt eller sprøtt, samt hvilken beregningsmåte som bør benyttes for å få tilfredsstillende grunnlag for vurdering av stabilitetsforholdene.

Tabell 4.1Materialkoeffisienter ved stabilitetsberegninger

Analysetype	Skadekonsekvensklasse	Bruddmekanisme
		Seigt	Nøytralt	Sprøtt
Effektivspenningsanalyse, a-metoden	Mindre alvorlig	1,20	1,30	1,40
	Alvorlig	1,30	1,40	1,50
Totalspenningsanalyse, ADP-metoden	Meget alvorlig	1,40	1,50	1,60
Totalspenningsanalyse,	Mindre alvorlig	1,40	1,55	1,70
S_u-metoden	Alvorlig	1,55	1,70	1,85
	Meget alvorlig	1,70	1,85	2,00

PROBLEMSTILLINGER

Stabilitet må vurderes for en rekke forskjellige situasjoner:

Stabilitet av fyllinger

i flatt terreng
i skrånende terreng

Stabilitet av skjæringsskråninger
Stabilitet av naturlige skråninger
Stabilitet av konstruksjoner

fundamenter
støttemurer
armerte jordskråninger

Stabilitet må vurderes sett i forhold til aktuelle lastsituasjoner og grunnforhold på stedet.

Problemstillingene er alltid aktuelle ved prosjektering av nye banestrekninger/ kryssingsspor osv. Det vil ofte også være aktuelt å utføre stabilitetsvurderinger for problemstillinger knyttet til eksisterende baner.

I denne læreboken berøres hovedsakelig stabilitet av skråninger og fyllinger, mens konstruksjoner (fundamenter/støttemurer osv.) omtales i liten grad.

GRUNNUNDERSØKELSER FOR STABILITETSANALYSER

Strategi for grunnundersøkelser

For å kunne vurdere og beregne stabilitetssituasjonen, må grunnforholdene

være undersøkt.

undersøkelses-strategiFølgende undersøkelsesstrategi kan være eksempel på mulig fremgangsmåte:

Generelle undersøkelser langs hele traseen (senterlinje).
Undersøkelser i profiler hver 50 - 100 m (avhengig av forholdene).
Fortetning av undersøkelser ved konstruksjoner eller påviste vanskelige forhold.
Jordas styrkeeegenskaper bør verifiseres ved prøvetaking/vingeboringer/ CPT-sonderinger. Prøver analyseres i laboratorium.
For effektivspenningsanalyse må poretrykkets dybdevariasjon undersøkes.

Generelt vil behovet for undersøkelser øke med størrelsen av terrenginngrepene (dvs. ved planlagte høye fyllinger/dype skjæringer), eller hvis det påvises bløt grunn. Omfanget av grunnundersøkelser bør da intensiveres lokalt.

Omfanget av undersøkelsene vil normalt avhenge av plannivå. Behovet for detaljerte undersøkelser vil øke fram mot bygging (byggeplan), mens det for tidlige plannivåer og utredninger er behov for å undersøke i et omfang som gjør det mulig å gjøre riktige valg, samt legge premissene for senere prosjektering.

Grunnundersøkelsene bør planlegges slik at undersøkelser for flere behov utføres samtidig, for eksempel for stabilitetsvurderinger, setningsvurderinger, fundamenteringsvurderinger osv. Likevel vil det som regel være behov for å utføre undersøkelser i flere planfaser.

Feltundersøkelser

feltunder-søkelserFor at nødvendige vurderinger og beregninger skal kunne foretas, må feltundersøkelsene som et minimum fastlegge følgende geotekniske data:

dybde til fast grunn/fjell (evt. kan boring avsluttes i stor dybde uten at det påtreffes fast grunn)
laggrenser
jordarter på stedet
jordas styrkeegenskaper

I tillegg vil det ofte også være behov for å kjenne til:

grunnvannsstand og poretrykksforhold

Figur .3 viser eksempel på en typisk situasjon hvor både laggrenser og grunnvannsstand ønskes kartlagt ved undersøkelsene.

[[Image:]]

Figur 4.3Typisk jordprofil

En sammenfatning av framgangsmåten ved planlegging av grunnundersøkelser er gjengitt i tabell .2:

Tabell 4.2Faser i geotekniske undersøkelser

Fase	Type undersøkelse	Beskrivelse
1	Definisjon av oppdrag	Belastninger, planer for anlegget
2	Innhenting av eksisterende opplysninger	Kart, flyfoto, eventuelle tidligere undersøkelser
3	Befaring	Topografi, geologi, naboterreng
4	Problemformulering og plan	Forundersøkelser i felt og laboratorium
5	Feltarbeid/boringer	Sonderende/orienterende, prøvehentende, spesielle
6	Laboratorieundersøkelser	På opptatte prøver
7	Rapportering	Bearbeidelse og presentasjon av data, beregninger og vurderinger, uttalelser, konklusjoner
8	Eventuell videre bistand	Flere undersøkelser, reviderte planer, kontroll

Bestemmelse av jordens skjærstyrke

Jordas skjærstyrke kan bestemmes på flere måter:

feltmålingerI felt (dvs. målt in situ ved grunnboring):

vingeboring (i leire/silt)
CPT-sondering

laboratorie-undersøkelserI laboratoriet (dvs. på opptatte prøver):

konusforsøk (inngår i rutineundersøkelser)
enaksialforsøk (inngår i rutineundersøkelser)
triaksialforsøk (spesialforsøk)
direkte skjærforsøk (spesialforsøk)

De enkelte metoder omtales ikke spesielt i denne læreboken.

Som regel vil en gjennomtenkt kombinasjon av flere metoder gi det beste geotekniske datagrunnlaget innenfor et budsjett. Prøvetaking bør alltid gjøres i kombinasjon med sonderinger for at resultater skal kunne vurderes for et større område. Bruk av CPT-sonderinger kan ofte være hensiktsmessig, og gir mye informasjon.

laboratorie-programEn erfaren geotekniker bør alltid bidra ved planlegging av grunnundersøkelsene og ved oppsett av undersøkelsesprogrammet, samt til å vurdere resultatene og justere programmet etter hvert som feltarbeidene skrider frem. For eksempel kan det være fornuftig å bestemme laboratorieprogrammet for opptatte prøver basert på sonderingsresultatene, slik at egenskapene til interessante lag kan karakteriseres.

JORDMODELLER OG BEREGNINGSMODELLER

Spenninger i jord

spenning i jordFor å kunne beregne stabilitet, må vi i utgangspunktet kjenne til hvordan spenninger i jord beregnes (spenning: kraft per areal).

Vi snakker normalt om to forskjellige typer ”spenning” i jord, totalspenninger og effektivspenninger. (I tillegg brukes innen geoteknikken bl.a. begrepene aktiv og passiv spenning, horisontalspenninger og hviletrykk. Disse begrepene omtales ikke nærmere her.)

Tyngde av jord

tyngdetetthet Jordas romvekt måles ved laboratorieundersøkelser, og betegnes normalt ved bruk av begrepet tyngdetetthet (tyngde pr. volum). Denne varierer med jordart, lagringstetthet/komprimering og vanninnhold.

Tyngdetettheten varierer dessuten avhengig av om materialet er mettet eller umettet, dvs. av om porene i jorden er fylt med vann.

Symbolet for tyngdetetthet av jord er den greske bokstaven  (”gamma”), ofte med en bokstav som indeks for å angi et bestemt materiale. For eksempel kan _L bety tyngdetetthet av leire, _w bety tyngdetetthet av vann osv.

For leire og finkornige jordarter er tyngdetettheten ofte i størrelsesorden 19-20 kN/m³, mens den for løst lagret sand kan være så lav som 16-17 kN/m³. In situ tyngdetetthet av sand og grus er normalt vanskelig å få eksakte tall for, i det prøvetaking i praksis alltid gir forstyrrede prøver, og derfor en lagringstetthet som avviker fra den som forefinnes i grunnen.

Begrepet effektiv tyngdetetthet omtales i avsnitt 5.1.3.

Totalspenninger

totalspenningTotalspenninger i vertikalretningen er enkelt sagt tyngde per flateareal av de masser som ligger over et gitt nivå i grunnen, og beregnes som total overlagring av jord i det enkelte punkt. Spenningene endrer seg med terrengformasjoner, materialer i grunnen og dybde under terreng, og spenningene må derved beregnes for seg i hvert enkelt profil hvor geotekniske vurderinger ønskes utført.

Størrelsen av de vertikal totalspenningene kan formuleres slik:

$\sigma v=\gamma \cdot z$ Feil i matematikken (⧼math_empty_tex⧽): {\displaystyle } (4.4)

der: _v er vertikal totalspenning

 er jordens tyngdetetthet

z er dybde under terreng

Det kan hende at tyngdetettheten endrer seg i dybden, for eksempel ved laggrenser eller over/under grunnvannsstand. I tilfelle vil spenningen ikke være rettlinjet fordelt med dybden.

[[Image:]]

Figur 4.4Totalspenninger i jord

Effektivspenninger

effektiv-spenningEffektivspenninger beregnes ved at poretrykket trekkes fra de totale spenningene, se figur .5:

$\sigma {\text{'}}=\sigma -u$ Feil i matematikken (⧼math_empty_tex⧽): {\displaystyle } (4.5)

der:’ er effektivspenning

 er totalspenning

u er poretrykket

Dette gjelder generelt for beregning av jordtrykk i alle spenningsretninger.

For spenninger i bestemte retninger benyttes indeks på spenningssymbolet. For vertikalretningen, som er utgangspunktet når øvrige spenninger beregnes, blir uttrykket for effektivspenningen:

${\begin{array}{c}\sigma {\text{'}}v=\sigma v-u\\\end{array}}$ Feil i matematikken (⧼math_empty_tex⧽): {\displaystyle } (4.6)

der:’_v er effektiv vertikalspenning (effektiv overlagring)

_v er total vertikalspenning (total overlagring)

u er poretrykket

effektiv tyngdetetthetOfte skrives dette slik at man i stedet for tyngdetetthet utnytter begrepet effektiv tyngdetetthet, ’.

Denne er definert som:

${\gamma }^{\text{'}}={\gamma }_{j}-{\gamma }_{w}$ Feil i matematikken (⧼math_empty_tex⧽): {\displaystyle } (4.7)

der: ’ er jordens effektive tyngdetetthet

_j er jordens tyngdetetthet

_wer vannets tyngdetetthet

For vanlige jordarter som sand og leire vil derved effektiv tyngdetetthet fremkomme ved å redusere total tyngdetetthet med 10 kN/m³.

poretrykkDette betyr samtidig at effektive spenninger avhenger både av romvekten på jorda og grunnvannsstand, samt av eventuelle artesiske over- eller undertrykk i jorda. Den eneste måten å få sikkert kjennskap til de virkelige poretrykk i grunnen, er å måle disse, for eksempel ved å installere piezometre i varierende dybder.

[[Image:]]

Figur 4.5Effektivspenninger i jord

EKSEMPEL : Bestemmelse av effektiv romvekt for leire:

Total tyngdetetthet bestemt ved prøvetaking:

_j = 19.5 kN/m³

Effektiv tyngdetetthet:

’ = _j - _w= 19.5 – 10 = 9.5 kN/m³

Jordmodeller

For å kunne utføre stabilitetsberegninger må det etableres en ingeniørmessig styrkemodell av de enkelte jordlag i grunnen. Det benyttes normalt én av to alternative jordmodeller for å beskrive jordarters styrke, avhengig av om jorden er finkornig (leire/silt) eller grovkornig (sand, grus eller stein):

Jordmodell 1: Udrenert skjærstyrke (Su)

Denne jordmodellen er i prinsippet meget enkel, i det jordens styrke i et bestemt jordlag antas å være konstant, dvs. spenningsuavhengig, ved spenningsendringer.

udrenert skjærstyrke (S_u)Modellen benyttes kun for finkornige jordarter (leire/silt). Begrepet ”udrenert skjærstyrke” henspiller på at porevannet i jorda unnslipper svært langsomt fra tette leir- og siltmasser ved pålastning, dvs. såkalte udrenerte forhold. Dette innebærer at evt. pålastninger av grunnen i slike jordarter umiddelbart vil medføre store økninger i poretrykket i grunnen. Jordas styrke forutsettes likevel å forbli den samme. Denne styrken kalles derfor udrenert skjærstyrke (S_u).

Innen geoteknikken brukes i beregninger og formler ofte det samme symbol for skjærspenninger som vanlig i statiske beregninger for øvrig, dvs. den greske bokstaven  (”tau”).

Udrenert skjærstyrke kan måles både i laboratorium (enaksialforsøk, konusforsøk, skjærboksforsøk og triaksialforsøk), samt in situ ved vingeboring eller CPT-sondering.

Skjærstyrken i vanlige norske leirer er ofte i området 10-50 kPa når man ser bort fra tørrskorpelaget (1 kPa = 1 kN/m²).

[[Image:]]

Figur 4.6Udrenert skjærstyrke

Jordmodell 2: Drenert skjærstyrke (a - )

spennings-avhengig styrkemodellJordmodellen for drenert skjærstyrke er en spenningsavhengig styrkemodell, og er derfor mer komplisert ved beregninger enn S_u-modellen.

I prinsippet antas jordas styrke i denne modellen å følge et lineært forløp sett i forhold til normalspenning på et tenkt plan. Det er her snakk om effektive spenninger i kornskjelettet i jorden, dvs. totalspenning fratrukket poretrykket.

friksjonsvinkel Stigningstallet for styrkeøkningen kalles tan (”tangens fi”), hvilket definerer friksjonsvinkelen ().

attraksjonI tillegg styres styrkelinjen av attraksjonen a. Attraksjonen har positiv verdi eller er lik 0, men markeres som avstand fra origo på negativ side av spenningsaksen.

[[Image:]]

Figur 4.7Jordmodell for effektive spenninger (drenert skjærstyrke)

Ut fra figur .7 ser man at valg av attraksjon har størst betydning ved små spenningsnivåer, mens det er friksjonsvinkelen som betyr noe ved større spenningsnivåer. Skjærstyrken langs selve bruddlinjen for materialet er betegnet med bokstaven S, mens skjærstyrke langs aksen er betegnet med symbolet . Bruken av disse symbolene, samt indekser, varierer en god del i litteraturen.

triaksialforsøkFriksjonsvinkelen kan bestemmes i laboratorium ved triaksialforsøk. For finkornige jordarter vil triaksialforsøk på materiale fra prøvesylindre gi en verdi som ligger nær opp til in situ friksjonsvinkel. For grovkornig, og derfor forstyrret, materiale, dvs. sand/grus, vil i tillegg pakningsgraden være av betydning, og innbyggingsprosedyre i triaksialapparatet er derfor vesentlig. Normalt gjøres forsøk med varierende pakningsgrad.

Friksjonsvinkel in situ kan også tolkes ut fra CPT-sonderinger.

Vanlige verdier for friksjonsvinkelen i finkornige materialer er = 20 til 33 grader, der laveste verdi er påvist i svært bløt leire, mens høyeste verdi er funnet for fast silt.

I grovkornige materialer er det målt friksjonsvinkler  = 33 til 42 grader, hvor laveste verdi gjelder for ensgradert løst lagret sand, og høyeste verdi gjelder for godt komprimert sprengstein. For grovkornige materialer, hvor attraksjonen a er tilnærmet lik 0, er friksjonsvinkelen lik rasvinkelen for materialet, dvs. den skråningsvinkel som akkurat gir glidning i overflaten av materialet når det legges i en haug så bratt som det er mulig.

Beregningsmodeller

Til de to jordmodellene hører to korresponderende beregningsmodeller:

Totalspenningsanalyse (Su-analyse eller udrenert analyse).

Effektivspenningsanalyse (a--analyse eller drenert analyse)

totalspennings-analyseTotalspenningsanalyse

Totalspenningsanalyse kalles også Su-analyse eller udrenert analyse.

Denne analysemetoden benyttes for korttidstilstanden. Bestemmelse av udrenert skjærstyrke gir grunnlag for å utføre en såkalt totalspenningsanalyse med hensyn på stabiliteten. Metoden brukes der det er påvist leire, og som regel også der det er silt i grunnen.

Utdrenering av porevann med tiden vil føre til at en annen betraktningsmåte kan være riktigere for langtidstilstanden (se avsnitt 5.3.2).

Effektivspenningsanalyse

effektivspen-ningsanalyse

Effektivspenningsanalyse kalles også a--analyse eller drenert analyse.

Denne analysemetoden brukes for å vurdere langtidstilstanden. Drenert skjærstyrke gir grunnlag for å utføre en såkalt effektivspenningsanalyse med hensyn på stabiliteten.

Beregningsmetoden er den eneste som skal benyttes i grovkornige jordarter (sand / grus). Årsaken er at evt. poreovertrykk som følge av økte belastning i slike jordarter umiddelbart vil dreneres bort, og en jordmodell basert på effektivspenning er derfor riktigst.

stabilitet av siltDer grunnen består av silt, skal effektivspenningsanalyse alltid utføres i tillegg til totalspenningsanalyse. Det kan dessuten være aktuelt å vurdere langtidstilstanden også der grunnen består av leire. Et typisk eksempel er skjæringsskråninger, der korttidstilstanden rett etter utgraving korresponderer med totalspenningsanalysen (udrenert), mens tilstanden etterhvert vil nærme seg effektivspenningstilstanden (drenert).

Av ovenstående framgår at kjennskap til grunnvannsstand og poretrykk er en forutsetning for å kunne utføre stabilitetsberegninger på effektivspenningsbasis.

Tabellen under gir en oppsummering av hvilken beregningsmåte som bør utføres for varierende jordarter.

Tabell 4.3Jordarter og analysemetoder, oppsummering

Jordart	Totalspennings-analyse	Effektivspennings-analyse	Kommentar
Grus, Sand, Stein		X
Silt	X	X	Laveste beregnede sikkerhet av total- og effektivspennings-analysen gjelder
Leire	X	(x)	Analyse av langtids-tilstand kan være aktuell f.eks. i skjæringer

Krav til beregningsmessig sikkerhet

Sikkerhet mot utglidning (materialkoeffisient) skal dokumenteres med anerkjente beregningsmetoder.

Minimumskrav til materialkoeffisient (sikkerhetsfaktor) som skal benyttes ved beregning av stabilitet er gitt i tabell .1.

LAST FRA JERNBANE

dimensjoner-ende lasterFor dimensjonerende laster gjelder NS 3479 "Prosjektering av bygningskonstruksjoner. Dimensjonerende laster".

Ved geotekniske beregninger for jernbane av:

fyllingers stabilitet og bæreevne
midlertidige/provisoriske forstøtninger mot sporet

dimensjoner-ende linjelastregnes en dimensjonerende linjelast lik 110 kN/m enkeltspor. Se nedenstående figurer.

[[Image:]]

Figur 4.8Dimensjonerende linjelast for enkeltsporet jernbane

For dobbeltspor regnes begge spor belastet samtidig. Det ene sporet belastes med 110 kN/m, og det andre sporet belastes med 90 kN/m. Ugunstigste belastningstilfelle benyttes.

[[Image:]]

Figur 4.9Dimensjonerende linjelast ved dobbeltsporet jernbane

Lastene gjelder fyllinger på fri linje samt midlertidige konstruksjoner, og ikke for beregning av brukar, støttemurer og andre permanente konstruksjoner, samt større kulverter. Her gjelder andre laster (lasttoget - se bruregelverket, JD 525).

FYLLINGSSTABILITET

maksimal skrånings-helningStabil skråningshelning er en funksjon av materialtype og fyllingshøyde. Tabell .4 viser anbefalte verdier for maksimal skråningshelning for jernbanefyllinger. Den interne stabilitet av fyllingen vil være i orden hvis verdiene følges. Her regnes fyllingshøyde som hele høyden fra terreng og opp til sporet, dvs. inkludert fylling opp til traubunn, evt. frostsikringslag, forsterkningslag og ballast.

Tabell 4.4Veiledende fyllingsgeometri

Maksimal fyllingshelning	Sprengstein, H (m)	Grus, sand, H (m)	Leire/silt , H (m)
1 : 1,5	0 - 15	0 - 5	-
1 : 1,75	> 15	5 - 10	-
1 : 2	-	> 10	0 - 5
1 : 2,5	-	-	5 - 10
1 : 3	-	-	> 10

totalstabilitetTotalstabiliteten, dvs. den globale stabilitet for fyllingen og dens undergrunn, må imidlertid alltid kontrolleres, da det i tabellen er forutsatt at grunnen under fyllingen er bæredyktig. Dette må dokumenteres i hvert enkelt tilfelle.

Grunnundersøkelser må derfor som hovedregel alltid utføres, og grunnens styrkeparametre måles i laboratorium og/eller i felt. Med norske grunnforhold, hvor bløte leirer hyppig påtreffes, kan selv relativt lave fyllinger føre til stabilitetsproblemer under gitte betingelser.

Fyllingens totalstabilitet vil med andre ord være bestemt av trafikklast, fyllingshøyde og -geometri samt grunnforhold, og da i særdeleshet av grunnens styrkeparametre. Dårlige grunnforhold kan innebære betydelige begrensninger av mulige fyllingsvekter, og føre til endrede betingelser for utformingen. Spesielle tiltak for å sikre tilfredsstillende stabilitet vil ofte være aktuelt, se senere avsnitt.

STABILITETSBEREGNINGER

Stabilitet kan beregnes på en rekke forskjellige måter. Det gås her ikke i detalj på alle metodene, men gis en introduksjon for enkelte av disse.

Innledende vurdering av stabiliteten

For innledende vurderinger av stabiliteten i et prosjekt kan det være fornuftig å

gjennomføre enkle analyser for å avklare hvorvidt det overhodet er vesentlige stabilitetsproblemer. Dette kan gjøres på flere måter:

Forenklet bæreevnebetraktning

Som et enkelt overslag kan en fylling betraktes som et fundament, hvor maksimal fyllingshøyde med tillegg for toglast vurderes som et fundament plassert på terrengnivå. Bæreevnen for et slikt tenkt fundament (antatt ingen terrenglast ved siden av fyllingen) på Su-basis må ikke overskrides.

Maksimalt tillatt grunntrykk for et slikt ”ekvivalent fundament” er:

${\begin{array}{c}qv\leq 5{\text{.}}{\text{14}}\cdot {\frac {Su}{\gamma m}}\\\end{array}}$ Feil i matematikken (⧼math_empty_tex⧽): {\displaystyle } (4.8)

der: q_v er maksimalt tillatt grunntrykk for det ”ekvivalente fundamentet”

S_u er grunnens udrenerte skjærstyrke

_m er materialfaktoren

Beregningen tar ikke hensyn til styrke av selve fyllingsmaterialet, og er derved på sikker side.

[[Image:]]

Figur 4.10Fyllingsvekt fordelt som last på tenkt fundament

EKSEMPEL: Overslagsberegning av fyllingsstabilitet

Vi antar materialfaktor _m = 1.3.

Etter formel .8 skal q_v da ikke overstige ca. 4 ganger S_u.

Fyllingshøyde: 3 m, _fylling= 19 kN/m³. Dette gir grunntrykk 3·19 = 57 kPa

Karakteristisk skjærstyrke S_u = 15 kPa,

q_v  4 · 15 kPa = 60 kPa

Vi bør her begynne å bli bekymret, i det vi ser at lasten fra fyllingsvekten nærmer seg maksimalt tillatt grunntrykk for et tenkt fundament i terrengnivå. Hvis fyllingshøyden øker ytterligere, eller vi benytter en høyere materialfaktor, for eksempel _m = 1.55, går dette ikke bra. Her er det derfor behov for nærmere analyser!

Janbus direktemetode

direkte-metodenDirektemetoden for beregning av stabilitet [Janbu] er effektiv dersom forutsetningene holder, se figur .11. Diagrammer er utarbeidet for idealiserte problemstillinger med skråningsstabilitet, og for både total- og effektivspenningsanalyse, se figur .12 og .13.

Ved bruk av metoden er forutsatt at glideflatene er sirkulærsylindriske.

Her er medtatt et eksempel på bruk av direktemetoden for totalspenningsanalyse.

[[Image:]]

Figur 4.11Eksempel direktemetoden, totalspenningsanalysen (Su)

[[Image:|thumb|=== EKSEMPEL: Direktemetoden for Su === $su={\text{20}}$ kN/m² $\gamma ={\text{20}}$ kN/m³ $\gamma w={\text{10}}$ kN/m³ HELNINGSVINKEL :tan= ${\frac {1}{\mathrm {1,} {\text{67}}}}$ =0,6 =31 HØYDER:H=1,2+2,3=3,5m D=1,5m DIM. PARAMETER:X₀=x₀·H=0,8·3.5=2,8 Y₀=y₀·H=1,6·3,5=5,6 FRA DIAGRAM:N₀=6,3 _q=0,96 _f=1,0 _W=0,93 SIKKERHET: ${\sigma }_{d}={\frac {{\text{20}}\cdot \mathrm {3,5} +{\text{10}}-{\text{10}}\cdot \mathrm {2,3} }{\mathrm {0,} {\text{96}}\cdot \mathrm {0,} {\text{93}}}}={\text{63}}\mathrm {,8}$ $F=\gamma m=\mathrm {6,3} \cdot {\frac {\text{20}}{{\text{63}}\mathrm {,8} }}=\mathrm {1,} {\text{97}}$ ]]

[[Image:]]

Figur 4.12Diagrammer, Janbus direktemetode for Su-analyse

[[Image:]]

Figur 4.13Diagrammer, Janbus direktemetode for a- φ-analyse

Beregning av stabiliteten for sirkulærsylindriske glidesnitt

stabilitets-beregningerOfte er det aktuelt å utføre stabilitetsberegninger av sirkulærsylindriske glidesnitt som ikke kan løses med direktemetoden. I dette avsnittet er vist hvordan dette kan gjøres for hånd (bruk av dataprogrammer er omtalt i avsnitt 8.2.

Beregninger kan utføres som:

totalspenningsanalyse
effektivspenningsanalyse

Beregninger blir ved forutsetning om sirkulærsylindriske glidesnitt forholdsvis enkle å utføre, og da spesielt for totalspenningsanalysen, se figur .14. Styrken forutsettes da konstant langs deler av glideflaten, og gir et stabiliserende moment:

${\begin{array}{c}M{\text{stab}}=\tau \cdot R\cdot l\\\end{array}}$ [[Image:]](4.9)

der: M_stab. er stabiliserende moment

 er skjærspenning langs glideflaten (forutsatt konstant)

R er radius for den antatte glidesirkel

l er lengden på det sirkelsegmentet glidesnittet utgjør

lamellerDrivende moment beregnes som summen av delmomenter ut fra areal, og derved vekt, av de forskjellige lameller som til sammen utgjør glidesnittet, se eksempel lenger bak i avsnittet. Lamellene tenkes ved beregningene å ha bredde 1 m inn i papirplanet. (Normalt tas det ikke hensyn til sidekrefter på lamellene.)

Kjennskap til romvekt og skjærstyrke i grunnen er nødvendige forutsetninger for å kunne utføre stabilitetsberegningen.

[[Image:]]

Figur 4.14Prinsippskisse, beregning av stabilitet ved sirkulærsylindrisk glideflate

Figur .15 viser et eksempel på håndregning av stabiliteten for et tenkt glidesnitt ved totalspenningsanalyse.

Jorden innenfor den aktuelle glideflaten er inndelt i et passende antall lameller, her valgt 5 stk.

[[Image:]]

Figur 4.15Eksempel på Su-analyse, sirkulærsylindrisk glidesnitt og inndeling i lameller

[[Image:|thumb|EKSEMPEL: Beregning av stabilitet, totalspenningsanalyse $\sum Mo=0$ $F={\frac {R\cdot \sum \left(su\cdot {\mathit {\Delta l}}\right)}{\sum \left({\mathit {\Delta W}}\cdot x\right)+q\cdot a\cdot b}}$ R = radien i den valgte skjærflaten W = tyngden av jordprismet over skjærflaten x = horisontal avstand fra sirkelsentrum til tyngdepunktet i jordprismet q^.B = Q = ytre kraft a = Qs kraftarm målt fra sirkelsenter {| style="border-spacing:0;" | style="border-top:0.018cm solid #000000;border-bottom:0.018cm solid #000000;border-left:0.018cm solid #000000;border-right:none;padding-top:0cm;padding-bottom:0cm;padding-left:0.123cm;padding-right:0.123cm;"| | style="border-top:0.018cm solid #000000;border-bottom:0.018cm solid #000000;border-left:0.018cm solid #000000;border-right:none;padding-top:0cm;padding-bottom:0cm;padding-left:0.123cm;padding-right:0.123cm;"| W | style="border-top:0.018cm solid #000000;border-bottom:0.018cm solid #000000;border-left:0.018cm solid #000000;border-right:none;padding-top:0cm;padding-bottom:0cm;padding-left:0.123cm;padding-right:0.123cm;"| x | style="border-top:0.018cm solid #000000;border-bottom:0.018cm solid #000000;border-left:0.018cm solid #000000;border-right:none;padding-top:0cm;padding-bottom:0cm;padding-left:0.123cm;padding-right:0.123cm;"| W·x | style="border-top:0.018cm solid #000000;border-bottom:none;border-left:0.018cm solid #000000;border-right:0.018cm solid #000000;padding-top:0cm;padding-bottom:0cm;padding-left:0.123cm;padding-right:0.123cm;"| su·l |- | style="border-top:0.018cm solid #000000;border-bottom:0.018cm solid #000000;border-left:0.018cm solid #000000;border-right:none;padding-top:0cm;padding-bottom:0cm;padding-left:0.123cm;padding-right:0.123cm;"| 1 | style="border-top:0.018cm solid #000000;border-bottom:0.018cm solid #000000;border-left:0.018cm solid #000000;border-right:none;padding-top:0cm;padding-bottom:0cm;padding-left:0.123cm;padding-right:0.123cm;"| 107,4 | style="border-top:0.018cm solid #000000;border-bottom:0.018cm solid #000000;border-left:0.018cm solid #000000;border-right:none;padding-top:0cm;padding-bottom:0cm;padding-left:0.123cm;padding-right:0.123cm;"| 5,2 | style="border-top:0.018cm solid #000000;border-bottom:0.018cm solid #000000;border-left:0.018cm solid #000000;border-right:none;padding-top:0cm;padding-bottom:0cm;padding-left:0.123cm;padding-right:0.123cm;"| 558 | style="border-top:0.018cm solid #000000;border-bottom:none;border-left:0.018cm solid #000000;border-right:0.018cm solid #000000;padding-top:0cm;padding-bottom:0cm;padding-left:0.123cm;padding-right:0.123cm;"| l=2r· ${\frac {\alpha }{\text{360}}}$ =13,95m |- | style="border-top:0.018cm solid #000000;border-bottom:0.018cm solid #000000;border-left:0.018cm solid #000000;border-right:none;padding-top:0cm;padding-bottom:0cm;padding-left:0.123cm;padding-right:0.123cm;"| 2 | style="border-top:0.018cm solid #000000;border-bottom:0.018cm solid #000000;border-left:0.018cm solid #000000;border-right:none;padding-top:0cm;padding-bottom:0cm;padding-left:0.123cm;padding-right:0.123cm;"| 255,0 | style="border-top:0.018cm solid #000000;border-bottom:0.018cm solid #000000;border-left:0.018cm solid #000000;border-right:none;padding-top:0cm;padding-bottom:0cm;padding-left:0.123cm;padding-right:0.123cm;"| 2,8 | style="border-top:0.018cm solid #000000;border-bottom:0.018cm solid #000000;border-left:0.018cm solid #000000;border-right:none;padding-top:0cm;padding-bottom:0cm;padding-left:0.123cm;padding-right:0.123cm;"| 714 | style="border-top:none;border-bottom:none;border-left:0.018cm solid #000000;border-right:0.018cm solid #000000;padding-top:0cm;padding-bottom:0cm;padding-left:0.123cm;padding-right:0.123cm;"| |- | style="border-top:0.018cm solid #000000;border-bottom:0.018cm solid #000000;border-left:0.018cm solid #000000;border-right:none;padding-top:0cm;padding-bottom:0cm;padding-left:0.123cm;padding-right:0.123cm;"| 3 | style="border-top:0.018cm solid #000000;border-bottom:0.018cm solid #000000;border-left:0.018cm solid #000000;border-right:none;padding-top:0cm;padding-bottom:0cm;padding-left:0.123cm;padding-right:0.123cm;"| 170,0 | style="border-top:0.018cm solid #000000;border-bottom:0.018cm solid #000000;border-left:0.018cm solid #000000;border-right:none;padding-top:0cm;padding-bottom:0cm;padding-left:0.123cm;padding-right:0.123cm;"| 0,25 | style="border-top:0.018cm solid #000000;border-bottom:0.018cm solid #000000;border-left:0.018cm solid #000000;border-right:none;padding-top:0cm;padding-bottom:0cm;padding-left:0.123cm;padding-right:0.123cm;"| 43 | style="border-top:none;border-bottom:none;border-left:0.018cm solid #000000;border-right:0.018cm solid #000000;padding-top:0cm;padding-bottom:0cm;padding-left:0.123cm;padding-right:0.123cm;"| Su·l=20·13,95=279 |- | style="border-top:0.018cm solid #000000;border-bottom:0.018cm solid #000000;border-left:0.018cm solid #000000;border-right:none;padding-top:0cm;padding-bottom:0cm;padding-left:0.123cm;padding-right:0.123cm;"| 4 | style="border-top:0.018cm solid #000000;border-bottom:0.018cm solid #000000;border-left:0.018cm solid #000000;border-right:none;padding-top:0cm;padding-bottom:0cm;padding-left:0.123cm;padding-right:0.123cm;"| 100,4+9,4 | style="border-top:0.018cm solid #000000;border-bottom:0.018cm solid #000000;border-left:0.018cm solid #000000;border-right:none;padding-top:0cm;padding-bottom:0cm;padding-left:0.123cm;padding-right:0.123cm;"| -1,6 | style="border-top:0.018cm solid #000000;border-bottom:0.018cm solid #000000;border-left:0.018cm solid #000000;border-right:none;padding-top:0cm;padding-bottom:0cm;padding-left:0.123cm;padding-right:0.123cm;"| -178 | style="border-top:none;border-bottom:none;border-left:0.018cm solid #000000;border-right:0.018cm solid #000000;padding-top:0cm;padding-bottom:0cm;padding-left:0.123cm;padding-right:0.123cm;"| |- | style="border-top:0.018cm solid #000000;border-bottom:0.018cm solid #000000;border-left:0.018cm solid #000000;border-right:none;padding-top:0cm;padding-bottom:0cm;padding-left:0.123cm;padding-right:0.123cm;"| 5 | style="border-top:0.018cm solid #000000;border-bottom:0.018cm solid #000000;border-left:0.018cm solid #000000;border-right:none;padding-top:0cm;padding-bottom:0cm;padding-left:0.123cm;padding-right:0.123cm;"| 46,2+35,7 | style="border-top:0.018cm solid #000000;border-bottom:0.018cm solid #000000;border-left:0.018cm solid #000000;border-right:none;padding-top:0cm;padding-bottom:0cm;padding-left:0.123cm;padding-right:0.123cm;"| -3,2 | style="border-top:0.018cm solid #000000;border-bottom:0.018cm solid #000000;border-left:0.018cm solid #000000;border-right:none;padding-top:0cm;padding-bottom:0cm;padding-left:0.123cm;padding-right:0.123cm;"| -262 | style="border-top:none;border-bottom:none;border-left:0.018cm solid #000000;border-right:0.018cm solid #000000;padding-top:0cm;padding-bottom:0cm;padding-left:0.123cm;padding-right:0.123cm;"| |- | style="border-top:0.018cm solid #000000;border-bottom:0.018cm solid #000000;border-left:0.018cm solid #000000;border-right:none;padding-top:0cm;padding-bottom:0cm;padding-left:0.123cm;padding-right:0.123cm;"| | style="border-top:0.018cm solid #000000;border-bottom:0.018cm solid #000000;border-left:0.018cm solid #000000;border-right:none;padding-top:0cm;padding-bottom:0cm;padding-left:0.123cm;padding-right:0.123cm;"| | style="border-top:0.018cm solid #000000;border-bottom:0.018cm solid #000000;border-left:0.018cm solid #000000;border-right:none;padding-top:0cm;padding-bottom:0cm;padding-left:0.123cm;padding-right:0.123cm;"| | style="border-top:0.018cm solid #000000;border-bottom:0.018cm solid #000000;border-left:0.018cm solid #000000;border-right:none;padding-top:0cm;padding-bottom:0cm;padding-left:0.123cm;padding-right:0.123cm;"| 875 | style="border-top:none;border-bottom:none;border-left:0.018cm solid #000000;border-right:0.018cm solid #000000;padding-top:0cm;padding-bottom:0cm;padding-left:0.123cm;padding-right:0.123cm;"| 279 |- | style="border-top:0.018cm solid #000000;border-bottom:0.018cm solid #000000;border-left:0.018cm solid #000000;border-right:none;padding-top:0cm;padding-bottom:0cm;padding-left:0.123cm;padding-right:0.123cm;"| | style="border-top:0.018cm solid #000000;border-bottom:0.018cm solid #000000;border-left:0.018cm solid #000000;border-right:none;padding-top:0cm;padding-bottom:0cm;padding-left:0.123cm;padding-right:0.123cm;"| | style="border-top:0.018cm solid #000000;border-bottom:0.018cm solid #000000;border-left:0.018cm solid #000000;border-right:none;padding-top:0cm;padding-bottom:0cm;padding-left:0.123cm;padding-right:0.123cm;"| | style="border-top:0.018cm solid #000000;border-bottom:0.018cm solid #000000;border-left:0.018cm solid #000000;border-right:none;padding-top:0cm;padding-bottom:0cm;padding-left:0.123cm;padding-right:0.123cm;"| | style="border-top:none;border-bottom:0.018cm solid #000000;border-left:0.018cm solid #000000;border-right:0.018cm solid #000000;padding-top:0cm;padding-bottom:0cm;padding-left:0.123cm;padding-right:0.123cm;"| |} Feil i matematikken (Konverteringsfeil. Tjeneren («cli») rapporterte: «SyntaxError: Expected "-", "[", "\\", "\\begin", "\\begin{", "]", "^", "_", "{", "}", [ \t\n\r], [%$], [().], [,:;?!'], [/|], [0-9], [><~], [\-+*=], or [a-zA-Z] but "̲" found.in 1:176»): {\displaystyle F=\gamma m=\frac{\mathrm{7,4}\cdot \text{279}}{\text{875}+(\text{10}\cdot \mathrm{5,5})\cdot \mathrm{4,0}}=\frac{\text{2064}\mathrm{,6}}{\text{1095}}=\underset{̲}{\underset{̲}{\mathrm{1,}\text{89}}}} ]]

Ved effektivspenningsanalyse blir beregningen noe mer arbeidskrevende, fordi det da må tas hensyn til skjærstyrkens spenningsavhengighet. Effektivspenningene i glideplanet beregnes ut fra romvekt/grunnvannsstand, og beregnes som normalspenning på tangentplanet for de enkelte lameller som velges benyttet. Tangenten legges gjerne midt under hver enkelt lamell, se figur .16.

[[Image:]]

Figur 4.16Effektivspenningsanalyse og resultater for flere glideflater

Når man har regnet et antall skjærflater, kan resultatene plottes inn i figuren, slik at det visualiseres hvor den mest utsatte skjærflaten befinner seg.

For overslag, for eksempel for å gjøre noen vurderinger tidlig i et prosjekt, eller for å løse et relativt enkelt og oversiktlig problem, er håndregning på denne måten en vel anvendbar metode. Søking gjennom et høyt antall glidesirkler vil imidlertid ved håndregning bety et stort arbeid for å finne den glidesirkel som gir minste sikkerhet. Normalt regnes et mindre antall skjærsirkler for å gi en orientering om stabilitetsforholdene. De aktuelle skjærsirklene hvor beregninger bør gjøres, velges forholdsvis lett ut av en erfaren geotekniker.

Beregningsprogrammer

geotekniske datapro-grammerUtviklingen av geotekniske dataprogrammer har også gitt muligheten for effektiv beregning av stabilitetsforhold.

Det eksisterer programmer som automatisk søker etter skjærflaten med laveste sikkerhet innenfor et angitt søkeområde. Glideflaten kan om ønskelig bestemmes å gå ut f.eks. i foten av skråningen for alle beregninger. I tillegg kan også ikke-sirkulære skjærflater beregnes, sideeffekter kan tas med under visse forutsetninger osv. I det hele tatt er programmene blitt svært lette i bruk.

En stor fordel ved enkelte programmer er at grunnundersøkelser og beregninger kan fremstilles samlet i DAK-tegninger, slik at de parametre som er benyttet ved beregningene kan kontrolleres direkte mot sonderingsresultater mv.

Ved bruk av beregningsprogrammer bør det alltid kontrolleres at resultatene ligger i det området en forventer, dvs. enten ved at en har foretatt en forutgående forenklet analyse for hånd/direktemetoden e.l., eller ut fra erfaring.

Husk: Resultatet av beregningene blir aldri bedre enn det datagrunnlaget som legges inn. Elegante framstillinger kan ikke kompensere for mangelfulle grunnundersøkelser eller manglende forståelse av de geotekniske sammenhenger

TILTAK VED DÅRLIG STABILITET

stabiliserende tiltakTiltak for forbedring av stabiliteten vil hovedsakelig kunne deles i 2 typer tiltak:

Styrkeforbedring av jorden eller etablering av bærende konstruksjoner
Reduksjon av skjærspenningen i jorden

Figuren under viser eksempel på spenningsreduksjon ved terrassering og utslaking av skråninger (figur til venstre), og styrkeforbedring av grunnen ved kalk-/sementstabilisering (figur til høyre).

[[Image:|thumb|

]]

Figur 4.17Eksempler på stabiliserende tiltak

Styrkeforbedring av jorden / bærende konstruksjoner

Stabilitetsforholdene kan tenkes utbedret på en rekke alternativer måter. Vanlige er for eksempel følgende tiltak:

masseutskifting
pælet fylling
steinpillarer under fylling
kalk-/sementforsterkning (pæler og ”grouting”)
dypdrenering
forbelastning
forstøtninger

Dessuten er det utviklet spesielle metoder som:

elektroosmose
saltdiffusjon

grunnfor-sterkningDe sistnevnte metodene er i dag ikke i praktisk bruk i særlig utstrekning her i landet, og omtales ikke spesielt her. Forstøtninger omtales heller ikke i dette kapitlet. Her vil i hovedsak kort beskrives de mest vanlige former for grunnforsterkning.

Masseutskifting

masse-utskiftingSom regel er masseutskifting det billigste alternativ for grunnforbedring, i sær hvis dybde til fast grunn er moderat.

Masseutskifting ved graving

utgraving av bløte masserStedlige masser graves ut, og erstattes med bæredyktige masser i nødvendig utstrekning. Dette kan være et meget aktuelt tiltak der det er torv og gytje i grunnen ned til begrensede dybder. Grunnforhold med torv og gytje vil gi både stabilitets- og setningsproblemer, noe som medfører varige driftsproblemer for sporet, som regel over mange år/tiår.

utlegging i vannfylt bygge-gropOfte vil masseutskifting av gytje og torv av praktiske grunner måtte foregå i vannfylt byggegrop, fordi årsaken til forekomsten av bløte masser er ofte nettopp stort vanntilsig, eller at området ligger i en forsenkning i terrenget. I de tilfeller der det ikke er mulig å legge ut masser i tørr byggegrop, må det unngås å benytte siltige masser, da disse ikke vil være mulig å komprimere tilfredsstillende under vann. Det må i slike tilfeller kun benyttes sprengstein eller grusmasser.

[[Image:]]

Figur 4.18Masseutskifting under fylling

Masseutskifting ved fortrengning

fortrengningVed lav skjærfasthet i grunnen kan fortrengning av underliggende bløte masser være en anvendelig metode ved bygging av fylling. Fyllmassene legges ut med overhøyde 1-3 m som endetipp eller som en smal stripe langs senterlinje av fyllingen. Vegetasjon bør fjernes før utfyllingen tar til. Det bør anvendes tunge fyllmasser, primært sprengstein, men alternativt grus, sand eller morene.

Fortrengning av bløte masser kan sjelden forventes å skje helt ned til fast grunn, og en viss setningsutvikling må derfor forventes. Supplerende sprengning kan derfor være gunstig, se neste avsnitt.

Masseutskifting ved sprengning

sprengningMasseutskiftning i myrområder kan også utføres ved at det sprenges foran fyllingen, slik at steinmasser erstatter myrmassene. En må da ha undersøkt grunnforholdene tilstrekkelig, slik at en er sikker på at sprengningen ikke kan forårsake utilsiktede utglidninger.

Sprengning utføres i bløte masser foran endetipp for fyllingen, som legges ut med overhøyde.

[[Image:]]

Figur 4.19Masseutskifting

Pælet fylling

pælet fyllingHvis det ikke er mulig å masseskifte evt. bløte masser under fyllingen, kan det være et alternativ å pæle under fyllingen. Dette kan gjøres på mange alternative måter, og hvert enkelt tilfelle må derfor vurderes som et spesialtilfelle ut fra grunnforholdene.

Betongpæler/trepæler

pælehatterVanlige konstruksjonspæler av tre eller betong kan benyttes. Dette vil normalt være kostbare løsninger, og vil derfor bare være aktuelt i spesielle tilfeller. For overføring av lastene fra fyllingen til pælene, må det også lages pælehatter på toppen av pælene (betong), samt legges ut geonett under fyllingen, se figur .20. Særskilt dimensjonering må foretas for å finne riktig omfang og dimensjon av pæler, pæleavstander, pælelengder osv.

[[Image:]]

Figur 4.20Pæling under fylling

Steinpillarer

steinpillarerNedsetting av steinpillarer (evt. sand eller grus) til fast grunn er en metode som ikke er mye benyttet i Norge, men som i utlandet er benyttet en god del. Et eksempel er pæler laget etter ”Franki-metoden”, bestående av komprimert sand, grus eller stein.

Slike pillarer kan være velegnet hvis lastene er utstrakte, og overliggende konstruksjon fleksibel mht. setninger. Det er f.eks. tilfelle for jernbanefyllinger, som kan tåle en del setninger.

Metoden går ut på å bore et hull ned i bløt grunn. Kvalitetsmasser fylles ned i borhullet (foringsrøret), og massene komprimeres. Vanlig diameter på slike pillarer kan være opp mot 0.8 - 1 m. Slike pillarer kan være en løsning der masseutskifting av bløt grunn er et problem, og der forholdene ligger dårlig til rette for kalk-/sementstabilisering (f.eks. der det er høyt organisk innhold i grunnen). For at pælene skal ha tilsiktet effekt, må de nå ned til faste masser.

For at fyllingen mellom pillarene skal kunne hvile på pillarene, benyttes geotekstil/geonett i underkant av fyllingen.

Kalk/sementstabilisering

kalk-/sement-stabiliseringTeknikken med kalk-/sementstabilisering av grunnen har gjennom de siste tiår utviklet seg enormt, og er også blitt en mer konkurransedyktig metode enn tilfellet var tidligere. I Norden er det hovedsakelig kalk-/sementpæler som er aktuelt, mens det i utlandet også drives utstrakt grouting med sementmørtel i jord. Dette omtales ikke i denne læreboken.

Kalk/sementpæler

kalk-/sement-pælerDet er på 1980– og –90-tallet satt ned enorme mengder med kalk/sementpæler i større samferdselsprosjekter i Norden.

Metoden går i korthet ut på følgende: Ved hjelp av en borrigg presses en kraftig, roterende visp ned i grunnen. Vispen rører om leiren, og samtidig tilsettes kalk og sement i bestemte mengder (ved hjelp av lufttrykk). Vanlig pælediameter er 40 - 100 cm, og normale innblandingsmengder med kalk/sement er gjerne 20-40 kg per lm. ferdig pæl. Ofte velges blandingsforholdet 50/50 kalk/sement.

Pælene settes ned som jevnt fordelte enkeltpæler, eller i spesielle mønstre, for eksempel som ribber eller i gitter, se figur .21.

[[Image:]]

Figur 4.21Mønstre for k/s-pæling

Det er ingen tvil om at innblanding av kalk og sement i grunnen har en dokumentert grunnforsterkende effekt. Samtidig har det vist seg at det ofte kan være vanskelig å verifisere eksakt hvilken forbedring som er oppnådd selv om det er utviklet spesielle sonderingsmetoder for dette formålet.

uheldige erfaringer med k/c-pælerBåde i Norge og i Sverige, hvor omfanget av kalk-/sementstabilisering er langt større enn i Norge, har det vært uheldige episoder som kan tilbakeføres til uheldig bruk av metoden.

Sikrest effekt har metoden vist seg å ha til å forbedre bæreevne, samt å redusere setninger ved bygging av fyllinger på bløt grunn.

Mer usikker bruk av metoden er stabilisering av høye skjæringsskråninger ved installering av pæler. Her blir belastningsretningen på pælen en annen (skjær), noe som kan være ugunstig hvis pælen er lagdelt.

En velprøvd anvendelsesmåte er imidlertid k/s-stabilisering innvendig i spuntgroper. Her er deformasjonsbildet et annet, og metoden kan være svært gunstig ved etablering av spuntede byggegroper i bløt leire, se figur .22.

[[Image:]]

Figur 4.22Stabilisering av spuntegrop med k/s-pæler

Det vil alltid være et tvilsspørsmål hvilken styrke som kan utnyttes / forventes for pælene. Forut for større stabiliseringsarbeider bør det utføres blandeforsøk i laboratorium for å vurdere nødvendig innblanding av kalk/sement, samt utføres enaksialforsøk, men heller ikke dette vil alltid medføre at man får representative verdier i forhold til fullskala arbeider i felten. Både vingeboringer og CPT-sonderinger i stabilisert grunn er forsøkt, samt korrelerte sonderingsmåter fra Sverige (FOPS osv.).

Det anbefales ikke å utnytte over en skjærstyrke over 100 kPa i stabilisert pæl.

For å få dimensjonerende verdi til beregninger, regner man ut gjennomsnittsverdi for jordvolumet i forhold til pæleavstand og pæletverrsnitt, basert på skjærstyrke i hhv. uforsterket og forsterket grunn.

Kalk-/sementstabilisering bør som hovedregel ikke benyttes i humusholdige jordarter, torv, myr osv. I slike jordarter vil styrkeforbedringen som regel være minimal.

Forbelastning og dypdrenering

Forbelastning

forbelastningHvis byggeperioden er lang, vil bløt leire i grunnen kunne forbedres ved forbelastning. Dette innebærer at grunnen belastes med en fylling med overhøyde, dvs. fyllingen bygges høyere enn den planlagte fyllingen. Dette fører til konsolidering av grunnen ved at porevann presses ut, og vil gi en viss styrkeøkning i materialet. I tillegg vil det utvikles setninger, slik at gjenstående setninger i driftsfasen vil reduseres i forhold til om det ikke ble lagt ut forbelastning.

[[Image:]]

Figur 4.23Setningsutvikling med forbelastning

Dypdrenering

dypdreneringForbelastning kan kombineres med dypdrenering. Installering av dypdrenering skjer i våre dager primært ved nedpressing av plastdren ved hjelp av en spesielt tilpasset rigg med høyt tårn. Tidligere ble det benyttet sanddren til samme formål.

Installering av dypdrenering vil øke konsolideringshastigheten i grunnen, særlig i dybden, siden drensveien nå vil være sterkt redusert.

[[Image:]]

Figur 4.24Dypdrenering

Betenkeligheter ved metodene

Forbelastning, og særlig forbelastning kombinert med dypdrenering, er metoder som kan virke besnærende i sin enkelhet, og tilsynelatende gi entydig positive effekter på byggeprosjektet. Metodene har store fordeler der de er egnet. På tross av dette bør de benyttes med omtanke og forsiktighet, og den som prosjekterer må skaffe seg oversikt over helheten i setningssituasjonen i det enkelte tilfelle.

Forbelastning:

Påløpte setninger i forbelastningsperioden kan ikke direkte sammenlignes med beregnede setninger for fylling uten forbelastning. Hvis det for eksempel er målt 20 cm setning i forbelastningsperioden, blir ikke gjenstående setninger etter at forbelastningen fjernes automatisk redusert med de samme 20 cm sett i forhold til om fyllingen ble bygget uten forbelastning. Årsaken er at en stor andel av setningene vil foregå i de øvre lag av undergrunnen i den første tiden etter pålastning, mens det tar lengre tid for setningene å utvikles i dypere lag. Derved kan store setninger gjenstå i dybden også når forbelastningen fjernes. Det kan som følge av dette forventes at totale setninger øker noe som følge av forbelastningen.

Dypdrenering/forbelastning:

Bruk av dypdrenering kan også redusere evt. poreovertrykk i grunnen. Før dypdrenering installeres, bør derfor in situ poretrykksfordeling alltid måles. Dessuten må den hydrologiske sammenhengen i tilstøtende områder vurderes. Hvis dypdreneringen punkterer et vannførende lag, kan tiltaket gi setninger i store områder.

Forbelastning vil sette opp poretrykksgradienter i undergunnen. Dette kan muligens bryte ned strukturen i materialet, slik at grunnen ikke blir vesentlig forbedret, men derimot svekket. Dette kan særlig være tilfelle der høy forbelastning kombineres med dypdrenering. Her vil poretrykksgradienten rettes horisontalt inn mot drenene, og jordens struktur kan tenkes påvirket av dette.

Generelt bør bruk av dypdrenering nær inntil eksisterende spor frarådes, da tiltaket vil fremkalle setninger også til side for det dypdrenerte området, og derved påvirke kvaliteten på eksisterende spor. Hvis metoden likevel benyttes, må de ansvarlige for driften av banen trekkes inn ved planleggingen, slik at det kan tas høyde for forventede setninger i driftsorganisasjonen.

Spenningsreduserende tiltak

Med spenningsreduserende tiltak menes i første rekke tiltak som gjør at skjærspenningene i grunnen reduseres.

Motfylling

motfyllingUtlegging av motfylling ved siden av en planlagt jernbanefylling vil redusere skjærspenningene i grunnen. Dette forbedrer den beregnede stabiliteten. Imidlertid skal en være klar over at setningene normalt også vil øke vesentlig ved et slikt tiltak, pga. større tilleggsspenninger i grunnen (spesielt i dypere lag).

Motfyllingen skal legges med fall 1:20 vekk fra fyllingen. Prinsipp for utlegging av motfylling er vist i figur .25.

Masser som benyttes i motfyllingen, skal bestå av vanlige "tunge" jordmasser. Sprengsteinsmasser med stor stein, bør unngås i det underste laget. Organisk jord eller lett bygningsavfall o.l. må ikke benyttes.

Hele motfyllingen må legges ut før selve jernbanefyllingen legges ut. Stabiliteten må beregnes og være tilstrekkelig for de nødvendige trinn i fyllingsarbeidet.

[[Image:|thumb|]]

Figur 4.25Prinsipp for utlegging av motfylling

Skråningshelning og terrassering

Skjæringsskråninger i jord kan bli ustabile selv ved små skjæringsdybder. For å bedre stabiliteten kan skråningshelningen evt. reduseres. Dette gir større arealbehov, og bør derfor være klarlagt senest under detaljplanleggingen.

bakkeplaneringI ekstreme tilfeller, der skjæringene blir svært brede pga. slake skråninger, kan det i stedet benyttes bakkeplanering med skråningshelning 1:10. På denne måten kan skjæringsarealet gjenvinnes til f.eks. landbruksformål.

terrasserEt alternativt tiltak er å utføre skråningen i trinn ved å etablere terrasser. En skal imidlertid være klar over innvirkningen i stabilitetsberegningene ved utforming av slike tilfeller. Avlastning ved terrassering kan gi redusert stabilitet for en annen skjærsirkel, se figur .26. I dette tilfellet vil stabiliteten av den største skjærsirkelen antatt bli forverret pga. terrasseringen.

[[Image:]]

Figur 4.26Terrassering og skjærsirkler

Lett fylling

lette fyllingerSom nevnt foran kan utlegging av motfylling bidra til økte setninger, selv om stabiliteten forbedres som følge av tiltaket. Alternativet kan da være å redusere skjærspenningene ved at fyllingens romvekt reduseres ved innbygging av lette fyllmasser. Ved bygging av lett fylling oppnås altså to forskjellige mål samtidig:

stabiliteten forbedres
setningene reduseres

I tillegg reduseres arealbehovet sett i forhold til om det legges ut motfylling.

Som byggemateriale i lette fyllinger skilles normalt mellom lettklinker og ekspandert polystyren (EPS).

Fylling av lettklinker

lettklinkerfyllingI tabellen .5 er det beskrevet krav til lettklinker for bruk i underbygningen.

Tabell 4.5Fraksjon, densitet og tyngdetetthet for lettklinker

Gradering (mm)	Densitet tørr (kg/m³)	Dimensjonerende tyngdetetthet (kN/m³)
		over vann	under vann
0 - 32	400	6	8

Figuren under viser prinsipp for oppbygging av jernbanefyllinger av lettklinker.

[[Image:|thumb|]]

Figur 4.27Prinsippskisse: oppbygging av lett fylling.

Det kan også være aktuelt å benytte lettbetong og lettklinkerbrudd til lette fyllinger.

Fylling av polystyren

EPS-fyllingI prinsippet utføres fyllinger av polystyren iht. retningslinjer gitt i blankett 482 ‑ 484 utarbeidet av Veglaboratoriet for bruk i vegfyllinger. Utover de generelle anvisninger for planering, utlegging og oppbygging av fyllingen (som vil være felles for vei og jernbane), gjelder punkter i dette regelverk spesielt for jernbanen.

Følgende krav gjelder for ekspandert polystyren (EPS) for bruk i underbygningen:

Materialet skal være blokker av ekspandert polystyren (EPS) med trykkstyrke minimum 200 kN/m² (ved 5 % deformasjon), og densitet minimum 30 kg/m³.
Det ytterste blokklaget, eventuelt hele fyllingen, skal bestå av brannhemmende (selvslukkende) materiale. (I praksis vil det ofte være praktisk å benytte samme type materiale i hele fyllingen.)

EPS-fylling skal i sin helhet ligge over grunnvannstand eller høyeste flomvannstand. Spesielt skal faren for vanntrykk i bakkant av fyllingen påaktes.

Det anbefales ikke større tykkelse på EPS-laget i fyllingen enn 3,5 m. Spesielle vurderinger av fyllingens egenstabilitet skal gjøres hvis fyllingen er usymmetrisk.

Prinsippet for oppbygging av jernbanefyllinger av EPS er vist i figur .28.

[[Image:|thumb|

]]

Figur 4.28Prinsipp for bruk av ekspandert polystyren-blokker i jernbanefylling.

Dreneringstiltak

skrånings- dreneringI skjæringer i tette masser står ofte grunnvannet høyt. Dette vil redusere stabiliteten (effektivspenningsbasis). Ofte er drenering av skråningen et tilstrekkelig middel til å sikre skjæringsstabiliteten. Dette kan gjøres ved å senke grunnvannstanden permanent ved etablering av pukkfylte grøfter nedover i skråningen.

For nærmere beskrivelse av tiltak for sikring av overflatestabilitet vises også til Statens Vegvesens håndbok i skråningssikring.

Fyllingsfot

fyllingsfotNår fyllingen legges ut i bratt tverrskrånende terreng, må den lokale stabiliteten ved fyllingsfoten vurderes og påaktes spesielt.

Det må sørges for god kontakt mellom fylling og underliggende terreng. Når terrenget skråner brattere enn 1:3, etableres såleforsterkning etter prinsipp som vist på figur .29. Fortanning av fjellet kan være aktuelt.

[[Image:|thumb|]]Figur 4.29Såleforsterkning

STABILITETSVURDERing av EKSISTERENDE BANER

Generelt

stabilitet, eksisterende fyllingerVurdering av stabilitetsforholdene for eksisterende fyllinger er ofte kompliserte sett i forhold til vurdering av nye fyllinger. Årsakene er blant annet:

Ukjente grunnforhold, som i tillegg kan være vanskelige å undersøke tilfredsstillende.
Usikkerhet vedrørende oppbygging av fyllingen (materialer).

I de tilfeller en eksisterende fylling er ”urolig”, viser tegn til bevegelse, eller setninger begynner å utvikles, bør det snarest innhentes geoteknisk vurdering av sakkyndig. Det er normalt en klar årsak til at en fylling, som kanskje har ligget rolig i over hundre år, begynner å bevege seg. Svært ofte er det feil ved for eksempel dreneringsanlegget som er årsaken. I svært mange tilfeller er det menneskelig aktivitet i nærheten som er årsaken til de registrerte bevegelsene, for eksempel grave-/fyllingsarbeider.

Forslag til arbeidsmetodikk

Det kan foreslås følgende ”metodikk” for vurdering av slike fyllinger:

Trinn 1: Befaring

For å kunne gjøre en best mulig vurdering av forholdene, bør det alltid utføres befaring på det aktuelle stedet. Bl.a. bør dette gjøres for å avdekke evt. synlige årsaker til de problemer som er oppstått, bli kjent med ”historien” på stedet ved å snakke med banemannskapene osv.

Trinn 2: Grunnlagsmateriale

Mest mulig bakgrunnsinformasjon og grunnlagsmateriale finnes fram. Dette kan omfatte:

informasjon fra bygging av strekningen, historiske data fra stedet
informasjon om tidligere utglidninger
måling av deformasjoner på sporet/utsetting av målepunkter settes i gang
nødvendige profiler måles inn
hva er kjent om grunnforholdene, på stedet eller i nærheten?

Trinn 3: Grunnundersøkelser

Der det ikke er tilstrekkelig kunnskap om grunnforholdene til å kunne gjøre en geoteknisk vurdering av forholdene, bør det foretas grunnundersøkelser.

Slike undersøkelser kan være vanskelige å utføre tilfredsstillende ved trafikkert spor, og må derfor planlegges i forhold til sportilgang/strømbrudd osv. Det er av samme årsak ofte ikke mulig å få undersøkt forholdene under selve jernbanefyllingen, slik at en er henvist til å utføre undersøkelser ved fyllingsfot. Dessuten er fyllingsskråningene ofte bratte, og gir dårlige adkomstmuligheter.

Ved undersøkelser ved siden av fyllingen får en ikke alltid verifisert om det har pågått konsolidering av grunnen under fyllingen, noe som kan ha stor betydning for stabiliteten. Dette kan alternativt forsøkes dokumentert med skråsonderinger og gjerne vingeboringer innunder fyllingen.

I figur .30 er det vist eksempel på skrå vingeboring innunder en jernbanefylling. Boringene har klart dokumentert konsolideringseffekt under sporet på grunn av jernbanefyllingens vekt (jfr. skjærstyrke i vingeboring under og til side for sporet). Undersøkelsene er foretatt ca. 100 år etter at fyllingen ble utlagt, og det er grunn til å tro at stabilitetsforholdene var langt dårligere da fyllingen ble utlagt enn de er i dag.

[[Image:]]

Figur 4.30Undersøkelser/boringer under fylling (eksempel fra Østfoldbanen)

Trinn 4: Vurderinger og beregninger

I de tilfeller det gjøres stabilitetsberegninger for eksisterende fyllinger, kommer disse ofte ut med svært lav beregningsmessig sikkerhet, ofte under 1.0. Dette er ofte et problem for baneeier, som står ansvarlig for at underbygningen er forskriftsmessig. Stabilitet under 1.0 betyr egentlig at fyllingen er labil, og er nær ved å gli ut (eller skulle ha gjort det allerede). Hvis en fornuftig vurdering gir en slik konklusjon, bør stabilitetsforbedrende tiltak utføres snarest.

Trinn 5: Tiltak

Der sikkerheten beregningsmessig er uakseptabelt lav, vil det normalt være riktig å utføre stabilitetsforbedrende tiltak. Tiltak må gjøres ut fra en totalvurdering av situasjonen. Har en under beregningene kommet fram til at sikkerheten i dag er under 1.0, f.eks. 0.8, kan denne vurderingen gjøres i to trinn:

Sikkerheten forutsettes i dagens situasjon å være 1.0, dvs. det gjøres en oppjustering av beregningsforutsetningene.
Deretter vurderes tiltak som forbedrer stabiliteten. Normalt vil det være akseptabelt å øke sikkerheten med 20-30%, dvs. til F = 1.2 - 1.3. Dette innebærer en vesentlig forbedring. Hvis en her skulle sammenlikne med krav til nye banestrekninger, skulle sikkerheten normalt vært minst ca. 1.5 for S_u-betraktninger. Imidlertid skal en her merke seg at vi her snakker om banestrekninger som har ligget forholdsvis stabile i f.eks. 100 år, og vi kan derfor med rimelig sikkerhet si at en slik stabilitetsøkning er reell og betydelig, og normalt er den foreslåtte økningen akseptabel. Vi har i slike tilfeller visshet for at forholdene ikke er vesentlig dårligere enn at stabiliteten i dag må antas å være ca. 1.0, og økningen forutsettes derfor i sin helhet å øke stabiliteten utover 1.0.

Valg av tiltak vil være svært avhengig av sted, situasjon osv. Ofte kan utlegging av motfylling være et egnet tiltak, men dette kan igjen fremkalle setninger på sporet over tid. Støttekonstruksjoner som spunt kan være aktuelt, og det samme kan avlastning av fyllingen med innbygging av lette masser. Dette er imidlertid ofte vanskelig å få til på grunn av togtrafikken, eller pga. vanskelig tilgjengelighet.

Generelt må stabiliserende tiltak på eksisterende baner prosjekteres spesielt i hvert enkelt tilfelle, da det ofte er de praktiske begrensninger som avgjør løsningene i større grad enn ved bygging av nye banestrekninger. LITTERATURHENVISNINGER

Janbu, Nilmar – Grunnlag i geoteknikk, Tapir Forlag (1970)

Olav R. Aarhaug – Geoteknikk og fundamenteringslære, NKI-forlaget (1984)

Gøte Lindskog – Geoteknik, Svenska bokförlaget Bonniers (1964)

NGF-veiledning nr. 2 - Veiledning for symboler og definisjoner i geoteknikk, presentasjon av geotekniske undersøkelser, NGF (199x)

Kursdagene NTNU 98 – Spuntkonstruksjoner i praksis, NGF/NBF/NIFNTNU (1998)

FOU-rapport – Grunnforsterkning med kalksementpæler, Jernbaneverket, Veidekke, SND (1998)

Statens Vegvesen håndbok 016 - Geoteknikk, Veglaboratoriet (199x)

Statens Vegvesen håndbok 018 - Veg på bløt grunn, Veglaboratoriet (1995)

Statens Vegvesen, blankett 482-484, Veglaboratoriet (1991)

STIKKORDREGISTER

A

attraksjon a · 14

B

beregningsmodeller · 15

BEREGNINGSMODELLER · 10

Bruddmekanisme · 6

C

CPT-sondering · 9

D

dimensjonerende · 16

dimensjonerende linjelast · 16

Direkte skjærforsøk · 9

drivende moment · 4

E

effektiv romvekt · 12

effektivspenning · 10

Effektivspenninger · 11

effektivspenningsanalyse · 15

Enaksialforsøk · 9

F

Feltundersøkelser · 8

friksjonsvinkel (() · 14

G

grunnforsterkning · 27

grunnundersøkelser · 7

Grunnvannsstand · 8

J

JORDMODELLER · 10

K

kalk-/sementstabilisering · 30

kalk/sementpeler · 30

Konusforsøk · 9

kornskjelettet · 14

L

laboratorieprogram · 9

Laggrenser · 8

M

maksimal skråningshelning · 17

masseutskifting · 28

P

pelehatter · 29

Pelet fylling · 29

poretrykk · 12

poretrykksforhold · 8

R

Romvekt · 10

S

sikkerhetsfaktor · 4

Skadekonsekvensklasse · 6

skjærspenning · 4

spenning · 10

stabiliserende moment · 4

stabilitet · 4

stiv linjeføring · 4

T

tan ( · 14

terrenginngrep · 4

totalspenning · 10

Totalspenninger · 10

tyngdetetthet · 10

U

udrenert skjærstyrke · 13

undersøkelsesstrategi · 7

@@ Linje 7: / Linje 7: @@
 = HVA ER STABILITET =
-'''''stabilitet'''''Begrepet ”stabilitet” benyttes ofte uten at det samtidig legges en eksakt definisjon i begrepet. Ofte legges også betydningen ”tilstrekkelig sikkerhet mot utglidning”, inn i stabilitetsbegrepet, uten at dette samtidig er kvantifisert.
+Begrepet ”stabilitet” benyttes ofte uten at det samtidig legges en eksakt definisjon i begrepet. Ofte legges også betydningen ”tilstrekkelig sikkerhet mot utglidning”, inn i stabilitetsbegrepet, uten at dette samtidig er kvantifisert.
-'''''sikkerhets-faktor'''''Innen geoteknikken er begrepet definert på flere måter. Tidligere ble stabilitet definert som følgende brøk, og ved innføring av begrepet sikkerhetsfaktor:
+Innen geoteknikken er begrepet definert på flere måter. Tidligere ble stabilitet definert som følgende brøk, og ved innføring av begrepet sikkerhetsfaktor:
@@ Linje 146: / Linje 146: @@
 |}
 = PROBLEMSTILLINGER =
 Stabilitet må vurderes for en rekke forskjellige situasjoner:

Test yasa: Forskjell mellom sideversjoner

Siste sideversjon per 19. aug. 2011 kl. 07:42

INNLEDNING

HVA ER STABILITET

PROBLEMSTILLINGER

GRUNNUNDERSØKELSER FOR STABILITETSANALYSER

Strategi for grunnundersøkelser

Feltundersøkelser

Bestemmelse av jordens skjærstyrke

JORDMODELLER OG BEREGNINGSMODELLER

Spenninger i jord

Tyngde av jord

Totalspenninger

Effektivspenninger

EKSEMPEL : Bestemmelse av effektiv romvekt for leire:

Jordmodeller

Jordmodell 1: Udrenert skjærstyrke (Su)

Jordmodell 2: Drenert skjærstyrke (a - )

Beregningsmodeller

totalspennings-analyseTotalspenningsanalyse

Effektivspenningsanalyse

Krav til beregningsmessig sikkerhet

LAST FRA JERNBANE

FYLLINGSSTABILITET

STABILITETSBEREGNINGER

Innledende vurdering av stabiliteten

Forenklet bæreevnebetraktning

EKSEMPEL: Overslagsberegning av fyllingsstabilitet

Janbus direktemetode

Beregning av stabiliteten for sirkulærsylindriske glidesnitt

Beregningsprogrammer

TILTAK VED DÅRLIG STABILITET

Styrkeforbedring av jorden / bærende konstruksjoner

Masseutskifting

Pælet fylling

Kalk/sementstabilisering

Forbelastning og dypdrenering

Dypdrenering/forbelastning:

Spenningsreduserende tiltak

Motfylling

Skråningshelning og terrassering

Lett fylling

Dreneringstiltak

Fyllingsfot

STABILITETSVURDERing av EKSISTERENDE BANER

Generelt

Forslag til arbeidsmetodikk

Navigasjonsmeny

Søk