1. No category

VESHALLITUS—NATIONAL BOARD OF WATERS, HNLAND
Tiedotus
Report
AHTI LATVALA
PEHMEIKOLLE RAKENNETUN
PENKEREEN PAINUMISESTA
English summary: Settlement of drainage embankrnents on soft foundations
HELSINKI 1980
Tekijä on vastuussa juikaisun sisäflöstä, eikä siihen voida vedota vesihaHituksen viraflisena kannanottona
VESHALUTUKSEN TEDOTUKSIA koskevat täaukset: V&tion painatuskeskus PL 516, 00101 He’sinki 10,
puh, 90539 011 /juikaisutäaukset
SBN 951-464946-X
SSN 0365-0745
•1
-3
SISÄLLY 5 LUETTELO
Sivu
KUVÄLUETTELO
5
TÄULUKKOLUETTELO
8
LIITTEET
$
YLEISIMMÄT KÄYTETYT rIERKINNÄT
9
1.
JOHDANTO
10
2.
PÄINUMATARKÄSTELUN PERIAATTEISTA
11
2.1
Painumalajit
11
2.2
Painumalajien soveltamisesta
12
2.21
Älkupainuma
12
2.22
Konsolidaatiopainuma
12
2.23
Jälkipainuma
13
2.24
Leikkausjännitysten johdosta hitaasti tapahtuva
painuma
3.
JÄNNITYKSEN LÄSKEMINEN MAAPOHJÄSSÄ
15
3.1
Jännitystila ennen kuormitusta
15
3.2
Kuormituksen vaikutus
15
4.
ÄLKUPÄINUMAN ARVIOINTI
18
4.1
Kolmiaksiaalikoe
18
4.2
Laskentamenetelmät
19
4.21
Analyyttinen menetelmä
19
4.22
Likimääräinen menetelmä
22
5.
PRIMAÄRINEN KONSOLIDAATIOPÄINUMA
24
5.1
ödometrikoe
24
5,2
Tangenttimoduulimenetelmä
25
5.21
Kokoonpuristuvuusmoduuli
25
5.22
Moduuliluvut ja konsolidaatiokuormitus
28
5.23
Painuman laskeminen
35
5,3
Painumisnopeus
36
5.31
Konsolidaatioaste
36
5,32
Konsolidaatiokertoimen määrittäminen
37
5,33
Äikafunktiot
38
6.
SEKUNDÄÄRIPÄINU1Ä
42
6.1
Painuman merkitys
43
6.2
Painuman
43
laskeminen
jännitystilaan
1
7.
ATK-OHJELMISTON PÄÄPIIRTEET
44
7.1
Tangenttimoduulimenetelmän moduuliluvut
45
7.11
Ohjelman rakenne
45
7.12
Ohjelman käyttö
47
7.2
48
7.21
Painuman ja jännitystilan laskenta
Ohjelman rakenne
48
7.22
Ohjelman käyttö
48
7.3
Painuman ja ajan välinen yhteys
50
7.31
Ohjelman rakenne
50
7.32
Ohjelman käyttö
51
8.
KYRÖNJOEN VESISTÖTALOUSSUUNNITELMAAN LIITTYVÄT
SEINÄJOEN SUUOSÄN OIKAISUKANAVAN PENKEREET
52
8.1
Rakentaminen
52
8.2
Stabiliteetti
62
8.3
Laskuprofiili
64
8.4
Jännitysten jakautuminen
66
8.5
Älkupainuma
67
8.6
Konsolidaatiopainuma
71
9.
KÄLAJOEN KESKIOSAN JÄRJESTELYYN LIITTYVÄT P1018
JÄRVEN ETELÄRANNAN PENKEREET
79
Pidisjärven etelärannan pengerrysalue 1
80
9.1
ja tutkimukset
9.11
TuLkimustulokset
80
9.12
Stabiliteetti
87
9.13
Laskuprofiili
87
9.14
Jännityksen
88
9.15
Alkupainuma
89
9.16
Konsolidaatiopainuma
90
9.17
Jälkipainuma
92
9.2
Pidisjärven etelärannan pengerrysalue
9.21
Tutkimustulokset
96
9.22
Stabiliteetti
96
9.23
Laskuprofiili
105
9,24
Jännityksen jakautuminen
106
9.25
Alkupainuma
107
9.26
Konsolidaatiopainuma
107
9.27
Jälkipainuma
9.3
Pidisjärven etelärannan
jakautuminen
painumisesta
2
96
109
tutkimuskohteiden
112
1i.
ENGLISH SUMMARY
XI RJALLI SUUSLUETTELO
KUVÄLUETTELO
LAS KENTAMENETELMT
1
Painuman ja ajan välinen vuorosuhde Janbun mukaan
2
Kaaviokuva leikkausjännitysten johdosta hitaasti tapah—
tuvasta painumasta
3
Maapohj an kuormitus—muodonmuutoskäyrä
4
Suorakaiteenmuotoisen, tasaisesti kuormitetun laatan
nurkkapisteen alapuolella vaikuttava pystysuora nor—
maalijännitys fBoussinesquen mukaan)
5
Kolmionmuetoinen kuormitusjakauma. Kaaviokuva lisäjän—
nityksen laskemista varten tasotapauksessa
6
Pengerkuorman laskeminen kahden kolmion muotoisen kuorman
avulla
7
Pystysuora jännitys penkereen alla
8
Kolmiaksiaalikokeen kaaviokuva
9
Kimmomoduulin määritys,
suljettu tila
10
Kolmiaksiaalikoe. Älkupainuman määritys. Jännityspolut
11
Deviatorisen
12
Deviatoristen jännitysten normalisoitu piirros
13
Kertoimien
14 a,b
Jännityseksponentin vaikutus kokoonpuristuvuusmoduulin
ja kokoonpuristuman muotoon
15 a,b
Tangenttimoduulimenetelmän kokoonpuristuvuusparametrien
ja konsolidaatiokuormituksen graafinen määrittäminen
16
Moduulieksponentin määrittäminen funktion F avulla
17
Ödometrikokeen kuormitus-kokoonpuristumakäyrä
18
Konsolidaatiokuormituksen määrittäminen Ohden menetelmällä
19
Konsolidaatiokuormituksen maksimi- ja minimiarvojen mää—
ritys Van Zelstin menetelmällä
20
Konsolidaatiokuormituksen laskeminen kokoonpuristuvuus—
funktioiden avulla
21
Ajan
L50 määritys Casagranden menetelmällä
22
Ajan
L riiääriLys Taylorin menutelniällä
p
jännityksen murtoarvon
ja
i1
määritys
määrittäminen
6
23a
Aikatekijän ja konsolidaatioasteen vuorosuhde Janbun
mukaan
23b
Painumisnopeusdiagrammi Janbun konsolidaatioteorian mu
kaan, kun deformaatiojakauma on kolmion muotoinen
24
Äikakertoimen ja konsolidaatioasteen välinen vuorosuhde
25
Eksponentin n määrittäminen
ATK-OHJELMI STO
26
Tangenttimoduulimenetelmän moduulilukujen ratkaisu
Yksinkertaistettu kulkukaavio
27
Painuman ja jännitystilan laskenta
Yksinkertaistettu kulkukaavio
28
Ajan ja painuman vuorosuhteen laskenta
Yksinkertaistettu kulkukaavio
SEINäJOEN SUUOSAN OIKAISUKANAVA
29 a,b
Rakeisuuskäyrät
30 a,b,c
Ödometrikoe
31
Moduulilukujen määritys Kotziaksen menetelmällä
32
a,b,
Konsolidaatiokertoimen määritys
33
Piileväanalyysi
34
Laboratoriotutkjmustuloksia
35
Vedenpintojen korkeuskäyrät
36
Laskuprofiili
37
Jännitystila maapohjassa
38 a,b,c
Kolmiaksiaalikoe, jännityspolut, deviatoriset jännitykset
ja deviatoristen jännitysten normalisoitu piirros
39 a,b,c
Kolmiaksiaaljkoe, jännityspolut, deviatoriset jännitykset
ja deviatoristen jännitysten normalisoitu piirros
40
Maapohjan deformaatio
41
Pengermateriaalin tilavuuspainon ja pohjavedenpinnan
korkeuden vaikutus primaarisen konsolidaatiopainuman suu
ruuteen
42 a,b,c,d
Painumahavainnot ja lasketut painumat
43
Painuman ja ajan vuorosuhde
PIDISJÄRVEN ETELÄRANNAN PENGERRYSÄLUE
1
44 a,b
Maapohjan rakeisuus eri syvyyksillä
45 a,b
Konsolidaatiokertoimen määritys
46
Painokairaukset
47 a,b,c
LaboratoriokoetUlokSia
48
Kolmiaksiaalikoe, kimmomoduulin määritys
49
Kuormitus-kokoonpuristumakäyrät eri syvyyksillä
50
Laskuprofiili
51
Jännitystila maapohjassa
52
Maapohjan deformaatio
53
Altaan vedenkorkeuden vaikutus primaarisen konsoli—
daatiopainuman suuruuteen
54
Sekundaaripainuman eksponentin n määritys
55a
Turve— ja silttikerroksen arvioitu painuminen
55b
Maapohjan arvioitu kokonaispainuma ajan kuluessa
PIDISJÄRVEN ETELÄPANNÄN PENGERRYSÄLUE 2
57
Maapohjan rakeisuus syvyyksillä 2,0, 3,5, 4,5, 5,5,
8,0, 9,0 ja 11,0 m
Kuormitus-kokoonpuristumakäyrät eri syvyyksillä
58 a,b
Konsolidaatiokertoimen määritys
59 a,b
Kolmiaksiaalikoe, kimmomoduulin määritys
60
Painokairaukset
61 a,h
Laboratoriokoetuloksia
62
Laskuprofiili
63
Jännitysten jakautuminen maapohjassa penkereen keskilinjan alapuolella
64
Maapohjan deformaatio
65
Altaan vedenkorkeuden vaikutus primaarisen konsoli—
daatiopainuman suuruuteen
66
Eksponentin n määrittäminen
67a
Turve— ja silttikerroksen arvioitu painuminen
67h
Maapohjan arvioitu kokonaispainuma ajan kuluessa
56 a,b
7,0,
8
TAULUKKOLUETTELO
1
Moduulilukujen likimääräiset vaihtelualueet eri maa—
lajeissa
2
Primaaristen konsolidaatiopainumien loppuarvot, Seinä
joen suuosan oikaisukanava
LX ITTEET
1
Potenssifunktion c = apB + c parametrien määritys suh
teellisen virhetarkastelun avulla
2
Loqaritmifunktion c = a ln p + C, parametrien määritys
suhteellisen virhetarkaltelun avutla
3
Suomen kartta. Kyrönjoki,Kalajoki
4
Kyrönjoen vesistötaloussuunnitelmaan liittyvä Seinä
joen suuosan oikaisukanava
5
Seinäjoen suuosan oikaisukanava, PL 5+00.
6a
Seibäjoen suuosan oikaisukanava, PL 5+00. Painumahavain—
tolevyjen asennuspiirros, tasokuva.
6b
Seinäjoen suuosan oikaisukanava, PL 5+00. Painumahavain—
tolevyjen asennuspiirros, poikkileikkaukset.
7
Seinäjoen suuosan oikaisukanava, PL 5+00. Maaperätutki
mukset v. 1976.
8
Seinäjoen suuosan oikaisukanava, PL 5+00. riaaperätutki
mukset v. 1979.
9
Seinäjoen suuosan oikaisukanava, P1 5+00. Vakavuusana—
lyysi 0 = 0.
10
Seinäjoen suuosan oikaisukanava, PL 5+00. Vakavuusana—
lyysi 0 = 0. Vastapengervaihtoehdot.
11
Seinäjoen suuosan oikaisukanava, PL 5+00. Vakavuusana—
lyysi 0 = 0, cØ.
12
Kalajoen keskiosan järjestolyyn kuuluvat Pidisjärven
etelärannan nengerrysalueet
13
Pidisjärven etelärannan pengerrysalue 1, PL 31+60. Maa—
perätutkimukset v. 1979.
14
Pidisjärven etelärannan pengerrysalue 1, PL 31+60. Vaka
vuusanalyysi 0 = 0.
15
Pidisjärven etelärannan pengerrysalue 2, PL 56+80. Maa—
perätutkimukset v. 1979
16
Pidisjärven etelärannan pengerrysalue 2, PL 56+80. Vaka—
vuusanalyysi 0 = 0
9
YLEISIM1MÄT KÄYTETYT MERKINNÄT
3
E
Leveys, m
Vakio
Kimmomoduuli,
F
1
Varmuuskerroin
Piastisuusluku
kPa
Lepopainekerroin
L
M
5
5.
Pituus, m
Kokoonpuristuvuusmoduuli,
Painuma, m
Alkuoainuma, m
5
Primaarinen konsolidaatiopainuma,
kPa
konsolidaatioainuma,
Sekundaarinen konsolidaatioDainuma,
jälkipainuma,
m
m
5
Leikkausjännitysten johdosta hitaasti tapahtuva painuma,m
T
Äikatekijä
U
W
Konsolidaatioaste
Vedenpinta
c
Konsolidaatiokerroin, m 2 /v
e
h
m
n
q
r
t
u
v
w
Huokosluku
Korkeus, m
Moduuliluku
Lukumäärä, sekundaaripainuman ekponentti
Kuormitus pinta-alaa kohti, kN/m
Säde, m
Aika, s
Suljettu
Nopeus m/s
Vesipitoisuus, %
Juoksuraja, %
w
Plastisuusraja,
z
Syvyys, m
Jännityseksponentti3
Tilavuuspaino, kN/m
Suhteellinen kokoonpuristuma
Jäljellä oleva konsolidaatioaste
Jännitys, kPa
Pystysuora jännitys, kPa
E
0
°
%
Konsolidaatiokuormitus,
0x’°y Vaakasuora jännitys, kPa
Vertailujännitys, kPa
A
Lisäys
kPa
1.
JOHDÄNTO
Onnistuneen rakentamisen edellytyksenä on rakenteen toimivuus
käyttöolosuhteissa.
Perustamisen osalta pääkysymykset ovat
rakenteen stabiliteetti ja rakenteen painuma. Painumisen huo
mioon ottaminen rakentamisen ohjelmoinnissa voi tapahtua vain
riittävän tarkan painumien analysoinnin avulla.
Tässä tutkimuksessa pyritään selvittämään
misen periaatteita.
painuman arvioi
Tarkoituksena on käsitellä niitä menetelmiä,
joiden pohjalta painumalaskelmat voidaan yleensä suorittaa.
Teoreettisessa tarkastelussa jaotellaan painuma fysikaalisesti
erilaisiin osapainumiin.
Primaarisen ja sekundaarisen konsoli
daatiopainuman lisäksi tarkastellaan deviatoristen
jännitysten aiheutta
man oainunian laskentaa Primaarisen konsolidaatiopainuman laskenta on vesi
hallituksen aran maarakennussuunnittelun
toimesta suoritettu kokoon
puristuvuusindeksimenetelmää käyttäen.
Tässä työssä keskity
tään primaarisen painuman laskemisen osalta tangenttimoduuli—
menetelmään, Rutiiniluonteista painumalaskentaa silmälläpitäen
pyritään käyttämään ATK:n tarjoamia mahdollisuuksia, Tavoit
teena on luoda sellainen ohjelmisto, jonka avulla maapohjan
jännitystila ja konsolidaatiopainuma voidaan ratkaista.
Esitettyjen painumalaskentamenetelmien avulla laaditaan ennus
teet kohdealueilla olevien penkereiden painumisesta. Tutkimuskohteina ovat v.
1976 rakennetut tulvasuojelupenkereet
,
liite 3:
1)
Seinäjoen suuosan oikaisukanavalla
2)
Kalajoen keskiosan järjestelyihin liittyvillä Pidisjärven
etelärannan pengerrysalueilla 1 ja 2.
Seinäjoen suuosan osalta on rakennustyö kesken.
ole vielä nostettu täyteen korkeuteensa.
Pengertä ei
Painumahavainto—
levyt on asennettu kaikkiin kohteisiin rakentamisen yhteydessä.
Painumahavaintojen lisäksi on kohteista kenttä- ja laborato
riotutkimuksia vuodelta 1976.
on tehty kesällä 1979.
Perusteellisemmat tutkimukset
11
2.
PÄINUMÄTARKÄSTELUN
PERIÄÄT
TEl S TA
2.1
PÄINUMALAJIT
Maapohjan painumista ei kokonaisuudessaan kyetä laskemaan
yhdellä menetelmällä.
Maan painumistapahtuma jaetaan erilai
siin komponentteihin; painumalajeihin.
sikaalinen luonne tunnetaan,
Kun painumalajin fy
voidaan Lainuman kulkua yrittää
approksimoida matemaattisesti. Mitä paremmin matemaattinen
funktio sopii painuman lonteeseen,
loksia saadaan sen avulla.
sitä luotettavampia tu
Funktioiden käytössä joudutaan
ottamaan huomioon olosuhteista aiheutuvat rajoitukset, ns.
reunaehdot.
Reunaehtojen avulla pyritään virhetekijöiden
vaikutus rajoittamaan mahdollisimman pieneksi. Vaikka pai
numalaskennan tulos on matemaattisesti tarkka, monet eri te
kijät aiheuttavat epätarkkuutta.
väärä arviointi,
esim.
Tällaisia ovat kuormituksen
virheet kokoonpuristuvuusominaisuuksien,
konsolidaatiotilan
epähomogeenisuus.
arvioinnissa sekä maakerroksen
Painumalaskennalla voidaan tästä syystä an
taa vain painuman suuruusluokkaa osoittava tulos.
Toinen pääkysymys painuman suuruuden arvioimisen lisäksi on
painuman kehittyminen ajan kuluessa.
Etenkin koheesiomailla
on painuman ja ajan välisen vuorosuhteen selvittäminen oleel
linen asia.
Käytännön kannalta voidaan eri painumalajien aika
riippuvuudet määrittää yleensä riittävällä tarkkuudella,
vaikka
painumat tapahtuvatkin ainakin osittain samanaikaisesti.
Kokonaispainuma voidaan kaavamaisesti esittää eri painuma
lajien summana /8/.
S
missä
=
S
+
S
+
S
+
S
(1)
5 on kokonaispainuma
S
alkupainuma
S
konsolidaatiopainuma
S5
jälkipainuma
5
lo Lkkausjinni yston
inuma
[)Q
ohUosIa hi tadst i ta1)ahLUvLI
12
2.2
2.21
PÄINUMALÄJIEN SOVELTAMISESTA
Älkupainuma
Alkupainuma tapahtuu nopeasti, yleensä jo rakennusaikana,
Se on fysikaaliselta luonteeltaan leikkausjännityksistä ai
heutuvaa painumaa.
sa olosuhteissa,
Koheesiomaalajeilla se tapahtuu suljetuis—
ts. maan tilavuuden ei katsota muuttuvan
sen aikana. Alkupainuman arvioiminen edellyttää yleensä kol
miaksiaalikokeiden suorittamista.
/8/
Janhun mukaan /4/ rakennusaikaisen painuman voidaan katsoa
olevan kokonaan alkupainumaa, kuva
teessa selväpiirteinen,
näin yksinkertainen,
1.
Tämä jako on periaat
Käytännössä tilanne ei kuitenkaan ole
sillä samaan aikaan alkupainuman kanssa
alkaa jo tapahtua maapohjan tiivistymisestä aiheutuvaa tila
vuuden pienenemistä.
ALKUPMNUMA
5p
PRMAARIpANUMA
55
SEKUNDAARIPANUMA
t0
RAKENNUSAflKA
ED
z
Kuva 1,
2.22
Painuman ja ajan välinen vuorosuhde Janbun mukaan /4/,
Kons cl idaa t iopa inuma
Konsolidaatiopainumalla tarkoitetaan tässä konsolidaatiopainu
man primaarivaihetta.
Se alkaa heti kuormittamisen alkaessa.
Konsolidaatiopainumassa maan tilavuus Iienenee,
Vedellä kyl
lästetyssä koheesiomaassa aiheuLtaa kuormitus huokosveden
13
joka on käytännöllisesti katsoen yhtä suuri
paineen kasvun,
kuin kuormituslisäys. Ajan kuluessa huokosveden ylipaine
pienenee, huokosvettä pusertuu ulos maan huokosista.
ja silttimaalajeissa on veden virtaus hidasta,
painuma saattaa kestää useita vuosikymmeniä.
Savi—
ja primaari—
Primaaripainuma
on päättynyt silloin, kun huokosveden ylipaine on hävinnyt.
Konsolidaatiopainuman määrittämiseksi tehdään ödometrikokei
ta.
Parhaiten konsolidaatiopainuman suuruus voidaan laskea
tangenttimoduulimenetelmällä.
Jälkipainuma
2.23
Jälkipainumalla tarkoitetaan konsolidaatiopainuman sekundaari
vaihetta.
Usein katsotaan sekundaaripainuman alkavan silloin,
kun huokosveden ylipaine laskee nollaan.
Käytännössä se al
kaa jo ennen huokosveden ylipaineen häviämistä,
jolloin pri
maarinen ja sekundaarinen konsolidaatio ajoittuvat jonkin
verran päällekkäin.
Savikerroksessa sekundaaripainuman alka
miseen saattaa kulua hyvin pitkä aika primaaripainuman hitau
den vuoksi. Lisäksi sekundaaripainuma on hyvin hidas painuma
laji.
Se aiheutuu maakerroksen tilavuuden pienenemisestä,
ilmeisesti raerungon hiipumisesta. Merkitseväksi se tulee
yleensä turpeessa ja runsaasti humusta sisältävissä maaker—
roksissa.
Jälkipainumaa voidaan arvioida ödometrikokeen pe
rusteella.
2.24
L e i k k a u s
j
hitaasti
ä n n i t y s t e n
tapahtuva
j
o h d o s t a
painuma
Leikkausjännitysten johdosta hitaasti tapahtuva painuma on
rakentamisen kannalta kaikkein hankalin.
sen osuus tulee merkittäväksi,
vat suuriksi,
pieni;
ts.
Korhosen mukaan /8/
jos leikkausjännitykset tule
jos varmuus maapohjan murtumista vastaan on
varmuuskerroin F <
1,7. ..2,O.
Tyyillinen osoitus täl—
laisesta pitkälle kehfttyneestä painumasta on kuormituskohdan
i VU
1 1 1
t
mUut o:4
t
t Vd
t
1
1 1 1
;
t
unii
t
,
k uv
2
14
Kuva 2.
Kaaviokuva leikkausjännitysten johdosta hitaasti
tapahtuvasta painumasta.
Maarakentamisessa joudutaan usein kustannussyistä päätymään
ratkaisuihin,
joissa varmuuskertoimen arvo on suhteellisen
pieni. Käytännöllinen menettelytapa tällaisen painuman sel
vittämiseksi on koepenkereen rakentaminen ja siitä saatavien
painumahavaintojen analysoiminen.
1,7,, .2,0,
Kun varmuuskerroin on alle
joudutaan jännitys-muodonmuutos
pois elastiselta alueelta, kuva 3.
-riippuvuudessa
Luotettavaa matemaattista
menetelmää tällaisen painuman laskemiseksi ei vielä ole ole
massa.
Tästä syystä painumalaskennan ensimmäinen vaihe onkin
vakavuuden tarkistaminen.
Jos vakavuus on riittävän suuri,
voidaan tämän painumalajin merkitystä kokonaispainumaan pitää
vähäisenä.
(KN/m2)
PLASHNEN
ALUE
Kuva 3.
Maapohjan kuormitus-muodonmuutoskäyrä /15/.
15
3.
JÄNNITYKSEN
LASKEMINEN
MAA-
POHJASSA
3.1
JÄNNITYSTILÄ ENNEN KUORMITUSTA
Maapohjan muodonmuutokset aiheutuvat jännitystilan muutoksista,
Maapohjan jännitystila ennen kuormitusta,
ns.
geologinen esi
kuormitus voidaan laskea seuraavasti.
n
O
missä
V
0vo
n
=
i=1
.
1
(2)
1
on pystysuuntainen kuormitus
tarkastelupisteen yläpuolella olevien maakerros—
ten lukumäärä
maakerroksen 1 tilavuuspaino, pohjavedenpinnan
alapuolella tehokas tilavuuspaino
1
h.
maakerroksen i korkeus
1
Vaakasuora jännitystila
toimen
h.
(K)
(Oy,
o)
voidaan laskea lepopaineker—
avulla. Laajassa tasaisessa maamassassa ovat vaa—
kasuorien jännityskomponenttien arvot yleensä yhtä suuret
= Oy)O /2/
(3)
Ox=KO
missä
0
on vaakasuora jännityskomponentti
on lepopainekerroin
=
Poissonin luku
Koheesiomaalajeilla on Poissonin luku yleensä
ja lepopainekerroin K
=
0,5,, .0,7 /2/.
3,2
=
0,3. ..0,4
KUORMITUKSEN VAIKUTUS JÄNNITYSTILÄÄN
Kuormituspinnan muodolla on oleellinen vaikutus jännitysten
jakautumiseen kuormituksen alla. Neliönmuotoisella ja ympy—
ränmuotoisella laatalia lisäjännitys pienenee nopeasti syvyyden
kasvaessa. Pitkän laatan alapuolella lisäjännitys sen sijaan
pienenee hitaammin,
kuva 4.
Tämä aiheutuu siitä,
että pitkällä
16
laatalla
-
ja samoin myös penkereellä
vain kahteen suuntaan.
jännitys jakautuu
/2/
0o5
0
-
Oia
0,5
1
2
3
[E
6
::i::::
E E E1E E E E E E E E
7
I11IA1
1,_till
10
Kuva 4,
Suorakaiteenmuotoisen, tasaisesti kuormitetun laatah
nurkkapisteen alapuolella vaikuttava pystysuora
normaalijännitys (Boussinesquen mukaan)/2/
Kdzdi /6/ on johtanut kimmoteorian mukaiset jännityslausekkeet
kolmionmuotoiselle kuormitusjakaumalle. Kuormituksen aiheuttama
lisäjännitys saadaan kuvan 5 merkintöjä käyttäen kaavoista
(4a)
ja
(4b)
a
+
b
c
p c
a
=—(—c+
+
b
b
c
+
(4a)
=
x
iTa
2z’
a
r1
r2
2z
b
r1
(4b)
Kzdin kaavojen avulla voidaan lisäjännitys laskea halutussa
pisteessä kuormituksen alla,
Käsinlaskennassa niiden käyttö
on kovin työlästä. ATK:ta apuna käyttäen niiden ratkaisu sitä
vastoin käy vaivattomasti.
17
z
tXh ,Zh)
tx1z1
fX,z)
(y
/3
1
fx,z)
x
Kuva 5.
Kolmionmuotoinen kuormitusjakauma. Kaaviokuva
lisäjännityksen laskemista varten tasotapauksessa.
Pengerkuormituksn aiheuttamat lisäjännitykset voidaan las
kea em. tasotapauksen kaavoja käyttäen. Pengerkuorma kor
vataan tällöin kahdella kolmjon muotoisella kuormalla,
/
-
Kuva 6.
-
-
kuva 6.
/
4
Pengerkuorman laskeminen kahden kolmion muotoisen
kuorman avulla.
Lisäjännitykset saadaan likimäärin näiden kahden kolmion muo—
toisen kuormituksen aiheuttamien lisäjännitysten erotuksena.
Lähtötietoina tietokoneelle annetaan penkereen nurkkapisteiden
1,
2,
3 ja 4 koordinaatjt ja pengermateriaalin tilavuuspaino
sekä tarkastelulinjan x-koordinaattj. Vaikka penkereestä ai
heutuva lisäjännitys pieneneekin melko hitaasti syvyyden kas
vaessa, on suhteellinen jännityksen kasvu syvemmällä maa—
pohjassa kuitenkin vähäistä,
kuva 7.
18
ON GEOLOGINEN ESIKUORMITUS
å4
Kuva 7.
4.
ON LISÄJANNITYS
Pystysuora jännitys penkereen alla.
ALKUPAINUMAN
ARVIOINTI
4 • 1 KOLMIAKSIAALIKOE
Luotettavimmin alkupainumaa voidaan arvioida kolmiaksiaali
kokeiden avulla. Alkupainumaa vastaavat deformaatio—ominai
suudet selvitetään jokaisessa tarkasteltavassa maakerroksessa.
Tärkeätä on se, että kolmiaksiaalikokeet tehdään maakerroksen
todellista jännitystilaa vastaavilla jännityksen arvoilla.
TflmXn takia jännitystila tulee selvittää jo ennen kolmiak
siaalikokeisiin ryhtymistä. Lisäksi maanäytteen kuormitusno
peuden tulisi tällöin vastata luonnontilaisia olosuhteita. /8/
Kolmiaksiaalikokeet tehdään ns. cq-kokeina. Näyte konsolidoi
daan ensin tiettyä sivupainetta (°3) vastaavaksi. Tämän jäl
keen näyte leikataan murtotilaan saakka siten, ettei näyt
teessä tapahdu konsolidoitumista leikkausjännitysten johdosta.
Alkupainuman oletetaan tapahtuvan suljetuissa olosuhteissa.
Tällöin maan vesipitoisuus ja tilavuus pysyvät muuttumattomina.
Kolmiaksiaalikokeessa suljettu tila merkitsee sitä, ettei
näytteestä pääse poistumaan huokosvettä leikkauksen aikana.
Suljetussa tilassa oletetaan Poissonin luvun arvoksi v = 0,5.
Tehdyissä kokeissa ovat näytteen mitat alkutilassa olleet
seuraavat: pituus 75 mm, läpimitta noin 35-38 mm. Leikkaus-
19
nopeutena on käytetty 0,6 %/h. Maanäytteen kuormituksen peri
aate kolmiaksiaalikokeessa on esitetty kuvassa 8.
Kuva 8.
4. 2
421
Kolmiaksiaalikokeen kaaviokuva /2/.
LÄSKENTÄMENETELMÄT
Analyyttinen
menetelmä
Maakerroksen painuma voidaan Hooken lakiin perustuen laskea
suljetun tilan kimmomoduulin
1
(A
AH
a
(En)
avulla, kaava 5./16/
(5)
—
Koska kimmomoduuli,
kuva 9 ,on sidottu tiettyyn jännitysti
laan, on kaavan
antama tulos myös sidoksissa samaan jän—
(5)
nitystilaan. Pätevyysaluetta voidaan laajentaa ottamalla käyt
töön deviatorisen jännityksen suhteellinen arvo d. Tällöin
kolmiaksiaalikokeiden perusteella piirretään deviatoristen
jännitysten
(q
=
tistoon, kuva 10.
-
03)
jännityspolut o
-
q -koordinaa
20
q
qm
6- b
Ei
qm on murtoarvo
Kuva 9,
Kimmomoduulin määritys,
suljettu tila,
—MURTOSUORA
N
4( N0-i)
N
1+2N
STU SUORA
q
K0 1
80
Kuva
10,
Kolmiaksiaalikoe, Alkupainuman
polut. /9/
90
—
100
määritys,
Jännitys
Maakerroksen luonnonmukaista jännitystilaa vastaa kolmiaksiaa
likokeiden tulostuspiirroksessa in situ -suoralla oleva mi
tiaalipiste (i)
In situ -suora voidaan ilmaista lepotilan
maanpaineluvun
(K)
avulla,
Initiaalipisteestä interpoloidaan
j ännityspolku
murtoraj alle
Initiaalipistettä vastaava doviatorisen jännityksen
suhteellinen arvo
(d.)
1
saadaan kaavan
(6)
avulla,
21
-
(o’
O3)
-
d
(6)
G3f
-
missä
(a1
-
Kuormituspistettä
G3)
(p!)
=
normalisoiva tekijä.
vastaava deviatorisen jännityksen
suhteellinen arvo lasketaan samalla tavalla. Kuormituspis—
teellä tarkoitetaan tässä kuormituksen jälkeistä jännitys
tilaa, Deviatorisen jännityksen murtoarvot määritetään kuvan
11 mukaisesti.
qr
q = 6;
—
f%)
Kuva 11.
Deviatorisen jännityksen murtoarvq määritys /9/.
Murtoarvojen avulla voidaan piirtää deviatoristen jännitysten
Yleensä eri sellipaineita vas
normalisoitu piirros, kuva 12.
taavat käyrät yhtyvät riittävällä tarkkuudella. Älkupainumaa
vastaava deformaatio
(A.)
saadaan kuvan 12 mukaan /9/.
Maakerroksen alkupainuma lasketaan kaavasta
=
missä
Kaavan
J(3
+
.)
A
‘
h
(7)
/1/.
(7)
3 on perustuksen leveys
(7)
L
perustuksen pituus
h
maakerroksen korkeus
avulla otetaan huomioon pengerkuorman alla olevan
muodonmuutostilan ominaisuudet.
10
d
33
(KP)
25
55
—=
75
100
“xxx
0,2
1
Kuva 12.
2
4
3
5
7
t1
(oi)
Deviatoristen jännitysten normalisoitu piirros.
Kolmiaksiaalikokeessa näyte pääsee kuormitettaessa
laajene—
maan joka suuntaan, Penkereen alla oleva
maamassa pääsee
sitävastoin laajenemaan ainoastaan kahteen
suuntaan, Kaavassa
7) oleva korjaustekilä
+
muuttaa tuloksen parem
min todellisuutta vastaavaksi,
4,22
Likimääräinen
menetelmä
Suorakulmaisen perustuksen likimääräinen
alkupainuma voidaan
määrittää kaavan (8) avulla /5/,
Sj
missä
qB
‘
=
p0 ja
q
Kertoimet
ja
ii
‘1
‘1
‘
(8)
peruslaatan muodosta ja perustamissy
vyydestä riippuvia kertoimia
tasainen bruttopohjapaine, Paineesta
voidaan vähentää pohjaveden noste,
saadaan kuvasta 13,
0
%J
:30
H
0!
:3
0
0
:3
:3
:
0
0
U)
d
0
ci)
(1)
o
ccl
:3
0
4]
rH
:ccl
>10
0
E
0
ci)
•1
:0
:3
E
4]
:0)
4]
1]
-H
UI
54
ci)
o
--1
-H
rH
ccl
>1
cn
0
0
0
4]
ci-)
UI
--1
-4
-4
E
0:3
E
0
clH
(ci
Cci
cclrl
cci
0
0
Cci
ci)>
0
(cl
>,•
ccl
0
3-4
s:
0
0
1
0
0
z
Z
(fl
-H
0)0)
0)
54
ccl
U)4]
UI
r1
ccl
ccl
rH
ccl
54
0•
3-tE
0)
ci)
a
—
:0
:0)
O
+
:0
:3
:3
-4
0
0
CN
4]
e
0
ccl
ccl
0)
:3
-H
3-1
34
UI
-H
r•j-i
+
O
CXI
--1
(0
-H
>
:3
:3
ccl
0
54
54
ci)
0
UI
0
ci)
r4
0
:3
:3
-4
0
ccl
.4]
:33]
(XI
0
0
tn
3-4
ro
0
ccl
0)
-r-
-H
ccl
ccl
•s
ci)
0)
(ci
4]
H
+
3]
ci)
cfl
-4
(ci
0
ccl
0
0-
—1
.•:3
0
E
UI
ccl
ccl
ccl
ccl
ø o
:30
H
ccl
:3>1
Ccii
o
0
ci)
E
5-44]
1-1
0)
ci)
-
ccl
0)
E
ci)
:3:3
0) -H
> :0)
-H
ola)
-H
0
>5454
:0)
U•)
0
0
-H
•s
•s4
:3
3-1
-H
:3
:3
(0>1
-H
ccl
E
:0)
.4
ci)
UI
:3
0)
UI
54
-H
ci)
>
Q4]
ci)
ci)
ci)
ci)
rH
0
00
H
0
0
UI
CCn
:3
0)0
cci
-H
4]
(ci
4]
:tci
3-1
:rtj
00)
:3
ccl
>
0
H
3-1
o
.
ci-)
5-4
ccl
:0)
ci-)
0)
30)
00
cci
rH
0
:3
4]
0)
,—4
:0)
3]
3-4
0)
lEo
4]
3]
:3
Cci
0
>iO
rH
-
:tcl
:0)
0
0-
-H
ccl
:tcl
ss
0
r4
E
UI
4]
cci
0)
:3
ccl
ccl
4E
1-4
ccl
-H
0
0)
:3
:3
-H
0)
•4
0)
0)
>
-1
3-4
54
0
.-4
ci)
UI
H
0)
ccl
(no
(0
ccl
0)
:0
:0)
—1
4]
cl)
:3
0
4]
0
8/’
0
o
—
0
‘rt
-
r.J
o
-
C
>
o
8
0
0
o
c.4
—
0•
0
Lfl
0
0)
0
---1
4]
3]
-H
34
:0)
:0
(0
:3
1-4
-H
-H
0
ci)
0)
olE
8
0z
(.4
0
O0
0
CO4
0
o
2
r-
0•
o
o
cc5
or(
0
SO-.
o
-
:3
0
24
PRIMAARINENKONSOLIDAATIO
5.
PAINUMA
5 • 1 öDOMETRIKOE
ödometrikokeella tutkitaan konsolidaatiopainuman sekä primaari
että sekundaarivaihetta. Maanäytteen deformaatiotila on ödo
metrissa yksisuuntainen, sillä näytteen laajeneminen sivusuun
taan on estetty (e2
=
£3
0). Tällöin näytteen kokoonpuris
=
tuma (c1) edustaa myös tilavuuden muutosta. Näytettä kuormite
taan portaittain lisääntyvällä jännityksellä .Virhetekij änä
ödometrikokeessa on ödometrirenkaan ja näytteen välinen sivu—
kitka. Kitkan aiheuttama virhe konsolidaatiotilan arvioinnissa
saattaa olla ratkaiseva. Tangenttimoduulimenetelmän kokoon
puristuvuusparametrien (m, B) arvoihin ei kitkalla sitä vas
toin ole paljonkaan merkitystä, sillä kitkan aiheuttama yli
määräinen vastus siirtyy pääasiassa deformaatioyhtälössä ole
van vakion C arvoon. Kitkaa voidaan vähentää käyttämällä näytteen ja renkaan välissä tarkoitukseen sopivaa rasvaa.
Vesihallituksen maalaboratoriossa on käytössä kahta ödometri
tyyppiä. Aadexin valmistamassa norjalaismallisessa ödometrissä
siirretään kuormitus näytteeseen kymmenkertaisen välityksen
avulla. Tässä ödometrissä voidaan käyttää kahta rengaskokoa;
0
50 mm ja 0 = 35 mm. On suositeltavampaa käyttää isompaa
rengasta, koska kitkan vaikutus on tällöin pienempi. Lisäksi
näyte häiriintyy vähemmän renkaaseen laitettaessa. Odometrillä
päästään hyvin suuriin kuormituspaineisiin (n. 1600
3200 kPa).
=
-
Toisessa, ins. Tipurin suunnittelemassa vanhemmassa ödometrissä,
joka on valmistettu maataloushallituksen vesiteknillisen tutki
mustoimiston maalaboratorion toimesta, asetetaan kuormitus suo
raan maanäytteen yläpuolelle. Myös tässä ödometrissä on kaksi
rengaskokoa;
0
=
60 mm ja
0
=
42 mm. Kaksinkertaisia kuormitus
portaita käytettäessä on kuormitusportaiden suurin lukumäärä
viisi ja maksimipaine tällöin renkaalla 0 = 60 mm 100 kPa ja
renkaalla 0 = 42 mm 200 kPa. Haittapuolena onkin juuri kuormi
tusalueen pienuus. Käytännössä viisi kuormitusporrasta
25
(6,25
-
tekijä,
12,5
—
50,0
25,0
100,0 kPa)
on hyvin rajoittava
sillä 25,0 kPa suuremmilla konsolidaatiokuormituksen
arvoilla jää normaalikonsolidoidun osan painumisominaisuuksien
määrittämistä varten vain kaksi kuormitusporrasta.
Savikolla
voi konsolidaatiokuormitus ylittää 25 kPa jo 2-3 m:n syvyy
dessä,
Ongelmaa voidaan helpottaa luopumalla kaksinkertaisista kuor—
mitusportaista. Tällöin maksimipaineet ovat 137,5 ja 275,0 kPa.
Kuormitusportaat voidaan valita esim.
lein,
12,5 tai 25,0 kPa:n vä
jolloin portaiden lukumäärä saadaan halutuksi. Kokoon
puristuvuusparametrien määrityksessä ei voida käyttää Kotziak
sen menetelmää, koska sen perusedellytys on kaksinkertaiset
kuormitusportaat.
Parametrien määritys voidaan suorittaa tie
tokoneen avulla. Kun kuormituslisäys on pieni,
on myös näytteen
kokoonpuristuma pieni. Tällöin saattaa konsolidaatiokertoimen
määrityksessä esiintyä joissakin tapauksissa vaikeuksia.
Yleensä voidaan käyttää Taylorin menetelmää,
menetelmällä ei saada
100
jos Casagranden
%:n konsolidaatiota esille. Konsoli
daatiokertoimen määrityksen kannalta olisi toivottavaa kehit
tää painumamittausta tarkemmaksi.
5. 2
5.21
TÄNGENTTIMODUULIMENETELM
Kokoonpur i stuvuusmoduul i
Hooken lakia noudattavan aineen kokoonpuristuma lasketaan
Hooken lain mukaan kimmomoduulin E avulla,
L1
=
+
yhtälö
(lOa)
(10a)
O3)
-
Maapohjassa kimmomoduuli on aina sidottu jännitystilaan, koska
kimmomoduulin arvo muuttuu jännitystilan muuttuessa.
Tämän
vuoksi maan kokoonpuristumista laskettaessa käytetään ns.
ko—
koonpuristuvum;moduuii M.
1
0)
(1 0 b)
26
missa
M
=
(1
1
—
2
—
—
2
E
—
Kokoonpuristuvuusmoduuli määritetään ödometrikokeen avulla.
Tällöin ödometrikokeen tuloksia voidaan approksimoida Ohden
/11/ esittämällä yhtälöllä /8/.
M
missä
=
m
m a
(11)
on moduuliluku
5
jännityseksponentti
vertailujännitys
t= 100 kPa)
Vertailujännityksen avulla otetaan huomioon käytettävien iän
nitysten laatu.
SI-yksiköitä käytettäessä
=
100 kPa.
Moduuliluvut m ja 5 ovat maalajien ominaisuuksista riippuvia
parametreja. Taulukosta 1 nähdään moduulilukujen vaihtelu
alueet maalajeittain.
Jännityseksponentin 5 arvo on yleensä
välillä 1,0.. .-0,5. Moduuliluku m vaihtelee huomattavasti
laajemmalla alueella ollen kuitenkin aina positiivinen.
Taulukko 1.
Moduulilukujen likimääräiset vaihtelualueet eri
maalajeissa. /4, 8, 13, 16/
Maalaj i
lieju, lieju—
savi
“
Jännityseksponentti 5
duuliluku
m(Nk),nu(YK)
0,1, ..—0,5
0
Konsolidoitumis
tila
5...19
NK
50.. .60
YM
5.. .20
NK
50.. 1 30
YM
20.. .140
NK
savi
0
kuivakuorisavi
0, 5
siltti
0
siitti
0
100.. .250
YM
kuivakuorisiltti
0,5
100.. .200
YM
hiekka
0,3.. .0,7
100.. .800
NK
sora
0,2,, .0,15
200... 1700
NK
noreeni
0,2.. .0,5
300.. .2500
NK
.
.
.—0,5
.
...
0,5
Janbun /4/ mukaan maalain käytztäytymistä voidaan arvioida
eri :n arvoilia seuraavasti.
27
maalaji on elastista
elastopiastista
piastista
erittäin herkkää
Elastisessa maapohjassa
(
1)
jännitys—muodonmuutosyhteys
on iineaarinen. Jännityseksponentin vaikutus kokoonpuris
tu
vuusmoduuliin ja kokoonpuristumaan on esitetty kuvassa 14.
M
Kuva 14a.
zmv
()1
Jännityseksponentin vaikutus kokoonpuristuvuus
moduuliin, o on konsolidaatiokuormitus.
p
tog
3p
6
1
=
t-1
m2
÷c(O)
1 n()+c2f=O)
/3<0
Ktivi
14b,
Iiim it
IHU( )
O(
k,;
)fl
.
ivit
ikut
kokcu,n1uu it tunifl
28
S.22floduuliluvut.k
kuormitus
Moduuliluvun m arvoon vaikuttaa lähinnä maan tiiveys, kun taas
jännityseJcsponenj
voidaan pitää maalajivaiona. Moduuli
luvuille ja maan luokitusominaisuuksille on tutkimuksissa
/13, 14/ todettu likimääräisiä yhteyksiä. Näitä käytettäessä
kuitenkin painumalaskennan luotettavuus kärsii. Lisäksi suuri
osa tutkimuskustannuksista on kulunut jo näytteitä otettaessa.
Tämän vuoksi on syytä määrittää moduuliluvut m ja 14 aina ädo
metrikokeen kuormituskokoonpuri5tumakäyrän perusteella. Käy
tettävät määritysmenete perustuvat
telmän mukaiseen deformaatioyhtälyJn (12).
8
2)
s=iz.(
m
£
=1]
m n
+
(L)
C
c
(8
0)
(12a)
(8=0)
(12),)
Kotzjaksen mtehA
Kokoonpurismj arvot asettuvat £
E -koordinaatistossa
2a
a
suorafle, jonka kulmakerroin on b. Kokoonpuristuvuusparatrit
voidaan määrittää kuvan 15 mukaisesti. /10/
—
Menetelmä soveltuu havainnollisuutensa vuoksi moduulilukujen
määritykseen erittäin hyvin. Koetulosten asettumisesta koordi—
naatistn voidaan päätellä, mitkä pisteet eivät noudata pai
numafunktiota, ja ne voidaan karsia pois. Menetelmää rajoit
tavana tekijänä on kaksinkertaj kuormitusportaitten käyttö.
Vesihallituksen maalaboratorion vanhemmalla ödometrikalustolla
jää kuormitusportaiden lukumäärä
kuten todettiin
liian
vähäiseksi. Toinen epäkohta on se, että ödometrikokeessa jou
dutaan käyttämäå kuormituksia, jotka ovat moninkertaisia
maapohjan todellisiin kuormituksiin verrattuna.
-
-
>
-,
>
2
c
n
c11
c
c
-D
—
II
(1g
-o
-
(EI
(EI
04
ui
ui
4J
:3
o
0
—.
cci)
-H
:EI :crj
4]
H4J
ci) ‘4
4JI4
ci) :J
0 :EI
-H
rH ci)
:30
:3 -H
-
OEI
-H
ii
EI
u
EI
:3
0•
+
0
E
0
ci)
0
-H
4]
4]
-H
1-4
:CEI
ml
0
G)
ui
:3
4]
--4
1-1
0
:3
0
-H
4]
(EI
(EI
r
-H
0
En
0
0
In
(EI
:rEI
ci)
4]
ci)
:3
ci)
0
0
4]
0
:3Eo
(EI
-H
0
(EI -H
cii
0>4]
-H
cEI 0
‘EI0ci)
•:
•S:
•
E:304
ui
:3
i
:EI
EI
ci)
04ui
4
>1
:34]
Q)
4]
ui
ci)
ui
:3
:3
ci)
0 :rEI
•—•
EI—
H
H
•1
1-4:3
:34]
(EI—
(EI(•’
ci)
r
00
:3>
4]
H
4]
‘EI
(EI
-H
0
>j
4]
:EI
r1
0
rdaj
Efl
:0
H
4]
4
:Q
Er1
:3
(EI
(EI
>
:3
(EI
4]
:3
ci)
:3
•4]
(EI
4]
UI
:3
(EIr4
4] :(EI
E-
1-4
0
ci)
:fEI
1-4
0 -H
(11
UI
ml
Q)
4]
•4]
:Q
((1 •-4
--4
1-4—!>
CEI -H
ml
>i
044]
tn
EI
:34]
:3
:3
:EI
ci)
4]
UI
UI
En
:rEI
>
EI
-H
ci)
Cci
cii
UI
-H
:(EI
ml
1-4
4]
.-4
4]
>0
-H
Q)
4]
4
4]
rEI
EI
ml
-1
1-4
ml
3]
‘1-4
03]
ci)
:3
cii
Zrd04
ci)
UI
(EI
1-4
(EI
4]
ci)
>
1-4
-H
-r
0
-H
04
-H
01
:3
-H
CN
:3
--4
1:11
-H
04
(Y)
Q
-H
-H
04
:34
-H
+
-H
0
n
30
Funktion F kuvaaja muistuttaa ylöspäin aukeavaa epäsymmetristä
paraabelia, kuva 16, Funktion arvo lähestyy nollaa, kun S lä
hestyy nollaa. Arvolla
tion avulla voidaan
3= 0 ei funktiota ole määritelty. Funk
3:n arvo määrittää yksikäsitteisesti.
Jos S:lle ei löydy nollasta poikkeavaa arvoa,
on S
0 ja ko
koonpuristuvuusfunktjoksi valitaan logaritmifunktio,
Kun 3:n arvo on ratkaistu,
misvakio C
a
voidaan moduuliluku m ja integroi—
laskea kaavoista
(14).
=
/19/
(
0)
(14a)
0)
(145)
0)
(14c)
—
m=—1—
a’j3
c=,z.s
a
(
=
n (lnp)
(14d)
—fElnp)
1
(14e)
(14f)
funkNa F
moduu[ieksponenttj i3
etsitty1:n arvo
Kuva 16.
tunktofn F e ole madrelty arvolla
Moduulieksponentin määrittäminen funktion F avulla.
31
Menetelmä sopii tietokonesovellutuksena hyvin moduulilukujen
määrittämiseen.
Käyttökelpoisuutta lisäävänä tekijänä on se,
ettei ödometrikokeessa tarvitse käyttää kaksinkertaisia kuor
mitusportaita.
Suhteelliseen virhetarkasteprustuvamenetl!
Maapohjassa vallitsevat todelliset kuormitukset sijoittuvat
usein ödometrikokeen kuormitus-kokoonpuristumakäyrän alkuPainumalaskelmassa käytetään tällöin defor
osalle, kuva 17.
maatiokäyrän alkuosaa. Alkuosan käyrän ja vastaavien painuma—
havaintojen välinen virhe saattaa kuitenkin olla suhteellisesti
verraten suuri. Näin voi käydä erityisesti silloin, kun käy
tetään suuria kuormitusportaita. Pylkkäsen /13/ mukaan ei
kokoonpuristuminen suurilla kuormituksilla enää noudata potens
sifunktiota.
Tilannetta voidaan parantaa siten,
että otetaan
moduulilukua m laskettaessa huomioon suhteellisen virheen suu
ruus.
Tarvittaessa myös
minimikohdan avulla.
voidaan laskea suhteellisen virheen
Tällöin parametrien arvot painottuvat
vielä enemmän käyrän alkuosan havaintoarvoihin.
virheen suuruus
Suhteellisen
on potenssifunktiota käytettäessä:
.
-1
=
(an
+
c
—
kuormitus
6
0
E
D
L
D
c
0
0
p
0
x
Kuva
17.
Ödometrikokecn kuurmitus-kokoonpuristumakäyrä.
32
Pienimmän neliösumman menetelmällä saadaan seuraavat kaavat
moduulilukujen määrittämistä varten. Kaavojen johtaminen on
esitetty liitteessä 1.
Jännityseksponentti lasketaan F5:n kaavasta
a(
=
z()
lnp1
+%
+
Z1np
12 lnp)
3(b).
=
0
(15)
(30)
Funktion F
2
(1
Z
(16a)
2
(3 Pi)
—
nollakohta ratkaistaan iteroimalla, Moduuliluku m
ja integroimisvakio C
m
lnp
R
i
a
(15 ja 16a).
saadaan kaavoista
=
z
=
16b), kun
(16a
a 3
i•
1’
(3
0)
(16b)
(
0)
(16c)
3 ()
‘1
Jos jännityseksponentin arvo lähestyy nollaa,
käytetään defor—
maatiofunktiona Iogaritmista funktiota
Tällöin moduuli
(12b)
luku m ja integroimisvakio C voidaan laskea kaavojen (16d.
16f)
avulla, Kaavojen johto on esitetty liitteessä 2.
2
3lflp
—
%i1i
a
2
3(1)2
3(j)2
-
m
2
a2
1
—
(1 6 d)
(16e)
=—
Z
(3Lj)2
-
a2
C
(L)
ci
1np
—j
(16f)
33
Menetelmää voidaan käyttää yhdessä kaavojen
(13... 14)
(13.. .14)
Usein on hyödyllistä laskea (3:n arvo kaavoja
täen ja m:n arvo kaavoja
(15... 16)
käyttäen.
kanssa.
käyt
Tällöin suunnit
telijan on epäselvissä tapauksissa helpompi määrittää ne
pisteet,
jotka kuuluvat ödometrikokeen normaalikonsolidoi
dulle osalle,
Lisäksi laskennan tarkkuus parantuu. Tämän
työn puitteissa tehtyjen n.
60 ödometrikokeen perusteella on
havaittu, että deformaatioyhtälön ja ödometrikokeen tulospisteen maksimipoikkeamat ovat olleet n.
1-1,5 %:n luokkaa.
Maakerroksen konsolidaatiokuormitus arvioidaan yleensä ödo—
metrikokeen kuormitus—kokoonpuristuma —arvojen perusteella.
Arviointia haittaa se,
riintynyt.
että näyte on aina jonkin verran häi
Siltin konsolidaatiokuormituksen luotettava ar
vioiminen on tästä syystä monesti mahdotonta.
Toinen virhettä
aiheuttava seikka on näytteen ja ödometrirenkaan välinen kit
ka.
Kitkan vaikutuksesta jännitys näytteessä ei ole vakio
koko paksuudelta,
sillä osa kuormituksesta siirtyy kitkan
välityksellä renkaalle, Tuloksena on liian suuria konsoli
daatiokuormituksen arvoja.
Kotziaksen menetelmää käytettäessä
saadaan konsolidaatiokuormitus kuvasta 15,
Menetelmän antamat
tulokset ovat jonkin verran tulkinnanvaraisia.
Ohden menetelmä
Ohden menetelmä soveltuu käytettäväksi mielivaltaisille kuor
mitusportaille.
Sen käyttö edellyttää ödometrikokeen palautus—
vaiheen suorittamista.
Ohden menetelmä on esitetty kuvassa 18.
[00
Kuva 18.
Konsolidaatiokuormituksen määrittäminen Ohden mene
telmällä /12/.
34
Van Zelstin menetelmä
Van Zelstin menetelmällä voidaan konsolidaatiokuormituksefle
arvioida minimi- ja maksimiarvo. Menetelmää voidaan myös käyt
tää mielivaltaisilla kuormitusportailla, kuva 19.
5
Kuva 19.
Konsolidaatiokuormituksen maksimi— ja minimiarvojen
määritys Van Zelstin menetelmällä /10/.
Tässä työssä on konsolidaatiokuormituksen maksimi- ja minimi
arvot määritetty yleensä Ohden ja Van Zelstin menetelmistä
kehitetyn tietokonesovellutuksen avulla. Tällöin ödometriko—
keen normaalikonsolidoidun osan kokoonpuristumista approksi—
moidaan potenssifunktion (12) avulla. ödometrikokeen palautus
vaiheesta laskettu logaritmifunktio siirretään ödometrikokeen
alkuosalle. Konsolidaatiokuormituksen maksimiarvo saadaan
näiden funktioiden leikkauspisteestä, kuva 20. Minimiarvo
saadaan potenssifunktion ja suoran c = 0 leikkauspisteestä.
Tapauksessa 6 = 0 vastaa saatu konsolidaatiokuormituksen mak—
simiarvo Ohden menetelmNn mukaista konsplidaatiokuormitujcsen
arvoa ja saatu minimiarvo vastaa Van Zelstin mukaista minimi—
arvoa.
Jos ödometrikokeen palautusvaihetta ei ole suoritettu, voidaan
ylikonsoidoitunutta osaa approksimoida suoralla ( fl 1), ja
konsolidaatiojännitys saadaan suoran ja potenssifunkUon leik—
kauspisteestä. Tästä on kuitenkin tässä tutkimuksessa saatu
35
huonoja tuloksia, Näytteiden häiriintyneisyys on todennäköi
sesti lisännyt tulosten epäluotettavuutta.
c
Kuva 20.
5.23
Konsolidaatiokuormituksen laskeminen kokoonpuristu
vuusfunktioiden avulla. Palautusvaiheen logaritmi
kayra siirretaan odometrikokeen alkuosalle
Painuman
laskeminen
Maakerroksen painuma voidaan laskea, kun jännitystilan muutos
ja kokoonpuristuvuusparametrit on selvitetty.
kokoonpuristuminen lasketaan kaavasta
1
E0vo+Az
(;-)
—
1
As=—ln
m
z
0
+
yo
0
Ao
z
(17 a)
Suhteellinen
tai
f
(s
yo
(17 b)
=
/16/.
0)
(17a)
0)
(17b)
Painuman suuruus riippuu oleellisesti maakerroksen konsolidoi—
tumistilasta, Normaalikonsoljdojdun koheesiomaan painumat
saattavat muodOstua suuoiksi.
on hyvin
1 ivisti.
Ylikonsol idoi turiut maa sitävastoin
Yl ikonsol idoi tiimistd on seiiLety silli,
maakerroksessa on vaikuteanut esim.
mannerjäätikön painosta
etL
36
aiheutunut suurempi kuormitus tai haihtumisen synnyttämät ka
pillaarijännitykset /2/,
Painumat jäävät tästä johtuen vähäi
siksi. Ylikonsolidoituneen maan painumaa laskettaessa on
käytettävä ylikonsolidoituneelta osalta laskettuja kokoonpu
ristuvuusparametrejä. Janbun /4/ mukaan voidaan ylikonsolidoi—
tuneessa savessa otaksUa
1
Maassa mahdollisesti vaikuttava huokosveden ylipaine tulisi
ottaa laskelmissa huomioon. Tällöin maakerros on konsolidoi—
tunut geologista esikuormitusta pienempää jännitystä vastaa
on tällöin pidettävä maapohjan to
vaksi. Älkujännitystilana
dellista jännitystilaa.
Tämä otetaan huomioon antamalla
todellisen jännitystilan mukainen arvo,
5, 3
5,31
PÄINUMISNOPEUS
Kon sol
ida at ioa s
te
Primaaripainuman painumisnopeustarkastelun avulla selvitetään,
kuinka kauan aikaa kuluu koko primaaripainuman tapahtumiseen.
Toinen tärkeä seikka on tietää,
kuinka suuri osa primaaripai
numasta tapahtuu tietyssä ajassa t.
Aikariippuvuuden määrityk
sessä käytetään apuna konsolidaatioastetta
u
missä
=
(U)
S/s
(18)
$ on painuma hetkellä t
primaaripainuma
Tietyn konsolidaatioasteen saavuttamiseen kuluva aika
daan laskea kaavasta
(t)
voi
(19)
2
t
missä
T
=
v
T
vc
(19)
v
onaikatekijä
C
konsolidaatiokerroin
h
määräävä maakerroksen paksuus
37
Määräävä maakerroksen paksuus on riippuvainen veden virtaus—
tilapta maSsa. Jos veden virtaus tapahtuu yhteen suuntaan, on
h koko maakerroksen paksuus, kun veden virtaus on kaksisuun—
tainen, on h puolet maakerroksen paksuudesta.
5.32Konsolidaatiokertoimeflmäärittäminen
Konsolidaatiokertoimen Cv laskemiseen tarvittava aika t50 voi
daan määrittää joko Gasagranden tai Taylorin menetelmällä.
Casagranden menetelmä on esitetty kuvassa 21. Menetelm&i heik
kona puolena on se, että primaaripainiimari loppuarvo jää jois
sain tapauksissa epäselväksi.
ts0
aika
Loa(t)
0%
t
••P!b
-
0
E
c
0
a
OlO
Kuva 21
Ajan t50 määritys Casagranden menetelmällä.
Taylorin menetelmää käytettäessä tulokset painottuvat koken
alkupuoliskolla (U < 50 %) tehdyillä havainnoilla. Taylotin
menetelmä on esitetty kuvassa 22.
38
aika l”E
—
0
90°/o
—
E
—
1O0°/
C
0
Ajan t50 määritys Taylorin menetelmällä.
Kuva 22.
Kun t50 on määritetty,
kaavalla
(20).
c
missä
5,33
v
=
lasketaan konsolidaatiokertoimen
/18/
00492
h
(20)
ts0
h onnäytteen keskimääräinen korkeus ko. kuormituksen
aikana
Aika 1 un k t i o t
Konsolidaatioasteen ja aikatekijän välistä yhteyttä selvitetään
erilaisilla konsolidaatioteorioilla.
Terzaghin konso1idaatio’
teoria perustuu konsolidoituvassa maakerroksessa vallitsevan
huokosvedenpaineen difierentiaaliyhtälön ratkaisuun /3/, Huokos
vedenpaineen syvyyssuuntaisen jakautumisen arvioiminen on kui-’
tenkin erittäin vaikeaa. Janbun konsolidaatioteoria perustuu
syvyyssuuntaiseen deformaation jakautumaan
(kaava 21).
/4,
7/
2
Cv
tZ
(21)
39
on jäännösdeformaatio hetkellä t
missä
-
z cri syvyys
Alustavassa suunnittelussa voidaan painuma—aika -vuorosuhde
mää
rittää kuvan 23b painumisnopeusdiagrammin avulla. Diagrammi
perustuu
Janbun konsolidaatioteorian tapaukseen 3,
jossa jään—
nösdeformaatio on kärjellään olevan kolmion muotoinen,
23a.
kuva
/17/
Konsolidaatioasteen ja aikatekijän välinen yhteys voidaan
—
primaaripainumaa paremmin vastaten
—
ratkaista Korhosen /7/
kehittämillä aikafunktioilla. Aikafunktioiden perustana on yh—
tälön
(21)
mukainen deformaatiojakauma.
Korhosen mukainen aikakertoimen ja
suhde,
Kuvassa 24 on esitetty
konsolidaatioasteen vuoro—
Vertailuna on Terzaqhin ja Janbun
(Janbu C tarkoittaa
paraabelin muotoista deformaatiojakaumaa)
vuorosuhteet.
Primaarinen konsolidaatio jaetaan Korhosen aikafunktioita käy
tettäessä kahteen vaiheeseen. Ensimmäistä vaihetta
approksimoidaan kaavalla
g.
Kuva 23a.
0
(22)
PRIM(R TDsFAkrOR
t T
(t < t
—
H2
cv
45.3.
Prirnr konsol 1 deringsgrad,
Aikatekijän ja konsolidaatioasteen vuorosuhde Janbun
mukaan /4/.
40
30
20
10
5
ci
rH
05
0
0
o
ft3
—
-
100
£
50
y
30
20.
:0
5
0’
L /1
-
r:z%
6 kk:
,,o1idaat
Kuva 23b,
Painumisnopeusdiagrarnmi Janbun konsolidaatioteorian
mukaan,
/17/
kun deformaatiojakauma on koimion muotoinen
41
D
c
0
00
0•
co
oa
0
Akokerroin
Äikakertoimen ja konsolidaatioasteen välinen vuoro
suhde, cx:lla merkityt käyrät on laskettu aikafunk—
tioiden (yhtälöt 22 ja 24) avulla. Vertailuna
Terzaghin ja Janbun (deformaatiojakauma paraabelin
muotoinen) vuorosuhteet /7/.
Kuva 24.
T
missa
K
1
3-etl
[2ln(-
-
1
—
(kuva 24)
e on Neperin luku
(2,7182)
Ensimmäisen osan päättyessä
=
(22)
aO
2)
cx(e
3-e
Su
=
UK
•2
cx
cxux
——
=
o
cx
U
T
(t
=
t0)
on konsolidaatioaste
U0.
3
o
-
cL(e
1
e
(23)
2)
—
Primaaripainuman toinen vaihe
(t > t0)
lasketaan kaavalla
(24)
/7/.
U
missä
K
K
1
=
=
e
cx
=
—
(e
1
K
—
—
e3’79 Tv
2) (1
cx(e
3—eti
12
e—2Lcx
cx
—
—
+
Kcx,
i,
cx)
2)
ln
1
( l—cx )
1
——
cx
o
(24)
42
Paksuissa maakerroksissa deformaatio kerroksen alarajalla lä
(
henee nollaa
päättyessä
(t
a
=
1)
=
.
Primaaripainuman ensimmäisen vaiheen
on konsolidaatioaste U
t0)
1,0.
Koko primaa
ripainuma hallitaan tästä syystä ensimmäisen vaiheen kaavalla
Ohuissa maakerroksissa
(kaava 22).
(0 <
a <
1)
primaaripainuma
sen sijaan jatkuu toisen vaiheen alueelle.
6.
SEKUNDAARIPAINUMA
6.1
PAINUMAN MERKITYS
Sekundaarin konsolidaation on perinteisesti katsottu tapahtu
joissa tehokas jännitys pysyy muuttumatto
van olosuhteissa,
mana. Primaarin ja sekundaarin painuman välissä on käytännössä
ylimenovaihe,
jota ei useinkaan ole otettu teoreettisissa
laskelmissa huomioon.
Sekundaaripairiun
merkitys käytännön
suunnittelutyön kannalta saattaa olla vähäinen paksuissa ja
huonosti vettä läpäisevissä maakerroksissa. Jos vedenläpäise
tapahtuu primaaripainuma nopeammin ja sekundaari—
vyys kasvaa,
vaiheen merkitys kasvaa.
Runsaasti humusta sisältävissä maa
lajeissa ja turpeessa on
sekundaaripainuman osuus kokonais—
painumasta siksi suuri,
että se olisi otettava suunniteltaessa
huomioon /7/.
6,2 PAINUMAN LASKEMINEN
Sekundaaripainumaa voidaan arvioida likimääräisesti ödometri
jos kuormitusportaat ovat riittävän pit
kokeen perusteella,
kät.
Laskentamenetelmänä käytetään Korhosen /7/ esittämää
hyperbolista aikafunktiota,
kaavan
mukaiseen painumisnopeuden lausekkeeseen.
(25)
v=v
Hyperbolinen funktio perustuu
0
=
v
0
(
1
S
,
dS
—=v
cit
on jäljellä oleva konsolidaatioaste
missä
n
sekundaaripainuman oksponentti
v0
sekundaaripainumannopousparametri
S1
lopullinen konsolidaatiotapahtuma
(2D)
43
Painuman ja ajan vuorosuhde lasketaan kaavojen
(26a)
(26b)
ja
avulla /7/,
1
S
Sf
=
+tS)
Sf(
—
n1
;
(26a)
v0 t
S
missä
t
Sf
=
(1
Sf)
e
n
=
(26b)
1
s
=
s
-
v(n—1)
o
on sekundaaripainuman karakteristinen
aika
Kun Sf on selvitetty alustavasti, voidaan sekundaaripainuman
eksponentti n määrittää graafisesti kuvan 25 mukaan.
tcn.
joi
0.01
D
0.001
0,0001
1
0.1
0.01
jätjetl.ö otevd konsol.idcotiodste Ä
Kuva 25.
Eksponentin n määrittäminen.
Nopeusparametri v0 lasketaan tämän jälkeen kaavasta
n
e
v
=
(27).
(27)
•ET)
onjäljellä olevan sekundaaripainuman konsolidaatioaste
missä
h
maakerroksen paksuus, jos huokosvesi poistuu yhteen
suuntaan tai puolet maakerroksen paksuudesta, jos
huokosvesi poistuu kahteen suuntaan.
Kaavasta
(27)
nähdään,
että konsolidaatiokerroin
Cv
vaikuttaa
sekundaaripainuman nopeusparametrin arvoon ja siten karakteristiseen aikaan.
Konsolidaatiokertoimen arvo saattaa kui
tenkin muuttua konsolidaation aikana tiivistymisen vuoksi.
44
Sen tähden olisi c pyrittävä määrittämään mahdollisimman
luotettavasti ja siten, että sen arvo vastaisi koko tiivis
tymistä eikä vain primaarivaiheen alkuosaa.
Sekundaaripainuman suuruutta voidaan arvioida logaritmista
funktiota käyttäen.
esim.
Loqaritminen funktio voidaan esittää
Zeevaertin käyttämässä muodossa /7/,
5
missa
m
m
=
Ap
h
(28)
log—
ct
t
=
Ap’h
Ap on jännityksen lisäys
Kaavan
h
painuvan kerroksen paksuus
C.
kokoonpuristuvuussuoran kaltevuus puolilogaritmi—
sessa mittakaavassa
t0
aika, jolloin edellä mainittu suora leikkaa
aika—akselin
(28)
käyttö perustuu siihen, että painumat sekundaari
painuman alueella sijaitsevat likimäärin suoraviivaisesti
a—ln t—mittakaavassa,
7.
ATK-
OHJELMISTON
PÄPIIRTEET
Painumalaskenta sisältää useita sellaisia alueita,
joissa
ATK:n käyttö on edullista. Tietokoneen avulla voidaan lasken
taa nopeuttaa ja välttää rutiinilaskennassa helposti esiinty
viä virheitä. Myös tarpeettomien likiarvojen käyttöä voidaan
vähentää ja näin päästä perustietojen tarkempaan analysoin
tim,
Tämä ohjelmisto on kehitetty maapohjan jännitystilan
ja konsolidaatiopainuman ratkaisemista varten.
tehtävät sisältävät siinä määrin esim.
Muut laskenta
graafisia ratkaisuja,
ettei niiden rutiinilaskenta ole tietokonetta käyttäen perus
teltua.
Ohjelmat on suunniteltu PDP-11/35 prosessitietokoneelle Oh
jelmointikielenä on FORTRAN IV.
45
7. 1
TÄNGENTTIMODUULIMENETELMÄN MODUULILUVUT
7.11
rakenne
Ohje iman
Ohjelma on suunniteltu tangenttimoduulimenetelmän moduuliluvun
m ja jännityseksponentin 3
laskemista varten. Moduuliluvut
lasketaan ödometrikokeen kuormitus—kokoonpuristumahavaifltojen
perusteella. Lähtökohtana on pidetty sitä,
että ohjelman
käyttäjä valitsee ödometrikokeen painumahavainnoista ne,
jotka
kuuluvat näytteen normaalikonsolidoidulle osalle. Tämän jäl
keen tietokone laskee moduuliluvut käyttäjän valitsemalla ta
valla. Valittavana on kolme laskentavaihtoehtoa.
lasketaan menetelmällä 1.
vaihtoehdossa m ja
lasketaan menetelmällä 1
ja
m
Ensimmäisessä
Toisessa
menetelmällä 2, Kolmannessa
molemmat lasketaan menetelmällä 2.
Menetelmällä
1
tarkoitetaan tässä yhteydessä kaavan
kaista ratkaisutapaa.
tamalla muotoa
(12)
(13)
mu
Tällöin moduuliluvut ratkaistaan sovit
oleva deformaatioyhtälö ödometrikokeen
kuormitus—kokoonpuristumahavaintoihin siten, että havainto
pisteittäin laskettu detormaatioyhtälön ja havaintopisteiden
välinen virhe tulee minimiinsä. Deformaatioyhtälö kulkee
mahdollisimman tarkasti kaikkien havaintopisteiden kautta.
Menetelmällä 2 tarkoitetaan kaavan
(15)
mukaista ratkaisua,
jossa deformaatioyhtälö sovitetaan havaintotuloksiin siten,
että suhteellisen virheen suuruus on mahdollisimman pieni.
Tällöin deformaatiokäyrä painottuu normaalikonsolidoidun
alueen alkuosan painumahavaintojen mukaisesti.
Kun moduuliluvut on ratkaistu,
ohjelma etsii konsolidaatio
kuormituksen maksimi- ja minimiarvon kuvassa 20 esitetyllä ta
valla.
Jos ödometrikokeessa ei ole tehty palautusvaihetta tai
toistokuormitusvaihetta, ohjelma etsii konsolidaatiokuormituk
sen likiarvon approksimoimalla ödometrikokeen alkuosan pai—
numahavaintoja suoralla
=
0)
.
Ohjelman yksinkertaistettu
kulkukaavio on esitetty kuvassa 26.
46
Kuva 26.
Tangenttimoduulimenetelmän moduulilukujen ratkaisu
Yksinkertaistettu kulkukaavio,
47
7.12
Ohjelman
käyttö
Alkuarvot kirjoitetaan datatiedostoon. Datatiedosto kutsutaan
EDI MOD.DAT-komennolla. Lähtötietoina annetaan ödometrikokeen
näytteen alkuperäinen korkeus sekä jokaista käytettävää kuor
mitusta vastaava korkeus.
Lähtötiedot annetaan seuraavan luet
telon mukaisesti:
-
-
-
-
1 otsikkorivi
2 otsikkorivi
alkutilan korkeuslukema
kuormitus
fkPa)
,
(mm)
vastaava korkeuslukema
(mm)
(jokaista kuor—
mitusporrasta vastaavat tiedot omalle rivilleen)
—
negatiivinen luku, esim.
—1,0
(annetaan siinä tapauksessa,
että ödometrikokeesta halutaan laskea ylikonsolidoituneen
osan moduuliluvut tai määrittää konsolidaatiokuormituksefl
minimi— ja maksimiarvo)
—
palautus- tai toistokuormitusvaiheen kuormitus, vastaava
korkeuslukema
(jokainen lukupari uudella rivillä).
Tietokoneohjelma saadaan käyttöön MOD-komennolla,
ja se voi
daan ajaa RUN MOD-komennolla. Ohjelma tulostaa lähtötiedot,
jokaista kuormitusta vastaavan kokoonpuristuman
f%) ja kulma—
kertoimen arvon sekä antaa haluttaessa visuaalisen tulostuk
sen puolilogaritmiseen koordinaatistoon. Käyttäjän annettua
haluamansa laskentavaihtoehdon numeron
(1,
2 tai 3)
sekä
ensimmäisen käsiteltävän kuormitusportaan numeron ohjelma tu—
lostaa moduuliluvut, kokoonpuristumat ja virheiden sekä suh—
teellisten virheiden suuruudet. Lopuksi ohjelma tulostaa kon—
solidaatiokuormituksen arvot. Jos käyttäjä haluaa laskea moduu
liluvut uudelleen toisella laskenta- tai kuormitusvaihtoehdolla,
hänellä on mahdollisuus antaa uudet toimintaohjeet, kunnes on
paassyt mielestaan tyydyttavaan tulokseen
48
PAINUMAN JA J)NNITYSTILÄN LASKENTÄ
7.2
Ohjelman
7.21
rakenne
Ohjelman avulla voidaan laskea vaakasuoran pengerkuorman ja
pohjavedenpinnan korkeustason muutoksen aiheuttamat jännitys—
ten muutokset sekä primaarisen konsolidaatiopainuman suuruus
maapohjassa. Penkereen aiheuttamat lisäjännitykset lasketaan
kimmoteorian mukaisesti tasotapauksena,
kaava
(4)
Maapohjan
jännitystilan lähtökohtana pidetään maassa vallitsevaa geolo
gista esikuormitusta. Jos maapohjassa vallitsee huokosveden
ylipaine,
se voidaan ottaa huomioon muuttamalla alkujännitys—
tila maapohjassa vallitsevaa todellista jännitystä vastaavaksi.
Loppujännitystila saadaan lisäämällä alkujännitystilaan penger
kuorman aiheuttama lisäjännitys sekä pohjavedenpinnan muutok
sesta aiheutuva lisäys tai vähennys.
Painuman laskennassa ohjelma
jakaa maapohjan halutun paksui—
sun lamelleihin ja laskee jokaisen lamellin painuman erikseen.
annettua geoteknistä kerrosjakoa (laskuprofii
Ohjelma käyttää
lia)
.
Jos maakerros on ylikonsolidoitunut,
ohjelma käyttää las
kennassa ylikonsolidoituneen osan moduulilukua m2 konsolidaa—
tiokuormitusta pienemmillä kuormituksilla. Ohjelman käyttäjä
arvioi konsolidaatiokuormituksen suuruuden.
Ohjelman yksinker-
taistettu kulkukaavio on kuvassa 27,
7.22
Ohjelman
käyttö
Datatiedosto kutsutaan EDI DEF.DAT -komennolla. Penkereen poik
kileikkaus tasokoordinaatistossa annetaan neljän tunnuspisteen
avulla,
kuvat 5 ja 6. Laskennassa käytettävä lamellipaksuus
voidaan valita halutun suuruiseksi. Lisäksi ylimmän lamellin
paksuus voidaan valita erikseen.
Maapohjan geotekninen kerros-
jako annetaan ylhäältä alaspäin siten, että ensin on kerrosten
rajapinta ja sen jälkeen yläpuolella olevan maan ominaisuudet.
Laskenta ulottuu maanpinnasta alimman geoteknisen kerroksen
alapintaan. Lähtötiedot annetaan tasokoordinaatistossa seuraa
van luettelon mukaisesti:
49
Kuva 27.
Painurnan ja jännitystilan laskenta.
tettu kuikukaavio.
Yksinkertais—
o
•
00
4
rt
rtfl<Z1-a
rP
91<00
on
00
ono
1--’ • t 0 0 fl ci.
1-’
1-’-X1-’-0
•
1-0
0lzl<
$1
1-’0
0t
1 $11
II
0
1
1
3l.aZ1-a
_a’l 0 ftl Ia0
l1--’0tZ01
p4’
0W90
hl):00
CWIZOZZII
1-’-
rt
rP1-a1<000
0):0
cl I-’$’l 1-< Z’1--’
1-’
1--’ 0 0
o ci. 1 W- 0
00
0101-’-rt
1.’-
9
0 IarPl 00
$100 1-’-t 0 _a’fr’W
t1-’rP00W.
90):
Ø’O 0,1<
4 Z _a-0):•
rtl
o 9 Z 0 ‘t
1-’-. cl0’
4
1-’-lti-’oi
ii.
1-’- ci.
Z 0 9 0 Z
00
0G000.
90rPa.
lt-)-000
00
0 Ch 1-’-l< $10 t
on
Z 0 0 1—’ _a-’< 0
1
0 I-’WZ 0 O’ctZ $1
lrPo
00ft00
Z’< 1-’-’O $‘0) nw
00000 z’-’-
9 Olot fl1-1-’.
0
llHiWtoo
0’
00100)1-ao Z 00
I-’-I-’-ll
1-aO
0 fl 9 $1 0 C4 LJ. $1 0
nltO D’
0000
ci.
$1 0 Z D 0’
Øto
oomm
0 0 ja- f-i ja- ja.
Q’l 00 1-’-rtrPZ
0
H’lnllool-’
00
1-’-ZrtrP1--’0
0
0’0’00
00HH
0
t
P1
0
9
0
1•).
o
w
0
-3
0 0 0 $1 ci. 9 Z 0 0
l0i-’lll
rtLJ.
Z00Pl1-.’09
0
ci.
1 0 II I 9 II
t
O
0000 1-’-Wl 0
00$
1.1.1.1.0
rPrto
lZrtl
0
00
aHi<
I-’hI
0rt
o rPFa
o
900
01-aH’
0_a
hO’
1.1.0 $10
000h
0 n
ZI.’-Oo
•
pI0<
oli—’
0000
II 4 j.
z
linhlu
oli-’
rP000
ja.
I-’-rf 01-’0nZ$’
(-jO ‘—.1.4
0
0
0
0
ja.
rt
zoo
0
w
O
1
1
1
1-’Ol
2
2
1
2
2
1
101%)
ja
1104%
Onja001-’o
1-at
1--’
j-l%
0
4-jO
1-’-
._a.
IID1-’-9
$10
tnt%)
9
0t
4
0
1-’$1
$1
0
0
ci
G
0
2
2
2
1
4-jO
ja.
rt
0
0’
ja
$1
0
0
II
0-’
0
0
ja.
10
1<
(10
rt
ja.
ts
10):
0
P1
0
0
0
10
1
.
Lii
Lii
Lii
W 1%)
h
Lii
XKXX
1 1-’-t
0 Z
0 rtZ WflW9 DI
vtt
00091-’00 $‘0
0 DflD
OPI
N t 1-’- l-P1
Et
01
0
IlZlt
ci.
$1
$1 $1 w- 0 9
0000
10,—.
1-’lOtrFI-’$’ W
99 Z P10 fl1--’Z
I—’0,fl1-’-ci.
w
WG0l<
2
2
Cfr’0a00
0
Ela-Orto,
$1
0t1-’ftgtl
0
P1
Z
<000Z.w
$1
1-’-01-’-010 1•10
01111
rPH0fl
ft1-’0 l’ø rPl-’-l
IOiZWOØ’dl
00
0 01 jo 1-’- ci- t $1
0 rPl 00 I-0 fl.
0 Ia-0 0< 1-bt
O
OrPølZt1--’
0,L•hol
$10
G “W0 0
IOZWZZ
1
Ur’
1-1
1
ja.
4
ja.
0
11
ja.
0
0
51
tlOOv
Ajan ja painuman vuorosuhteen laskenta
taistettu kulkukaavio.
Kuva 28
7.32
Ohjelman
käyttö
Datatiedosto kutsutaan EDI ÄSTE.DÄT -komennolla.
roksen paksuudeksi annetaan kerroksen paksuus,
)0
1 st
cc
yht (‘en
huokosves
(uraaVan
suUntaafl
i
‘
Painuvan ker
jos huokosvesi
j)uOleL kerroksen paksuudesLa
pci s Lue kahteen suunLaan.
1 uot t
Yksinker
1 on muka i sest 1
,
ILihLöL iedot annetaan
os
52
-
otsikkorivi
deformaatio ylärajalla, deformaatio alarajalla
—
-
kerroksen paksuus
(m)
konsolidaatiokerroin
(m2/v)
primaarinen konsolidaatiopainuma
(m)
sekundaarinen konsolidaatiopainuma
—
(%)
nopeuseksponentti n
(m)
(kokonaisluku)
Jos halutaan tarkastella vain primaarista konsolidaatiota,
voidaan sekundaarista painumaa koskevat tiedot jättää pois
ÄSTE -komennolla ja ajetaan RUN ASTE
Ohjelma saadaan käyttöön
—komennolla. Tulostuksena saadaan painuman ja ajan vuorosuhde
numeerisena sekä haluttaessa visuaalisena vuorosuhteena.
8.
KYRÖNJOEN
VESISTÖTÄLOUSSUUNNI
SEINÄJOEN
TELMAAN
LIITTYVÄT
SUUOSÄN
OIKAISUKÄNÄVAN
PENKE
RE E T
8,1
RAKENTAMINEN JA TUTKIMUKSET
Seinäjoen suuosan oikaisukanavan tulvapenkereiden rakentaminen
on aloitettu vuonna 1976,
jolloin kanava on kaivettu. Penke
reitä on muotoiltu vuonna 1978.
Suunniteltuun korkeuteen ei
niitä ole vielä korotettu, Penkereiden seurantatutkimuskohde
on paalunumeron 5+00 kohdalla,iiitteet 4 ja 5. Poikkileikkaukseen
on asennettu rakentamisen yhteydessä painumalevyjä liitteiden
6a ja 6bmukaisesti.
Levyt on sijoitettu siten,
että osa levyis
tä on maanpinnassa olevan turvekerroksen päällä ja osa turve—
kerroksen alla.
Painumamittauksia on tehty penkereen rakenta
misesta lähtien.
Maaperätutkimuksia on alueella suoritettu useita.
Vuonna 1963
tehdyn painokairaustutkimuksen perusteella voidaan todeta,
että pehmeikkö on erittäin paksu.
kohdalla kairaus on lopetettu n.
Tutkimuspoikkileikkauksen
19 metrin syvyyteen
ei kovaa pohjaa kuitenkaan saavutettu. Vuosina 1976
Tällöin
ja 1979
53
on kohteessa tehty uudet tutkimukset
Painokairauksen ohella
on suoritettu siipikairauksia seka otettu hairiintymattomia
maanaytteita
Vedenpinnan korkeuden ja huokosvedenpaineiden
havainnoimista varten on tutkimuspoikkileikkaukseen asennettu
kaksi siivilaputkea seka kaksi piezometrikarkista huokosvesi—
putkea. Näiden tutkimusten lisäksi Seinäjoen suuosan oikaisukanavan ja Kyrönjoen liittymiskohdassa on vuonna 1979 tehty
humustutkimukseen liittyvä geologinen piileväanalyysi Piilevä
analyysin on suorittanut Geologinen tutkimuslaitos
Tutkimustulokset
Pengerpoikkileikkauksen 5+00 kohdalla on maanpinnassa 1,3 m
jonka alla on ainakin 19 m syvyyteen saakka
paksu turvekerros,
ulottuva koheesiomaakerros
ulotettu 11,5 m syvyyteen
Maapohjan tarkempi tutkimus on
Vuoden 1976 ja 1979 maastotutkimuk
Vedenpintojen korkeudet
set on esitetty liitteissa 7 ja $
on esitetty kuvassa 35
Koheesiomaan siipikairalla mitattu
leikkauslujuus kasvaa likipitaen lineaarisesti syvyyden kas
vaessa
Älhaisimmat mitatut arvot ovat 8,5 kPa n suuruisia
Kartiokokeella mitatut leikkauslujuudet ovat kauttaaltaan sii—
pikairalla mitattuja arvoja suurempia
Laboratoriokokeiden tulokset on esitetty kuvissa 29-34,
39,
Koetuloksissa on selvä muutos tason 30-31
kohdalla,
38 ja
Tutki
musprofiilin alaosassa on maan tilavuuspaino suurempi sekä
vesipitoisuus vastaavasti pienempi kuin yläosassa. Myös maan
humuspitoisuudessa,
savipitoisuudessa,
sensitiivisyydessä sekä
huokosluvussa on selvästi havaittava rajakohta. Yläosa voitai
siin suurimmaksi osaksi luokitella laihaksi saveksi tai lie—
juiseksi saveksi.
rajoilla.
Rakeisuus on kuitenkin aivan saven ja siltin
Älaosa on liejuista silttiä.
Kokoonpuristuvuusparametrien osalta maapohja jakautuu lähinnä
kahteen kerrokseen. Turvekerroksessa jännityseksponentti on
0 sekä moduuliluku m
5,0.
Koheesiomaan jännityseksponent
ti on koko kerroksessa likipitäen
[3
-0,2.
Tasolla 27—29 on
54
S:n arvossa nähtävissä tilapäinen kasvu, Tämä saattaa aiheu
tua koelaitteiden virheistä.
Todennäköisempää kuitenkin on,
että maapohjassa on jonkinlainen karkeampirakeinen. kieleke,
koska
myös yhdessä vuoden 1979 siipikairauksista sekä kon
solidaatiokertoimen arvossa on selvä poikkeama samalla tasolla.
Moduuliluvun m arvo sen sijaan on lähes samansuuruinen koko
koheesiomaakerroksessa.
Piileväanalyysissä on koheesiomaakerroksesta löydetty runsaas
ti piileviä.
Eri piileväryhmien prosentuaaliset osuudet on
esitetty kuvassa 33.
Profiilin yläosan näytteet on otettu
Seinäjoen suuosan oikaisukanavan ja Kyrönjoen liittymäkoh
dasta.
Kaksi alinta näytettä on otettu tutkimuspoikkileikkauk
sen 5÷00 kohdalta.
Piileväanalyysi osoittaa tutkimusprofii
lin koko alaosan tasolle 32—34 saakka kerrostuneen Litorina—
mereen.
Profiilin yläosa on kerrostunut Post-Litorinan aikana.
Raja—aluetta on vaikea arvioida,
koska olosuhteet Litorinan
ja Post—Litorinan aikana ovat olleet hyvin samankaltaisia.
Profiilin yläosassa on makean veden osuus lisääntynyt ja alue
muodostunut makeutuvasta murtovedestä. Turpeen kasvu on alka
nut välittömästi veden makeuduttua.
Litorina-kaudella on pro
fiilin alaosassa tapahtunut selvä suolapitoisuuden kasvu,
Tutkimuspoikkileikkauksen 5÷00 kohdalla tämä sijoittuu tasolle
30—31.
Lfl
In
rH
0
r-
04
:ct
>1
0
In
+
0
r1
(1)
4J
>1
r-1
1t3
c1
4
0
0
(t
0
0
+
>-,
:r
cl)
G)
0
4J
0)
E
0
:0
c1
0
0
0
0
0
0
0
U)
0
0
0
1•)
‘v
N
II
c-t
Q)
7
0
/0
0
.
1
-- 7 7
••±_
0F
0
>
(1]
0)
0
rH
cl)
4J
0
:0
4J
-H
-H
0
4•I
G)
4)
Q)
N
0
(1)
4J
0
0
0
0
0
0
0
ci)
:0
0
0
—
0 54
-—g-54”
•%%
2’
8’
2’
30’
2h
6h
Z
j
6h
-_______
laiha savi.
0,9 m2/v
1,92
1 vrk
turve.
D1,lm
50-lOOkPa
-
52
1 vrk
0,5 m2/v
0,0% 92
50-100 kPc
Konsolidaatiokertoimen määritys,
0ll
1
8’
•O.-4
__
-
—
30”
---
Kuva 32b.
2h
—______
10 %
t5Q
30’
Konsolidaatiokertoimen määritys,
--—---
30
••••0—...
LP
1900
,
J99
mm
• -0%
Kuva 32a.
13,60
14, 00
i
1480
15,20
15,60
1 6,0(
mm
Kuva 33
Piileväanalyysi
co
7 30
5
itt t
moa[aj
Kuva 34a
yvyys
“taso
x
x
Laboratoriotutk;mustuloksia
x
*
x
painokaita—titavuuspoi
kN/m
us
no
kN
nP9in 5
1 5 2010 20
10
30
40
w
0/
w
1
pp
50
w
60
L
vesipitoisuus
70
80
30
40
50
60
x
70
hienoustuku
80
90
ui
yvyys
5
.
3
2
1
SIIttf
turve
maotaji
Kuva 34b.
11
‘3
:
3liZ
V35
/taso
5
-
10
+
÷
::
s;
20
30
+
7
+
kPa
••
1
3
kartiokoe
SHpikoiro
4-
:
Ht
2
suus
7
1
/
humuspito
20
suus
sov
10
Laboratoriotutkimustuloksia.
0
te kk au stujuus
p
toi
30
0,10
—
syys
10
——
0
X
L
20
se nsitii
—
0
Pmin
\
0-’
30
\
Pmcjx
0rde
50
—
40
kPo
Kotzios
20
\
0
10
60
—
70
kons oLi daatiokuormitu s
t
f
730
755
$
7
‘9
3
2
,
I
OI+,O
5!
turvc
maataj
Kuva 34c.
/tGSO
syvyys
jänntyseksponentti
moduutituku
1
,
1*
1
1
r
Laboratoriotutkimustuloksia.
1
1
:
)‘(
0/
k
1
x
*
x
XX
X
A
Kotzios
01234-1,0-0 500 5tO05lOl52OQ
huokosluku
X
1
1
i
1
XI
100
*I
X
*
Q1
7
X
kerroin m /v
H
62
60
taso
39
——
1
•••
38
%% rcct::Z DZttDtTz
3?
36
iloma
putki
putki
putki
putki
—
.
35
.—.—
—°—..
36
——
——
1
2
3
6
1977
1978
Kuva
35.
8.2
STABXLITEETfl
1979
Vedenpintojen korkeuskäyrät.
O= 0
Stabiliteettilaskelmat on tehty
Maapohja
—menetelmällä.
lähinnä
1,3
c
=
O
0
=
-menetelmää varten
cO
jaettu
leikkauslujuuden perusteella geoteknisiin maakerrok
9
sun liitteen
n.
on
-menetelmällä ja
mukaisesti.
Tällöin on maanpinnassa olevalle
m paksulle turvekerrokselle
8,5kPa
mikä vastaa n.
,
huippulujuudesta.
maakerros
22 %
oletettu leikkauslujuudeksi
siipikairalla mitatusta
—menetelmää käytettäessä on koheesio
cO
jaettu kahteen vyöhykkeeseen.
lella on käytetty arvoja c’
tason alapuolella c’
rien määritys
9,0
=
=
11,0
kPa ja
on esitetty kuvissa
kPa
0’
ja
01= 24,0°.
38a
+30.50
Tason
ja
=
yläpuo
15,0. Ssn
Lujuusparamet
39a.
Stabiliteettia tarkastellaan kolmen pengerpoikkileikkaustilan—
teen mukaisesti.
Ensimmäinen poikkileikkaus on vuonna
1976
val
linnut kaivun
jälkeinen
tilanne.
Toinen on
nut muotoilun
jälkeinen
tilanne.
Kolmas poikkileikkaus on ta
solle
+40.50
Useimmat
ulottuva
+30.50
Kaivun jälkeinen
liite
9.
Vuoden
vallin
suunnitelman mukainen poikkileikkaus.
lasketuista vaarallisimmista
ulotu tason
vuonna 1978
liukupinnoista eivät
alapuolelle.
lyhytaikainen vakavuus on verraten hyvä,
1978
korotuksen
sijaan pienenee arvoon
F
=
johdosta varmuuskerroin
1,5. Tämä
sen
antaisi aiheen olettaa,
63
että leikkausjännityksen johdosta hitaasti tapahtuvien pai
numien merkitys kasvaisi.
Tähänastisten painumahavaintojen
perusteella ei tällaisen painuman osuutta voi kuitenkaan
Painumia on syytä tarkkailla edelleen.
luotettavasti havaita.
Suunnitelman mukaiselle pengerpoikkileikkaukselle laskettu
lyhytaikainen vakavuus
on F
=
0,97. Tämän johdosta on aiheel
lista pyrkiä stabiilimpaan rakenteeseen.
Liitteessä 10 on esitetty neljä erilaista vastapengervaihto—
ehtoa,
joiden lyhytaikaiset vakavuudet on laskettu.
Saatujen
tulosten mukaisesti ei riittävää varmuutta saavuteta aina
kaan vaihtoehdoilla 1 ja III.
Stabiliteettia voidaan parantaa
Talloin kuitenkin raken
vastapenkereen pituutta lisaamalla
teen leveys kasvaa. Laaja—alaisen kuormituksen aiheuttamat
lisäjännitykset ulottuvat syvälle maapohjaan ja painumat luon
nollisesti kasvavat, Vaihtoehdon IV primaarinen konsolidaatio
painuma olisi likimäärin 2,4 m:n luokkaa.
Penkereen kuivavaraa pienentämällä voidaan harjan korkeus las
kea tasolle +40,00. Lasketut stabiliteetin arvot ovat tällöin
jonkin verran parempia,
liite 11.
Penkereen stabiliteetti
on tällöin laskettu myös sellaiselle rakenteelle,
vastapenger.
Saatujen varmuuskertoimien arvot kummassakin ta
pauksessa ovat samaa suuruusluokkaa.
kettu penkereen vakavuus on noin F
F
jossa on
=
0 —menetelmällä las
=
1 ,3 ja kokonaisvakavuus
2,1
c -menetelmällä vastaavat arvot ovat F
rakenteelle,
=
josa on vastapenger, sekä F
3,28
2,19 ja F
=
1,91
ja F
3,46
rakenteelle ilman vastapengertä. cp —menetelmässä ei tällöin
ole oletettu turpeelle lainkaan lujuutta.
Vuoden 1979 aikana tehtyjen havaintojen mukaan maakerroksessa
tasolta +31,50 mitattu huokosveden painepinta nousee noin 1 m
kanavan vedenpintaa korkeammalle. Vuoden 1978 muotoilun jäl
keinen penkereen aiheuttama lisäkuormitus samalla tasolla on
30 kPa, Huokosveden ylipaine on ilmeisesti ainakin osittain
kuormituksen aiheuttamaa. c
—menetelmällä saadaan 10 kPa:n
huokosveden ylipaineella penkereen vakavuudeksi F
2,08 ja
64
kokonaisvakavuudeksi F
penger ja F
=
=
1,76 sekä F
3,06 rakenteelle,
=
jossa on vasta—
3,22 ilman vastapengertä.
turvekerrokselle oletetaan lujuutta siten,
Jos
että koheesiomaa—
kerroksen lujuusparametrit ulotetaan myös turvekerroksen
2,4 ja
alueelle,
saadaan varmuuskertoimiksi vastaavasti F
F
Turvekerrokselle laskelmissa oletettu suurin leik—
=
3,25,
kauslujuus on tällöin n.
=
60 % siipikairalla mitatusta leik
kauslujuudesta.
Koska lyhytaikainen vakavuus on pieni,
tulisi maapohjan pai
numien ja lujuuden sekä huokosvedenpaineiden kehitystä edel
leen seurata oikean korotusajankohdan selvittämiseksi. Leik—
kausjännitysten johdosta hitaasti tapahtuvan painuman osuutta
on vaikea tässä vaiheessa luotettavasti arvioida,
kuitenkin on,
Ilmeistä
että tämän painuman osuus on suurimmillaan koro
tuksen jälkeen, mutta merkitys vähenee huokosvedenpaineiden
tasaantuessa.
Vastapenkereen rakentaminen lisää maapohjaan syntyviä pai—
Sen rakentaminen lisää myös penkereen vakavuutta,
mutta toisaalta pienentää rakenteen kokonaisvakavuUtta
numia.
Koska vaarallisirnmat liukupinnat eivät yleensä ulotu
tason +3000 alapuolelle,
olisi stabiliteetin kannalta mer
kityksellistä parantaa erityisesti maan pintakerrosten lujuut
ta.
Maan lujuus kasvaa kuormituksen vaikutuksesta, kun maa
tiivistyy. Edullisinta olisi keskittää kuormitus siten,
että
lisäjännitykset olisivat suurimmillaan niissä kerroksissa,
joiden lujuutta halutaan lisätä.
Tässä on tietenkin huomioita
va stabiliteetin sanelemat vaatimukset, ja rakenne tulisi
näin ollen optimoida stabiliteettivaatimusten sallimissa ra
joissa niin,
kasvu,
että saavutettaisiin paras mahdollinen lujuuden
Lujuuden kasvua voidaan nopeuttaa konsolidaatiota
kiihdyttämällä.
8.3
Tämä voidaan toteuttaa esim. pystyojituksella.
LASKUPRQFIILI
Painumalaskelmia varten on maapohja jaettu kolmeen geotekni—
seen kerrokseen.
Ylimmän kerroksen muodostaa maanpinnassa
65
oleva turvekerros. Alapuolella oleva maa on jaettu kahteen
kerrokseen lähinnä tilavuuspainon perusteella tason ÷30.50
kohdalta.
Laskuprofiili on esitetty kuvassa 36.
Konsolidaa—
tiokertoimen arvona käytetään vakioarvoa koko painuvassa
maakerroksessa, koska lasketut arvot ovat samaa suuruusluok
kaa koko tutkimusprofiilissa turvekerros mukaanlukien.
Liitteessä 11 esitettyä pengerpoikkileikkausta on pidetty
siinä määrin mielekkäänä,
että painumat on laskettu liittees
sä esitetylle poikkileikkaukselle,
tä.
johon ei kuulu vastapenger—
Teoreettisella pengerpoikkileikkauksella tarkoitetaan
laskelmissa edellä mainittua poikkileikkausta.
7 40
:17.O kN/m3
NK
—
m z5Q
p
ip,p
kN/m
075 m1/v
rn
z
2
NK
4
z
8,5
P-0,2
15,Q kN/m3
czO,75
m2/v
6
7 30
8
10t
m
NK
9,0
/9
-
14
16
7 20
18
Kuva 36,
Laskuprofiili.
0 2
16,0
czo7S
kN/m3
m2/v
66
8.4
J)NNITYSTEN JAKAUTUMINEN
Jännitysten jakautuminen maapohjassa on laskettu kohdassa
7.2 esitettyä tietokoneohjelmaa apuna käyttäen. Pengerkuor
mituksen aiheuttama pystysuuntainen ja vaakasuuntainen lisä—
jännitys penkereen keskilinjan alapuolella on esitetty ku
vassa 37. Kaivun jälkeisessä tilanteessa (v, 1976) pysty
suuntainen lisäjännitys on n.
36kPa
heti penkereen ala
puolella. Lisäjännitykset pienenevät melko hitaasti syvyyden
kasvaessa. 10 m syvyydessä on pystysuuntainen lisäjännitys
n.
80 % ja vielä 19 m syvyydessä n.
5 % huippuarvostaan.
Pengertä kavennettaessa muuttuu myös jännitysten jakautuma.
Teoreettiselle pengerpoikki le ikkaukselle lasketut j ännitykset
pienenevät paljon voimakkaammin syvyyden kasvaessa. Pysty—
suuntaisen lisäjännityksen huippuarvo on 52 kPa,
10 m sy
vyydessä jännitys on n. 45 % ja 19 m syvyydessä n. 27 % huip
puarvosta. Vaakasuuntainen jännitys on jo 10 m syvyydessä käy
tännössä hävinnyt. Pohjavedenpinnan nosto vähentää maapohjal
le tulevaa kuormitusta, Vähennys vaikuttaa entisen pohja
vedenpinnan alapuolella samansuuruisena pehmeikön pohjaan
asti. Vähennyksen suuruus on n. 3 kPa, jos vedenpinta noste
taan tasolta ±36,70 tasolle ±37,00.
E
Kuva 37, Jännitystila
maapohjassa.
120
80
40
jännitys
0
kPa
20
60
60
67
8.5
ÄLKUPÄINUMA
Älkupainuman laskemista varten on maapohjasta tehty kolmiak—
siaalikokeet 3,0...3,5 ja 1O,5...l1,5 m syvyyksiltä.
Kohee—
siomaakerros on käsitelty kahtena geoteknisenä kerroksena
laskuprofiilin mukaisesti. Molempien kerrosten alkupainumat
on määritetty kolmiaksiaalikokeiden avulla, kuvat 38 ja 39.
Koska turvekerroksen lujuusominaisuuksia ei ole voitu mää—
rittaa kolmiaksiaalikokein, sen kiminomoduulin arvona on kay—
=
250 kPa Turvekerroksen
tetty keskimaaraista arviota,
alkupainumaa on arvioitu kaavan
(5)
avulla
Vuoden 1976 mukaisen jannitysjakauman perusteella ei kahdessa
ylimmassa geoteknisessa kerroksessa tapahdu alkupainumaa, vaan
sitä muodostuu vasta syvemmäilä maapohjassa. Tällöin alkupai
numaksi saadaan 4,5 cm, kun tarkastelu ulotetaan 19,3 m sy—
vyyteen saakka. Vuoden 1978 penkereen muotoilun johdosta pai
numat lisääntyvät, ja alkupainuman arvoksi saadaan n. 13 cm.
Turvekerroksessa ei jännitystilan muutos kuitenkaan aiheuta
merkityksellistä alkupalnumaa.
Teoreettisen pengerpoikkileik
kauksen johdosta syntyva painuma on n
nuu tällöin n.
20 cm
Turvekerros pai—
4 cm.
Älkupainumat on laskettu muuttumattomissa pohjavesiolosuhteis—
sa
Laskennassa saatujen tulosten mukaan alkupainumaa tapah
tuu maapohjassa ensimmaisen rakentamisvaiheen jalkeen 4,5 cm
Vuoden 1978 penkereen muotoilun jälkeen maapohja painuu edel
leen 8,5 cm ja teoreettisen pengerpoikkileikkauksen rakentami
sen jalkeen se painuu edelleen 7 cm
68
20
Kuva 38a,
0
Kuva 38b.
40
60
Kolmiaksiaalikoe,
1
2
Kolmiaksiaalikoe,
8O(kp)1O0
jännityspolut.
3
4
5
(°°)6
deviatorisct jännitykset.
69
p75
Kuva 3$c,
78
Kolmiaksiaalikoe, deviatoristen jännitysten
normalisoitu piirros.
20
Kuva 39a.
teor
Koimiaksiaalikoe,
60
80
jännityspolut.
&tkRi)
70
tkPQ)
0
Kuva
39b.
1
2
Kolmiaksiaalikoe,
p PZp’
1
Kuva 39c.
3
6
5
E(°/)6
deviatoriset jännitykset.
teot
Kolmiaksiaalikoe, deviatoristen jännitysten
normalisoitu piirros.
71
8.6
KONSOLIDAATIOPÄINUMA
Pääosa maapohjan painumisesta on konsolidaatiopainumaa.
Pai—
numa on laskettu tietokoneella käyttäen kuvan 36 mukaista
laskuprofiilia. Luonnontilaisen pohjavedenpinnan tasoksi on
arvioitu +36,70. Maapohjan suhteellinen kokoonpuristuminen
penkereen keskilinjan alapuolella on esitetty kuvassa 40.
Teoreettisella pengerpoikkileikkauksella on kokoonpuristumi
nen maan pinnassa n,
60
% ja pienenee kuvan mukaisesti sy—
vyyden kasvaessa. Laskenta on ulotettu 19,3 m syvyydelle,
jossa kokoonpuristuma on n.
0,75 %.
Kuvan jakauma on laskettu
uuden pohjavedenpinnan tasolle ÷37,00.
Primaarisen konsoli—
daatiopainuman loppuarvo on laskettu pengerlinjalla jokaisen
painumalevyn kohdalta,
taulukko 2.
vuuspainona on käytetty y
sevat turvekerroksen alla.
=
Pengermateriaalin tila—
17,0 kN/m3, Levyt 1
ja 3 sijait
Maapohjan painuminen on n.
1,2...
1,9 m pohjavedenpinnan korkeudesta ja tarkastelukohdan si
jainnista riippuen.
2
v2i—
4
7
6
73
7/
8
1
-10
N
12
25
/
14
16
——197b
.
1
1720
18
20
60
40
20
kokoonpuristuminen
Kuva 40
.
Maupoh ari def )rmaat i
0.
W
4
80
(%)
37 , 00
72
Taulukko 2. Primaaristen konsolidaatiopainumien loppuarvot.
Seinäjoen suuosan oikaisukanava,
Levy/penger—
poikkileikkaus
+36,70
+37,00
+37,30
+37,60
Painumat m
2/1976
1,71
1,61
1,49
1,36
1978
1,82
1,71
1,59
1,51
teor.
1,56
1,44
1,31
1,19
6/1976
1,74
1,64
1,52
1,39
1978
1,85
1,74
1,62
1,54
teor.
1,63
1,52
1,40
1,28
3,8/1976
1,82
1,72
1,61
1,48
1978
1,90
1,80
1,67
1,59
teor.
1,86
1,76
1,66
1,54
1,5/1976
1,34
1,26
1,16
1,03
1978
1,42
1,33
1,22
1,14
,33
1,24
1,15
1,03
7/1976
1,87
1,77
1,60
1,53
1978
1,85
1,74
1,63
1,55
teor,
1,92
1,83
1,73
1,61
4/1976
1,89
1,80
1,69
1,56
1978
1,76
1,64
1,52
1,44
teor,
1,83
1,73
1,62
1,50
Käytetyn pengermateriaalin tilavuuspainolla on merkittävä
vaikutus konsolidaatiopainuman suuruuteen,
Kuvassa 41
on esi
tetty tilavuuspainon ja pohjavedenpinnan korkeuden vaikutus
painumaan,
Painumat on laskettu teoreettisen pengetpoikki
leikkauksen keskilinjan kohdalla.
Konsolidaatiopainuman painumisnopeus on laskettu Korhosen ja
Janhun teorioita käyttäen.
Kummassakin menetelmässä on pai—
nuvaa maakerrosta käsitelty yhtenä kerroksena,
Korhosen mene—
telmässä on kokoonpuristumana kerroksen yläreunassa käytetty
53 % ja alareunassa 1,7 % laskettaessa painumaa ennen penke—
reen lopullista muotoilemista,
käytetään vastaavina arvoina 61
Teoreettiselle penkereelle
ja 0,75 %.
sä on käytetty deformaatiojakaumaa 3
painumahavainnot ovat kuvissa 42a,
ja C
Janbun menetelmäs
Painumakäyrät ja
b, c ja d,Käyriä laadittaessa
73
100
120
penger tkN/m3)
17.0
—-—950
——_13.0______
—
.,
,
140
—
E0
•
,
,
,
16C
,_
-—
z;z— 7
/
-;z--
/
7
.
200
36.50
3700
pohjavedenkorkeus
Kuva 41.
37O
38.00
Pengermateriaalin tilavuuspainon ja pohjaveden—
pinnan korkeuden vai.kutus primaarisen konsoli—
daatiopainuman suuruuteen
on otettu huomioon myoskin alkupainumalle esitetyt arviot
Korhosen ja Ianbu C:n mukainen konsolidaatio on alussa liki
pitäen yhtä nopeaa. Tähänastiset painumahavainnot noudattavat
melko hyvin näitä kahta käyrää, Janbu 3:n mukainen konsoli
daatio näyttää kehittyvän liian hitaasti, Levyistä 2 ja 6
mitattujen painumien suuruus aiheutuu todennakoisesti samalle
puolelle pengerta vuoden 1976 lopussa rakennetun tien aiheut
tamasta suuremmasta kuormituksesta
Kuvassa 43 on painunlaskennan tuloksena esitetty naapohjan pamumisen
todennakomen kehittyminen pidermian ajanjakson kuluessa
kettu penkereen keskilinjan alapuolella
Painumat on las
Teoreettisen pengerpoikkileik
kauksen muotoilun ajankohdaksi on kuvassa oletettu taninikuu 1982
1990 irennessa olisi maapohja pamunut kaikkiaan n
korkeuden ollessa +37,60
90
100 cm pohjaveden—
Prirnaarisesta konsolidaatiopainumasta on Korho
sen aikafunktioiden mukaan tapahtunut 80 % eli 1,5
luessa
85
Vuoteen
on tapahtunut
ii
80 vuoden kuluessa
1,3 m 46 vuoden ku
Janbun mukaan 80 $ on
tapahtunut n. 120 vuoden kuluttua. Koska painuminen on näin hidasta, ei
ole katsottu tarpeellisekui laskea sekundaarisen konsolidaation suuruutta.
100
20
60
40
Kuva 42 a.
c
V3
E
2
Painumahavainnot ja lasketut painumat.
L
100
80
Kuva 42b.
0
c 60
E
U
E
20
977
O_
1978
7 %7
Painumahavainnot ja lasketut painumat.
I
W+3730
—JANBU 8
o Levy 3
7 tevy 8
—
Wr+3730
—
KORHONEN Wz+37.30
KORHONEN Wz+36.70
JANBU C
—
y-.
-
1979
1980
ui
O
100
80
Kuva 42c.
cL
C
E
0
0
Painumahavainnot ja lasketut painumat.
E
c
D
E
U
Kuva 42d,
Painumahavainnot ja lasketut painumat.
c
Kuva 43
i0
100
E 60
c
0
E
60
40
20
Painuman ja ajan vuorosuhde.
6
10
A kd
15
—
-
20
KORHONEN
KORHONEN
JANBU C
JANBU C
W
W
W
W
+37.60
+36.70
+37.60
÷36.70
25v
79
9,
KÄLÄJOEN
LYYN
KESKIOSÄN
LIITTYV)T
ETELÄRANNAN
JRJESTE
PIDISJÄRVEN
PENKEREET
Pidisjärven etelärannan tulvasuojelupenkereiden rakentaminen
on aloitettu vuonna 1976. Pengermateriaali on turvetta, ja
se on kaivettu Pidisjärven rantamilta talviolosuhteissa,
tammi—huhtikuussa 1976. Alueella on toimeenpantu salaojitus
vuosina 1977 ja 1978.
Penkereet on muotoiltu vuonna 1978.
Maa-
pohja pengerrysalueilla on erittäin pehmeää. Maanpinnassa
olevan turvekerroksen alla on koheesiomaakerros, joka rajoit—
tuu pohjamoreeniin.
Penkereen korkeus on n.
1,5 m. Korkeiden kevättulvien aikana
vedenkorkeus ylittää penkereen harjan.
Sen jälkeen kun veden-
pinta on tulvahuipun jälkeen laskenut pengerharjan alapuo—
lelle, voidaan pengerrysalueet kuivattaa pumppaamalla. Penke—
reiden mataluus ja pengermateriaalin keveys auttavat painumien
pysymistä kohtuullisina. Samat tekijät parantavat luonnolli
sesti myös penkereiden vakavuutta.
Pidisjärven etdlärannalla on seurantatutkimuskohteina kaksi
pengerpoikkileikkausta. Pengerrysalueella 1 on painumalevyt
asennettu poikkileikkauksen 31 ÷60 kohdalle. Tutimuskofltei
den sijainti on esitetty liitteessä 12. Painumalvyt on si
joitettu penkereen luiskien ja keskilinjan kohdalle.
Pengerrys
alueella 2 painumalevyt on asennettu poikkileikkaukseen 56+80.
Painumahavaintoja ei esitetä tässä tutkimuksessa, koska levy
jen alkuperäinen asennuskorkeus ei ole tiedossa.
Pidisjärven etelärannalla on suoritettu painokairaustutkimus
vuonna 1972.
Molemmista painumatarkkailukohteista on vuonna
1979 tehty tarkemmat maastotutkimukset.
Tällöin on maapohjaa
siipikairattu sekä otettu häiriintymättömiä maanäytteitä.
80
9.1
9.11
PIDISJÄRVEN ETELÄRANNAN PENGERRYSALUE
1
Tutkimustulokse t
Tarkastelupoikkileikkauksen lähellä olevat painokairaukset on
esitetty kuvassa 46 ja vuonna 1979 tehdyt maastotutkimukset
liitteessä 13,
Penkereen keskilinjan kohdalta otettujen maa
näytteiden laboratoriokoetulokset i]irnevät kuvista 44-45 ja 47.. .49.
Tarkastelupoikkileikkauksessa on maapohja penkereen alla pää
piirteissään seuraava. Maanpinnassa olevan turvekerroksen
paksuus on 1,7 m,
vyyteen saakka.
nen kerros,
alapuolella on savista silttiä n.
Turpeen ja siltin välissä on n.
jossa maalaji vaihtuu turpeesta
6,4 m sy—
0,5 m paksui
mudaksi ja edelleen
liejuksi ja siltiksi. Maalajien rajapinnat eivät ole selvä
1
piirteisiä. Savisen silttikerroksen alapuolella on n.
paksuinen kerros,
m
joka voidaan luokitella laihaksi saveksi.
Sen alapuolella on pohjamoreeni.
Saven ja pohjamoreenin raja—
pinta viettää alaspäin Pidisjärveä kohti.
Turpeen maatumisaste on 4. ..7 von Postin asteikolla,
on keskinkertaisesti maatunutta,
Turve
alaosiltaan maatunutta tur
vetta, Silttikerros on Janbun luokituksen mukaan erittäin
herkkää
(6
< 0).
Sensitiivisyysluokituksen mukaan se on koh
talaisen sensitiivistä,
Leikkauslujuus on kuormituksen vaiku
tuksesta hieman kasvanut silttikerroksen yläosassa.
Siltti
kerroksen alaosasta otettujen näytteiden ilmeinen häiriinty
minen on vaikuttanut koetuloksiin,
varsinkin konsolidaatio
kuormituk sen arvoihin.
Turpeelle mitattu konsolidaatiokerroin on lähes kymmenkertai
nen silttikerrokseen verrattuna.
Myös alapuolella olevan sa—
vikerroksen konsolidaatiokerroin on huomattavan suuri.
Kuor
mitettaessa pääsee silttikerroksesta poistuva huokosvesi näin
ollen virtaamaan molempiin suuntiin, Tämä nopeuttaa painumis—
kehitystä.
81
Kuva 44a,
Maapohjan rakeisuus eri syvyyksillä.
Kuva 44b.
Maapohjan rakeisuus eri syvyyksiliä.
82
Kuva 45a,
Konsolidaatiokertoimen määritys,
turve.
Kuva 45b,
Konsolidaatiokertoimen määritys,
siltti,
$3
-p
cJ)
tj)
(tS
-H
(tS
0
-H
‘tS
x
x
x
öföot
0
0
A
11
ot
+
4-
+
+
+
+
+
+
DJiD>jäHs
OE
°uN
0
1
09E
OL
09
OS
0
0%
OE
0
0
1
o
EW/Nj
t
U! D d ; flfl ADH
s
L
9
A
Lt’ ?Afl>I
1
UJj__s
A DS
ji DiO
Kuva
ves
7
0/
x
102
1
1—
min
—1
0
C0>
ohde
humuspto— konsotidaoti4.
konsoUdootiokuormi
huokostuku
/
suu s
kerroin m2ivl
tus
kPo
0304
2012340102
201
0
Q•°•
sovi pto suus
Laboratoriokoetuloksja.
SOVi
2---
tu r v e
maataj
47b.
/toso
syvyys
86
SYVYYS
/toso
ojTjänrntyse4-
onenttipI
—0.5
—
0
0.5/5
moduutI..uku m{
10
5
—
1
2
V65
20
—
turve
•———
—----
-—
4
4
5
s1U
1’
5
32Q
7savi
Kuva 47c.
Laboratoriokoetuloksia.
30
kPa
20
—
E zz6Q7 kN/m2
10
—
————
————
z23kPa
2
Kuva 48.
Ko1miaksiaaikoe,
3
4
5
f(/o)
kimmomoduulin määritys.
5
87
6
20
Kuva 49.
60
50
100
80
kuotrnjtus kPo
Kuormitus-kokoonpuristumakäyrät eri syvyyksillä.
S tab iii teet t i
9.12
Penkereen stabiliteetti on laskettu
14.
120
=
Koska turvekerros on melko paksu,
0 —menetelmällä, liite
turpeen leikkauslujuus
vaikuttaa olennaisesti vakavuuteen. Jos oletetaan, että tur—
peen leikkauslujuus c
arvo F
=
=
0, saadaan varmuuskertoimelle minimi—
1,39. Jos taas c
kauslujuuden arvo c
=
=
7 kPa,
saadaan F
=
2,20. Leik—
7,0 kPa vastaa noin 15 % siipikairalla
mitatusta turpeen leikkauslujuuden huippuarvosta. Varmuuden
maapohjan murtumista vastaan voidaan katsoa olevan jokseenkin
riittävä. Tästä syystä leikkausjännitysten johdosta hitaasti
tapahtuvien painumien osuus kokonaispainumasta jäänee vähäisek
si.
9.13
Laskuprof ii 1
Konsoi Liaa Ci opa inuman
i
laskentaa varten jaetaan painuva maa—
kerros nvijaLm cjeotekniseen kerrokseen.
kuvassa
50.
Kerrosjako on esitetLy
m
0>
cDD
z
z
x
II
>
0
C%r
z
m
c
-
>
0
CLfl
z
n
0
cjc
EL
z
N
1
)4
0
4]
0)0
0)
t[3
([3
13)11243
4
(1)43
0)
(124]
00)43
H43
(1)
:0430)00
04]
0)
Z)
0) 4]
0) C
0
0104]
0
0
4]
01
4]
4]
4]
0000)
43
[3)
4]
430)0)0)4]
0)434]
0)
l
0)
(134]>>
0110)0)
([34]
0)
4]
([343
0)
0
r
00121
00tt)
I)
)
--14]
>0)0)
00010)0)
[33
tfl
0
o
0000
0)00)001
0
--1
0)
:0
-00)1211214]
(13
0
(00
UI
[3i-r0)
4]
Cr120
0)
-(1)
0)
E
>
—1
toi
UI
04]
00)
(344]
4)
0)
04]
4]-r0)4]
0)4]4]
43
0)
0)
0
-0
4]
r4
-0
44)
0)
0)
4]
(12
0)
([3tt)
-0
0043
0%)
(00)
(04]
UI
000)4]
toi
UI)>
-r
(1)
0
tt)
(340)
([30
4)0)00)01
0)0—10)
E
toi
Cr120>
EI
0)
E4]
0)
0043
(0
4]
4]
0)
-04]
000
:0) -0 -n ([34]
c
(0
0]
>
0
0-000
-
4]
43
1
4]
0
0)
(13
4]
00>
([3HTJ
0
0)4]
44
(130
o
(13
4
4]
0)0:00
04]
E
4]
4]
[3)
0)r0)
olI)
(124]
tr)
4] 4]
]1
014]
dl)
3J
E 4]:r[3
0
4.)
4]
0)4]
0)4]
(flrd4]
0)0)>
--1 4] 4]
0) 4] :0
0(1304]
0)
43
(130)
[354]
00)
0)000)04]
430)4]
toi
4]
0)
(1)
-44]
0tt)
4]
4]
Q
43
(120] r-H
:rti
4]
434]
(13
4]
>,0 4]
(000
toi
:00(3)
4](0j
>
4]
:00
E :t[3
0)
>i
:0)0
-00)0)
4]
-0
4434]
0)
0)
>, 4] 4]
.4)
rt)
0)4]
0)>,
4]
4] (0
(3)
>i
:0)4]
(0
>i4]
0)
4]
4][3)
U3
:o rn
0
toi -00-00)4]
(04]
(12
4)
0)
0)43
(12
0)4]
0)04]
>C
13)
-r
0)
0)
:o 0:04]
0)
04]
4)04]
-0-0
4]
0110
>,4]
(134)00>4]
toi
0-0
(0121
4]
-r
0)00
4]4]
0
(0(3)
0)00)
121>4]
0]
4]0
01000
E4
0)1210]
(0-00
(340)
0)
EI
[3120)
-0
(0 :roi
0)
toi
:rois:roi
0)
0)
4]
0)00)
(31
0)
4]4]4-]
(340))
ro
rtj0)
0-0:0-0
0)-r-4]4]-4
0)
0)
0)
([3
[31
0)
4]
0)
toi
4]
-r-
([3
0)
UI
4]
4]
43
0)
-0
0)
:0
4]
0
0)121
4]
4]
0
0)
0)
4]
(120]
(fl
0
12100)
0)400)
0)0)01
4]
4]
QH
0)
43
([3
0)4]
[3]
[[3
00)0).)
4]
0
0
4] 4]
4]
4]
0)
(1)
[3)
([3
4]
(3)43
4]
014]
0)
UI
0)
0)4]
4]
4]
4]
(3)4]
0)4]
4]
--1
00)
(1)
0)4]
Q
:0)4]
(2)
0)
-04]
0))
0]
-00)
(13
(3)
0)
0(3)
4]-r-1
0)
4)
0)
0
04-)
4]
0)
04]
(3)1210
00(1)
>,G)
0)434]
0004]
4]>,>,
-0
0)
>
43
>1
UI
00
4]—
.43
4]
0)
-
or—
0>
:o
89
alla. Jännityksen kasvu pehmeikön alapinnassa geologiseen
esikuormitukseen verrattuna on n. 20 %. Jännitystarkaste—
luissa on pengermateriaalin tilavuuspainona käytetty yp =
11,0 kN/m3, Jännitystila on kuvan 51 mukainen silloin, kun
pohjavedenpinta on luonnontilaisella tasollaan +67,90. Jos
pohjavedenpintaa nostetaan 1 m, pystysuuntainen lisäjännitys
lähestyy nollaa jo 6 m:n syvyydessä.
/.0
60
Paine
Kuva 51.
9.15
0
20
20
kPa
Jännitystila maapohjassa.
Ä 1 k u p a i n u m a
Älkupainumaa arvioidaan kahdella tavalla; kaavalla
(5)
sekä
kohdassa 4.22 esitetyllä likimääräismenettelyllä. Turveker—
roksen kimmomoduulille käytetään turpeelle otaksuttua keski
määräistä kimmomoduulin arvoa
=
250 kPa. Koheesiomaakerros—
ta on käsitelty yhtenä kerroksena. Kolmiaksiaalikoe on tehty
4,5.. .5,0 m syvyydestä otetulla näytteellä. Kimmomoduulin ar
voksi on saatu E
=
607 kPa, kuva 48. Näytteen lievä häi
riintyminen on ilmeisesti vaikuttanut tulokseen.
Turvekerrokson pysty- ja vaakajännityksen muutokset ovat
90
=
11,0 kPa. Alkupainumaksi saadaan n.
Aa = 16,0 kPa ja
3 cm. Maa pääsee laajenemaan luonnollisesti vain penkereen
sivuille päin. Koheesiomaakerroksella keskimääräiset jänni
tyksen lisäykset ovat Aa = 11,5 kPa ja Aa = 3,5 kPa. Alku
painumaksi saadaan 5 cm. Näin ollen pengerkuormituksen ai—
heuttamaksi alkupainumaksi voidaan arvioida yhteensä n
8 cm.
Älkupainuman tapahtuessa ei vedenpintaa vielä ole nostettu.
Tämän johdosta alkupainuma on tapahtunut luonnontilaisissa
pohjavesiolosuhteissa.
Likimääräistä laskentaa varten korvataan pengerkuprmitus suo—
rakaiteenmuotoisella kuormituksella, jonka leveys on 8,35 m
sekä kuorma 8,8 kN/m2.
Kimmomoduulille otaksutaan koko pai
nuvassa maakerroksessa vakioarvo
=
480 kPa,
joka on las
kettu eri kerrosten painumien mukaisesti painotettuna keski
arvona, Kuvasta 13 saadaan kertoimille arvot
=
1,0 ja p1 =
0,5. Älkupainumaksi saadaan n.
8 cm. Molemmilla menetelmillä
saadaan tässä tapauksessa samansuuruinen painuma—arvio.
9.16
K on so 1 ida a t jopa j numa
Konsolidaatiopainumaa laskettaessa on pohjavedenpinnan alku—
peräisenä korkeustasona käytetty +67,90.
Kuvassa 52 on esi
tetty syvyyssuuntainen deformaatiojakauma, kun pohjavesipinta
on tasolla ÷68,40. Kokoonpuristuminen on merkityksellistä
6,4 m syvyyteen saakka.
on alle
1
% suuruista.
Sen alapuolella kokoonpuristuminen
Pohjavedenpinnan korkeudella on merkit
tävä vaikutus painumien suuruuteen.
Laskelmissa on altaan
vedenpinnan ylimpänä pysyvänä tasona pidetty ÷69,10. Tällöin
on vedenpinnan keskimääräistä korkeutta penkereen sisällä
approksimoitu virtaustilan mukaisesti. Laskelmissa saadut
primaarisen konsolidaation loppuarvot altaan eri vedenpinnan
korkeuksilla on esitetty kuvassa 53. Turvekerroksen painuma
muodostaa n, 65-80 % koko maapohjan painumasta.
91
40
30
20
10
Kokoonpu ristumnen (°/)
0
Kuva 52.
Maapohjan deformaatio,
W =+68,40.
0
68,00
Kuva 53.
68,50
AUaon vedenpinta
Altaan vedenkorkeuden vaikutus primaarisen konsoli
daatiopainuman suuruuteen.
Painumisnopeuden suhteen kasitellaan painuvaa maakerrosta kah
tena geoteknisena kerroksena
nopeus
Turvekerroksen konsolidaatio
on moninkertainen verrattuna silttikerroksen konsoli—
daationopeuteen.
Laskelmissa oletetaan huokosveden poistuvan
turveke r i:ok-; ‘u
u inuas taan y löspäin
.
Koheesiumaakerrokses La
huokosvesi sen sijaan purkautuu sekä yläpuolella olevaan
92
turvekerrokseen että alapu
olella olevaan moreenikerroks
een.
Tällöin laskelmissa oletet
aan kerroksen merkitseväk
si pak
suudeksi puolet todellisesta
paksuudesta eli 2,2 m.
Konsolidaationopeutta tarka
stellaan Korhosen primaari
silla
aikafunktioilla. Turvekerrok
sen yläreunassa kokoonpur
istuma
on n, 30 % ja alareunassa
15,5 % (a = 0,48)
95 %:n konsoli—
daatioasteen saavuttamise
en kuluu tällöin 3,5.. .4,0
kuukautta.
Koheesiomaakerroksen kokoon
puristuma yläreunassa on
n. 13 ¾
ja alareunassa 2 ¾ (c = 0,8
4)
95 % konsolidaatiosta on
tapah
tunut n. 2,5 vuoden kuluessa.
Maapohjan konsolidoitumi
nen ta
pahtuu lyhyessä ajassa. Täm
än johdosta on aiheellista
tarkas
tella myös jälkipainuman osu
utta.
.
.
9.17
Jäi k ipa inuma
Jälkipainuman suuruus on arv
ioitu ödometrikokeiden pe
rusteella.
Turvekerroksessa on jälkipa
inuman suuruudeksi saatu
24 cm ve
denpinnan ollessa tasolla +6
8,00 ja 15 cm vedenpinn
an ollessa
tasolla +69,10. Painuman osu
us primaarisesta konsolida
atiosta
on noin 50 ¾. Koheesiok
erroksen jälkipainat ovat vas
taavasti 15 cm
ja 11 cm eli
samaa suuruusluokkaa prima
arisen konsolidaa
tion kanssa. Eksponentin n mä
äritys on esitettj ku’ass
a 54.
Lasketut pa nnakäät on esitetty
kuvissa 55 a j b. Kuvassa
55a
on painumakäyrät erikseen
turve- ja silttikerroks
elle. Käy
rissä on huomioitu myös alk
upainuman osuus. Kuvas
sa 55b on
painumalaskennan yhteenvet
ona esitetty maapohjan
arvioitu
kokonaispainuma 25 v ajalle
kahdella eri vedenpinnan
tasolla.
Maapohjan laskennallinen
painuminen on alkuvaiheess
a nopeaa,
mutta hidastuu voimakkaast
i 1—3 vuoden kuluessa.
Painumaha
vainnot osoittavat, että pai
numista on kolmantena
vuotena
tapahtunut vain 2-5 cm. Täm
ä tukee sitä päätelmää,
että kon
solidaatiovirtaus kohoes
iomaassa tapohtuu molem
piin suuntiin
ja painumisnopeuden arvio
on oikeaa suuruusluokk
aa.
93
E
E
>
U
c:.
0
c
.2 0:01
0
0
0
0,001
0
x
0000110
0,1
x
Kuva 54.
0.01
Sekundaaripainuman eksponentin n määritys.
Pidisjärven pintaa on vuoden 1979 syksyllä nostettu.
ilmoituksen mukaan vedenpinta on tasolla +69,10
dessa.
Saadun
11 kk vuo
Helmi-huhtikuussa vedenpinta laskee tasolle +68,50.
Maapohjan painuminen on 3,5 ensimmäisen vuoden aikana tapah
tunut muuttumattomissa pohjavesiolosuhteissa.
On odotettavissa, että painuminen vedenpinnan noston jälkeen
käytännöllisesti katsoen pysähtyy, Tämä johtuu siitä, että
painumista on jo ensimmäisten 3,5 vuoden aikana tapahtunut
enemmän, kuin mitä uuden vedenpinnan tasoa vastaava lopulli
nen laskettu painuma olisi.
2
2
0
Kuva
55a,
—
Tuve—
1
4
—
2
*
•J•••••
ja silttikerroksen arvo tu painuminen,
-
“-
3
L
••
+69i0
turve
t u rve
t
wka (v)
W=÷S8DO
w
_____
0
2
Kuva 55b.
10
15
Maapohjan arvioitu kokonaispainuma ajan kuluessa.
5
W
+
20
=
9iO
aika
(v)
25
96
9.2
9.21
PIDISJRVEN ETELÄRÄNNAN PENGERRySÄLUE 2
Tutk imustuiok se t
Painumanmittauskohteen läheltä tehdyt painokairaukset on esi
tetty kuvassa 60 ja vuoden 1979 maastotutkimukset
liitteessä
15. Penkereen keskilinjan kohdalta otettujen
näytteiden labo
ratorjotutkimustulokset on esitetty kuvissa 56., .69 ja 61,
Tutkimuskohteessa on maanpinnassa 1 , 3 m paksuinen turvekerros
keskinkertaisesti maatunutta tai maatunutta turvetta. Turpeen
alapuolella on 10,2 m paksu koheesiomaakerros
jonka alla on
oreeni
pohjam
Maapohjan ominaisuudet ovat samankaltaisia kuin
pengerrysa1uee 1 tutkjtussa kohteessa, Noheesiomaa
on sa—
vista siltti. Janbun luokjtuksen mukaan se on erittäin
herkkää.
Koheesiomaakerroksessa on n. 6 metrin syvyydellä selvä muutos
laboratorjotuloksissa
Rajan yläpuolella siltin vesipitoisuus
on suurempi, Myös humuspitoisuudessa
huokosluvussa, hienous—
e55
a
syyd
luvuss
ja sensitiivi
on selvä ero. Rajakohdan alapuo
lella alkaa savipitoisuus kasvaa syvyyden kasvaessa, Sensitii—
visyys on suurimmillaan silttikerroksen alaosassa,
missä myös
mahdollinen häiriintyminen on eniten vaikuttanut koetuloksiin
Maapohj on normaalisti konsolidoitunutta
Konsolidaatjokuor
mitusten arvoista päätellen alempana maapohjassa on
huokosveden
:lipainetta,
tuksen
arvot
sillä näytteistä määritetyt konsolidaatiokuorpi•
ovat jonkin verran geologista esikuormitusta pie
nempiä Tm seikka lisää odotettavissa olevia oainumia.
9,22
S tat i 1 ite e t t i
Penkereelle lasketut lyhytaikaisen vakavuuden arvot käyvät
ilmi liittest 16
Varmuuskerroin on F = 2,4, vaikka turve—
kerrokselle ei otaksuttaisi lainkaan leikkauslujuutta, Tämän
perusteella ei leikkausjännitysten johdosta hitaasti tapahtu
valla painumalla ole käytännöllistä merkitystä kokonaispainu
maan,
97
Kuva 56a.
Maapohjan rakeisuus eri syvyyksillä.
Kuva 56b.
Maapohjan rakeisuus eri syvyyksillä.
98
50
20
Kuva 57.
40
60
80
kuormtus
100
kPa
Kuormitus-kokoonpuristumakäyrät eri syvyyksiilä.
t
LUKEMA
•
4/
L ZZ
\
2200
25,0
37.5 Pa
tjo z55”
—
h
21,6mm
500/
21,60
13,0 m2/v
21,40
Z
1,0 rn
——
9O
[21.20
L
21,00
1
Li1__
Kuva
58a.
120
lonsdlidaatiokertoimen määritys,
turve.
160
-H
4•)
4J
-H
>1
cfJ
4J
-H
:tj
E
0
4J
0
-H
4J
(t
-H
0)
0
0
II
0
ci
1
/
—U--—-—--
0
\
E
z
(“l
\
0
\
(-3
0
0
(-4
0
1•’l
0
4•)
:
-H
z
z
0
0
---1
0
-H
0)
-H
-H
0
Lfl
100
50
q
(kPa)
40
30
20
1
Kuva 59b,
Kolmiaksiaalikoe, kimmomoduulin määritys,
101
(1
4J
Ui
0)
ctl
$-1
rI
Ii
0
-H
0
(EI
3
17
10
9
_
x
;t
Wp
Ip
050
0/
7Q?0
vesipitaisuus
J,i q2 fl2 (Lfl
tavuuspanc
kN/m3
Laboratoriokoetuloksia.
—___
siltti
———
tue
—
Kuva 61a.
y60
8
7
6
5
4
—.—————,——
755
2
1
—______
syvyys mca[aji
/
/ taso
•
1
00
kPa
teikkaus[ujuus
A
*
‘
+
+
7
V
+
v
7
v
7
÷
——
+sipikaira
ortiokoe
v
v
÷
05 0•j O20i0J02{LZlQ.
0/
hienausluku
V60
V65
11
10
9
8
7
6
s
4
3
2
1
/40S0
—
—
V
II
Laboratoriokoetuloksia.
$
sensitiivisyys
x
M
2 •3 •j Q3 Q•j Q Qj
SUUS
••
z
0/
humuspitoi—
1 00j 04 0501
0/
savipitoisuus
Kuva 61b.
50 V
siltti
—
turve
syvyys mac[aji
1O
1—0-
cmin
ohde
cmox
—
v
konsotidootiokuotmitus
kPa
Qj Q05Q QQ•
w
Kuva 61c,
11
10
9
8
7
5
6
4
3
JO
yys
iataj
1
2
h iokotuku
3
0.
GO
1tt /3
tyseks
p0 e
Laboratoriokoetuloksia
civ
stt
i
G%61
x
1
.1
moduuhtuku m
10,0
2
m2/v
1
130
konsohdaa
tiokerroin
105
9.23
Las kup ro f iii i
Laskuprofiili, kuva 62, on laadittu konsolidaatiopainuman
laskemista varten.
Koheesiomaan kerrosjako eri geoteknisiin
kerroksiin on tehty maan tilavuuspainon ja lujuusominaisuuk
sien perusteella. Älkupainumaa laskettaessa käytetään yksin
kertaisempaa kerrosjakoa. Koheesiomaakerros jaetaan tällöin
kahteen kerrokseen. Rajapinta on 6 m:n syvyydellä.
11 0
R
N/m
NK
m50
3 z0Q
z10,5 kN/m3
2
Cv13O m /v
NK
m12O
z0Q
Cz
2
3
•
ti6OkN/m3
13mv
V65
4
NK
z-02
Vz15.5kN/m3
3mv
mzlO,0
-0.3
‘‘17OkN/m3
m 2/v
Cv z
m23.0
z180kN/m3
c:1QQm2/v
m10.5
6
7
s
760
NK
9
10
K
Kuva 62.
Laskuprofiili.
106
924
Jännityksen
jakautuminen
Jännityksen jakautuminen maapohjassa on laskettu kovaan poh
jaan saakka,
kuva 63,
Kuvaan on myös arvioitu maapohjassa
vallitseva huokosveden ylipaineen suuruus,
Ylipaine aiheutuu
läheiseltä harjulta virtaavasta paineellisesta pohjavedestä.
Huokosveden ylipaineella on se käytännön merkitys,
että maan
kokoonpuristumista laskettaessa ei alkutilanteena voida pitää
geologista esikuormitusta, koska tehokkaat jännitykset ovat
olleet pienempiä. Tällöin lisäjännityksen vaikutus on suu
rempi ja maapohjan kokoonpuristuminen lisääntyy.
60
60
ane
Kuva 63.
20
0
10
20
kPa
Jännitysten jakautuminen maapohjassa penkereen
keskilinjan alapuolella.
,l07
9.25
Ä 1 k u p a i n u m a
Älkupainuman suuruus arvioidaan likimääräismenettelyä käyt
täen. Pengertä approksimoidaan tasaisella kuormituksella
jonka leveys on 11,5 m. Turvekerroksen kimmo—
moduulina käytetään E = 250 kPa. Koheesiomaakerros on jaettu
kahteen osaan, joiden rajapinta on 6 m syvyydessä. Kolmiak
q
=
8,5 kN/m2,
siaalikokeet on tehty 2,8.. .3,0 m ja 6,8.. .7,0 m syvyyksiltä
otetuilla näytteillä, kuvat 59a ja b. Kimmomoduulille on
saatu seuraavat arvot; ylempi kerros Eu
=
960 kPa, alempi
kerros E = 2000 kPa. Kimmomoduulille eri kerrosten painu—
mien suhteessa laskettu keskiarvo on Ek = 720 kPa. Graafisen
0,52.
=
1,0 ja
menetelmän kertoimet, kuva 13, ovat
Älkupainuman arvioksi saadaan 8 cm. Turvekerroksen alkupainu—
ma on 50 % koko painuvan maakerroksen alkupainumasta.
9.26
Konsolidaatiopainuma
Suurin osa primaarisen konsolidaation aiheuttamasta painumasta
tapahtuu turvekerroksessa. Pohjavedenpinnan tasolla +68,50
laskettu maapohjan deformaatiokuvio on kuvassa 64. Kokoon
puristuminen pehmeikön alareunassa on vajaan prosentin suu
ruinen. Altaan vedenpinnan korkeuden vaikutus odotettavissa
olevien painumien suuruuteen on esitetty kuvassa 65.
Painumisnopeuslaskelmissa käytetään mekitsevänä kerrospak
suutena turpeella h = 1,3 m, koska huokosvesi pääsee poistu—
4,6 m
maan ainoastaan ylöspäin ja koheesiomaakerroksella h
eli puolet todellisesta kerrospaksuudesta, koska huokosvesi
poistuu molempiin suuntiin.
taessa on turvekerroksen
(c’
Korhosen aikafunktioilla lasket
=
0,60)
painumasta tapahtunut
95 % 1-2 kk:n aikana. Koheesiomaakerroksella
(a
=
0,88)
ku
luu vastaavan konsolidaatioasteen saavuttamiseen aikaa 4,5
vuotta.
108
20
30
Kokoonpuristumrnen %
10
Kuva 64.
Maapohjan deformaatio.
40
+68,50.
W
20
—
—
40
tJ
D
e 60
80
Jz
Skok
——
8turve
100
6800
6850
69.00
Altaan vedenpnta
Kuva 65,
Altaan vedenkorkeuden vaikutus prinearisen konsolidaatio
painuman suuruuteen.
109
9.27
Jälkipainuma
Jälkipainuman suuruudeksi turvekerroksessa on arvioitu 14 cm,
kun vedenpinta on tasolla +68,00 ja 8 cm tasolla +69,10.
Koheesiomaassa
jä1kipainuTtat ovat 36 cm ja 13 cm.
Jälkipainuman
edistymistä ajan kuluessa tarkastellaan Korhosen hyperbolisen
aikafunktion avulla,
peella n
7 ja siltillä n
=
arvoksi on saatu tur—
Eksponentin n
=
4,
kuva 66.
1,0
\
-c
E
£
0,1
>
CL
0
0
-U
0
0,001
eturve
osiltti
0
1
Kuva 66.
0,1
0,01
Sekundaaripainuman eksponentin n määrittäminen.
Jälkipainuinasta on turpeessa 25 v kuluttua tapahtunutta vielä 4.
.
.8 cm.
Silttikerroksessa on painuinasta vastaavasti jäljellä 10.. .30 cm. Turve—
kerrokselle ja silttikerrokselle lasketut painumakäyrät on esitetty ku
vassa 67a. Käyrissä on huomioitu alkupainuman, primaarisen konsolidaation
sekä turvekerroksessa myös sekundaarisen konsolidaatiopainuman osuus.
Turvekerroksessa primaarisen ja sekundaarisen konsolidaation aikafunktioi—
den liitos tapahtuu 2 kuukauden kuormittamisen jälkeen. Silttikerroksella
vastaava liittymispiste on 5 vuoden kuormittan’iisen kohdalla. Kuvassa 67b
on laske]tden lopputuloksena esitetty maapohjan kokonaispainuma penke
reen keskilinjari alapuolella. Myös silttikerroksessa on otettu huomioon
sekundaar 1 SVfl kC)fl4C)1
Syksy! ]5 1)
t
/o)
unii sk’) ii t yk: ;
f
‘i
1 (LkIL 1 ()1)aiflL1mdfl
OSUUS.
ipiht uniit \J(’(ienJ)innan nout) t cxknnäki sc’st 1 pysäyt ti1 pa
niy; t LissS t
t k 1 inuskcili t ‘ess:
painumo
cm
H
(D
Li.
rt
r1
0
0
r’-)
0
0
0
0
0
0tt
uv
700
IE
ci
E
‘
‘
‘
—
44
‘
%
Kuva 67b.
10
•
a
•
15
—
—
—
• •
—
Maapohjan arvioitu kokonaispainurna ajan kuluessa.
5
• • •
•
•
000
20
Attoan vedenpinta +68.00
Attdan vedenpinta +69.10
• • •
•
25v
_
_
_
_
404
u.
112
9.3
PIDISJÄRVEN ETELXRANNAN TUTKIMUSKOHTEIDEN PAINUMISESTA
Kohdealueiden painumalaskelmissa on esitetty arviot kolmelle
eri painumalajille. Maapohjan konsolidoituminen on niin no
peaa, että myös sekundaarisen painuman osuus on otettu huo
mioon. Laskennassa saadut eri painumalajien suhteelliset
osuudet kokonaispainumaan verrattuna ovat seuraavat. Alkupai—
numan osuus on 5—10 % sekä turpeessa että siltissä. Primaa—
rinen konsolidaatiopainuma on 60-75 % turpeessa ja 40-55 %
siltissä. Sekundaarinen konsolidaatiopainuma on 20-30 % tur
peessa ja 40-50 % siltissä. Siltissä sekundaaripainuma tapah
tuu erittäin pitkän ajan kuluessa.
Knmmssakin tutkimuskohteessa ovat kuivatusolosuhteet sellai
set, että painuminen laskelmien mukaan tapahtuu nopeasti.
Syksyllä 1979 tapahtuneen järven vedenpinnan noston johdosta
maapohjalle tulevat kuormitukset vähenevät ja maapohjan pai
nummen todennäköisesti pysähtyy. Pengerrysalueen 1 tutkimus
kohteesta saatujen painumahavaintojen mukaan on maapohja
penkereen keskilinjan alla 21.10.1976 ja 14.10.1977 välisenä
aikana painunut n. 15 cm. Seuraavan vuoden aikana (14.10.1977
—12.10.1978) on
lisäpainuna
n. 7 cm ja vuonna 1979
n. 2 cm. Pengerrysalueelta 2 saatujen havaintojen mukaan pai
numat ovat samansuuruisia vuoden 1977 loppuun saakka.
14.10.1977 ja 12.10.1978 välisenä aikana painumista on toisen
havainnon mukaan tapahtunut 6 cm ja toisen mukaan 17 cm.
Vuodelta 1979 ei painumahavaintoja ole saatu.
Penkereiden luiskien alla olevien levyjen painumahavaintojen
mukaan ovat luiskat ensin painuneet
ja sen
jälkeen levyt ovat alkaneet kohota. Havaintojen mahdollisina
virhetekijöinä voidaan mainita maapohjan routiminen tai mit
taustankojen rikkoontuminen penkereen muotoilun yhteydessä.
Jos painumabavainnot ovat todellisia painumia, tilanne on
hankala leikkausdeformaatioiden ja rakenteen stabiliteetin
kannalta. Tämän johdosta painumahavaintoja on syytä jatkaa
molemmissa tutkimuskohteissa. Lisäksi mittaustankojen mahdol
unen vaurioituminen olisi tarkistettava.
113
YHTEENVETO
lujuus— ja painumaornLnaisuukswn riittävän tarkka
tuntemus luo pohjar p nkereiden taloudelliselle rakentami—
selle. Jokilaaksojen heikosti kantavilla pehmeiköillä ovat
stabiliteettikysymykset lähes aina ratkaisevia ja muodosta
Maaperän
vat ne reunaehdot, joiden puitteissa rakentamisen täytyy
tapahtua. Stabiliteetti ja painuminen ovat läheisessä yhtey
dessä keskenään. Leikkausjännitysten johdosta hitaasti tapah
on kokonaispainnman
hankalin painumalaji
tuva painuma
kannalta merkityksetön vain, jos rakenteen vakavuus on riit
-
—
tävän hyvä. Tulvasuojelupenkereissä on vakavuus usein hyvin
alhainen. Tästä aiheutuva painuma joudutaan arvioimaan koe—
penkereiden ja kokemusperäisen tiedon avulla, koska luotetta
vaa laskentamenetelmää ei vielä ole olemassa.
Rakentamisen yhteydessä välittömästi tapahtuva
painuma on alkupainumaa. Sen aiheutta. maassa kuormituksen
johdosta tapahtuva muodonmuutos. Kalajoen keskiosan järjes—
telyyn liittyvissä tutkimuskohteissa saatiin alkupainuman
osuudeksi n. 5—10 % kokonaispainumasta. Alkupainuman suuruutta
on suositeltavaa arvioida jännitystilan muutoksen ja kolmi—
aksiaalikokeen tulostuspiirrosten avulla. Primaarinen konsoli
daatiopainuma on pehmeköllä tärkein painuman aiheuttaja.
Parhaiten sen suuruus voidaan laskea tangenttimoduulimenetelmää
kdyttäen. Konsolidaatiopainuman ja ajan suhdetta on tarkas—
teltu Janbun ja Korhosen menetelmillä. Kyrönjoen vesistötalous
suunnitelmaan liittyvällä Seinäjoen suuosan oikaisukanavan
penkereellä tehdyt painumahavainnot ovat kolmen vuoden mittaus—
te.n akana noudattaneet hyvin laskettujen painumien arvoja.
SeI’mdaarisen konsolidaatiopainuman käytännön merkitys riip
pcu ratkaisevasti kuivatusolosuhteista. Jos primaarinen kon—
solidaa.Aopainuma tapahtuu nopeasti, on myös sekundaarinen
konsolidaatio otettava suunnittelussa huomioon. Kalajoen kes—
kiosa’i järiestelyyn liittyvissä tutkimuskohteissa on sen
owt’dekM cnk:.-.nIpninnmasta saatu n. 20—30 % turpeessa ja
4jjfi,;4
“:t.,daarisen painuman merkitystä koheesio—
40—5u
114
maalajeilla vähentää painuman hitaus, Ajan ja painuman väli
sen vuorosuhteen laskeminen käy luontevimmin Korhosen esit—
tämillä aikafunktioilla,
jotka kattavat sekä primaarisen
että sekundaarisen konsolidaation.
ATK:n käyttö painumista arvioitaessa vähentää suunnitteli
jalle tulevan rutiinilaskennan osuutta, Monet painumalas—
kennan ongelmat ovat sen luonteisia, ettei niitä voida rat
kaista pelkästään matematiikan avulla.
Tämän vuoksi ATK:n
soveltamisessa ovat tarkoituksenmukaisimpia sellaiset ohjel
mat,
joissa suunnittelija voi tarpeen mukaan ohjata koneen
toimintaa, Tietokoneen käytön etuna on mahdollisuus perustietojen tarkempaan analysoimiseen.
115
EN G L
± WH
74
OS
A RY
The economical consiructibnl of
3
sjS_e fr the
Ob
ec&ctblknowledge
sufficiently
othe t01ethe trnih
vant gualities of ihe söil.’on the soft groundW d’ th0tiver
basins stability questions are nearly aiways of decisive
the bukldihg’
åhibankmenti. Stability
sett
_
:ctd
diose4
The siow
b har gtssäs
M
Oj
O
O?OoOO
O
0
0
j0fl
.t.0)I:.
O;tOO
4
Oy
O
€eO
.fl#OO.i:..n
-
00%
;:
nifkcant n coiåpärisön to the toai
Y&€he’ staiilfltf of the dtructure ks siifficient’. i’h& st6kiity
of the fiood ptote&tiÖn embanlanents is Öften Wry iow. This
sQtfit0
o(OC:
0
OlO
00
00
OO
.O:)..OO.00OO
.0cc0:00:
hidhmtt
ntima¼.e6 by%11 kr1ed4
gained from experimentai embankments and by experience, because
there is no reiiable method of estimation so far.
caii&
The settiement which takes piace durinq the process of buii4inq is defined as initial settiement. Ts is caused by the
defonnation of the soil under the ioadinq. In the middie part
of the river Kalajoki the initial settiement was found to be
5—10 % of the total settiement. It is reconiended to esti—
mate the amount of initial settlement by the chanqes of the
:0
stress state and the resuits of the triaxial test. The
consoiidation settiement of the soft ground expiains most o
the settiement. The best method to caicuiate the consolidation
settiement is the method of tangent modulus. The ratio between
consoiidation settlement and time is investigated by methods
deveioped by J. Janbu’s and K. Korhonen’s. The observed settle—
ments in the embankments of the canai of the river Seinäjoki.,
pimay
0O
jncluded in the Kyrönjoki water resources pian, are egual
1
to the yaiues caicuiated during the three-year research pWttd.
‘Phe practicai importance of secondary consolidation settiåen1’
depends decisiveiy on the flow conditions. Tf the primary
consoiidation settiement is quick, the secondary consoiidatipn
must aiso be taken into consideration in pianning. In the
middie part of the river Kaiajoki investigations showed itB
proportion of the totai settiement to be c. 20-30 % in
peat
0
O.c:0
116
and 40—50 % in siit. The significance of the secondary settle
ment in cohesive sofis is decreased by the slowness of the
settlement. The ratio between time and settlement is most
practically estimated by Korhonen’s time functions, which are
valid for both primary and secondary consolidation.
The use of computers in the estimation of settlement dimishes
the planner’s work in routine calculations. Many problems in
calculating the settlement are such that can not to be solved
by mathematics. Therefore in the use of computers the nst
suitable programs are those in which the pianner can regulate
the operation of the computer. The advantage of the computer
is the possibility to analyse the data with greater precision.
117
OO3
.t:
.;.
..
.
KIRJALLISUOSLUETTELO
1.
Brinch Hansen J., Lundgren H., Hauptprobleme der Boden
mechanik. Berlin 1960.
2.
HelenelundK.V., Maarakennusmekaniikka, Espoo 1976.
3.
Helenelund K.V., Omkonsolidering och sttfiing av
belastade marklaqer, Helsingfors 1951.
4.
Janbu N., Grundlag i geoteknikk, TrondhåiÄ 1970’.
5.
Janbu N., Bjerrurn L., Kjrns1i 2., Beiledning ved
lØsninq av fundamenterinqsoppqaver, NGI 16, Oslo 1956.
6.
Kazdi
7.
maapohjan konsolidoitu
Korhonen K-H., Heikosti k
minen, Valtioxz teknillinen tutkimiiskeskus;jilkaisu
19, Espoo 1977.
8.
Korhonen K—H., Maalaj Len geotekniset
Pohjarakennuksen käsikirj4, Helsinki 1974.
9.
Korhonen K-H., Maan varaan perustetun rakenteen painuma,
Oulun yliopiston rakennusinsinööriosasto, luento—
..:
:
moniste, Oulu 1976.
Ä.,Bodenmechanik, Band 2, Beqin,162.
RIL:
:t
10. Kotzias P., Die Zusamienkilcicbarkeit
Aachen 1963.
von Schluff, Heft 28,
.
11. Ohde J., Zur Theorie der Druckvertailung im Baugrund, Der
Bauinqenieur, Heft 33/34, 1939.
12. Ohde ,J,, Vorbelastung und Vorspannung des Bauqrundes und
ihr Einfluss auf Setzung, Festigkeit und Gleitwider—
stand, Die Bautechnik, Bd. 26. H 516, 1949.
13. Pylkkänen J., Hienorakeisten maaiaj ien painumisominai
suuksista, VTT tiedonanto 7, .Otanierni 1973.
14. Saarelainen 5., Vantaan savialueiden pain4misominaisuuk—
sista, Espoo 1978.
1
Untersuchung und Festigköitslöhre des Bie..
15. Sz&hy K.,
grundes, Wien 1.963.
16. Tammir±nne M., Rakennusten perustaminen auan varaan.
Painumän laskeminen, VTT Geotekniikan laboratorio,
tiedonaqto 21,;Otaniemi 1975.
:
17. Tivonen V-p , ±iah4eii etelisEen kaäpunäinosien pohjasuih—
teiden vaikutus alueen rakennettavuuteen, Lahti 1979.
18. Tie- ja vesirakennushallitus, Maarakennusalan tutkimuä— ja
suunnitteluohjeita, Helsinki 1973.
19. Vähäaho 1., Pehmeikölle perustettavan pientalon painumien
laskeminen, Helsingin kaupungin geoteknillisen toimis
ton tiedote 14, Helsinki 1979.
11$
LIITE 1,
apS
=
POTENSSIFUNKTION
c
+
PÄRAMETRIEN M)ÄRITYS SUHTEELLI
SEN VIRHETÄRKÄSTELUN AVULLA
suhteellinen virhe:
ap.S
(ap.
+
(—::
=
— — 1)
+
summalauseke:
2
ap
=
c
— — 1)
E.
+
1
c.
1—1
1
2
1
osittaisderivaatat:
=
a
aZ
p.
in
2
=
cz
+
2
+
z
p
=
0
(a)
pis
C 2]n p.
1
1
c——
— =
0
0
(b)
(c)
ratkaisuyhtälöt:
1
Z—
(c):
2
(d)
=
(d)
aZ
(1)2
&
fa)
2
a
f e)
=
1
1
(—)
Ej
(b)
&
(d)
&
Z2
(e):
p2S
2
F
5
(
1
2
a((L)
In
1
1
2
1
1
ln pJ
1
1
2
- (—)
Z
— in p,
1
missä a saadaan yhtälöstä
+
(—)
(e)
—2ln p.
=
0
LIITE 2
119
a2ln p
LOGÄRITMIFUNKTION c
c2
+
PÄRÄMETRIEN MÄÄRITYS SUH
TEELLISEN VIRHETARKÄSTELUN AVULLA
suhteellinen virhe:
=
+
pi
=
a2i
02
02
+
—
i-1
summalauseke:
n
E
(a
1-1
1
lnp,
1+0
2
L•
2E.
1
.
1
osittaisderivaatat:
in P
1)
a2
2
=0
02
E.
1
.
ln p
a
2
12
+cz(—)
E.
1
‘
lnp
lnp.
+
—
1
—-—
(a)
Ei
=
0
(b)
ratkaisuyhtälöt:
(b):
in P
1
a
E.
1
1
—
fc)
i
(c)
&
(a):
a2
lnp,
2
1
impi
1•
1
1
=
2
1
lnp.
1)
2
-
E.
1
1
120
LIITE 3
Tutkimuskohteiden sijainti
Kakko
SenjoR
Q:
LJ
CD
CD
GD
Q
DD
CD
CD
ci
ci
0
CD
CD
0
LJ.
CD:
Di)
CD
H
CD:
Di
Dl
CD
ci
ci
CD
CD
ci
0
CD
rt
rt
CD
<CD
Di
CD
CD
i
Di
ii
00
<
H
o
m
CD
LITE 5
122
Seinäjoen suuosan oikaisukanava,
PL 5+00
123
Q
1f’
+
Lfl
LIITE 6a
-
0
E
(ts
0
w
(ts
3J
(ts
0
-H
-H
(15
0
0
0
0
LD
(ts
(ts
us•
0
0
>1
0
0
0
LE
-H
(ts
(ts
0
0
10
-H
(ts
0
0
1
Lfl
—
0
(ts
0
(ts
0
(15
0
-H
0
0
(ts
(1)
0
0
0
(1)
C)
0
+
-
0
0
0
0
:(ts
0
0
(1)
(1)
(D
LJ
0
m
tn
o
m
0
0;
cD
cD
Q
0
c
C•
:ii
pJ
o
pJ
•4
0
-
cD
w
(D
u
-
-
D
0
w
-u
c
0
ui
>
ci
3
qy E1III
f71
LIITE
Q
0
w
U)
z
4J
0
0
0
Q
+
Lfl
0
0
0
0
0
0
tI)
0
0
0
On
:i1
0
tri
7
126
LIITE 8
()
—
—
ZLE
0
3J
L
OYLE
-H
—
4J
•4•)
:(tI
w
fE
c1
Q
Q
0
0
+
-j
Q
(t5
07
•-1
(I
-H
0
(Tc3
07
0
0
07
w
0
:ftI
-H
w
(‘7
\
-
“
\
••
\“
\
170
18.0
13.0
8
c
s 25.D
V 15.S
5
s
-
-
—
Seinäjoen suuosan oikaisukanava,PL 5+00.
*
-
-
—
—
-__-__
..
VAkavuusanalyysi
--
-
‘—---
0
=
0.
/
/
—*—-—
/
Penkereen harjan taso +40,50.
-
7
30.00
tE1
W:37.00
___
16 5614
V16,5 kN/fl13
25 0 6N/m2
V
10
130kN/rn2
F 15
Seinäjoen suuosan oikaisukanava,pL 5+00.
_____
--___________
Vakavuusanalyysi
1 F 1 05
1ILF1 10
0
=
0.
Vastapengervailitoehdot,
30.00
LL
cn
(D
pi:
LJ.
0
(D
1 1
u
0
(1)
3
0
pi
.,<
.,-2
-
pi
00
00
ui
+
c
cD
o_1
Q;
pJ
;c
z
o
r
m
-
•3
cr2
-.3
0
0
p2
-0
p2
2
.3
-*
0
0
0
0
-0
0
0
-0
0
0
.3
0
0
0
r
Q
0
1II7
6I
130
LIITE 12
1’
P disjdrvi
Kalajoen keskiosan järjestelyyn kuuluvat Pidisjärven etelärannan
ne n ae r r’i sai ue e t
1:20000
10
11
—
EZ
0
Pidisjärven etelärannan pegerrysalue 1,
-
PL 31+60
0
10
20
30
PL 31+60.
H
1:140
50 (kN/m2)
10
Maaperätutkimukset v.1979,
40
j
20 o
ZEzr
0
1
.
10
20
30
w
H
650
70.00
ci
LJ.
CD
CD:
Di
Di
CD
Di
CD
Di
CD
(11
Di
Di
CD
-ti
±
Di
Di
Di
0
±
-.
Di
-n
0
Di
v
CD
—i )0
—4
z
0’
b
•[ aIIII
Pidisjärven etelärannan pengerrysalue
2,
5
-.
4--—q
1:200
-
PL 56+80. Maaperätutkimukset v,1979.
———
H
—
PL 56+80
r
t-
—4-——
H-
W
LIITE
16,
cc
cc,
cc
cc
cc
Lfl
/
cc
nc
rt3
//
//
/
ci
/
//
/
ci
/ /
cc
cc
cc
Cl
Cl
UI
ci
ci
ci
ci
ci
:ci
Ui
Cl
ci
Cl
:ci
,,//