Grundläggning och förankring av temporär 
monteringshall      
Utvärdering av åtgärder vid olika geotekniska förhållanden  

Examensarbete inom civilingenjörsprogrammet Väg- och Vattenbyggnad  

FREDRIK FORSLUND / ELIN HAGERUD 
 
 
Institutionen för bygg- och miljöteknik 
Avdelningen för Geologi och Geoteknik 
Forskargruppen Geoteknik  
CHALMERS TEKNISKA HÖGSKOLA 
Göteborg 2007 
Examensarbete 2007:30 

 



 

 



 

 

EXAMENSARBETE 2007:30 

 
Grundläggning och förankring av temporär 

monteringshall   
 Utvärdering av åtgärder vid olika geotekniska förhållanden  

Examensarbete inom civilingenjörsprogrammet Väg- och Vattenbyggnad  

FREDRIK FORSLUND / ELIN HAGERUD 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 
 

Institutionen för bygg- och miljöteknik 
Avdelningen för Geologi och Geoteknik 

Forskargruppen Geoteknik  
CHALMERS TEKNISKA HÖGSKOLA 

Göteborg, 2007 

 



 

Grundläggning och förankring av temporär monteringshall 
Utvärdering av åtgärder vid olika geotekniska förhållanden  
Examensarbete inom civilingenjörsprogrammet Väg- och Vattenbyggnad  

FREDRIK FORSLUND / ELIN HAGERUD 
 

© FREDRIK FORSLUND / ELIN HAGERUD, 2007 

 

 
Examensarbete 2007:30 
Institutionen för bygg och miljöteknik 
Avdelningen för Geologi och Geoteknik 
Forskargruppen Geoteknik  
Chalmers tekniska högskola 
412 96 Göteborg 
Telefon: 031-772 10 00 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Omslag: 
Uppställd monteringshall i Ursvik, 2006-10-06 
Tryckeri: Chalmers Reproservice 
Göteborg 2007 
 



 

 
I

Foundation and anchorage of temporary assembly tent 
Evaluation of methods for different geotechnical cases 
Master’s Thesis in Civil and Environmental Engineering 
FREDRIK FORSLUND  
ELIN HAGERUD 
Department of Civil and Environmental Engineering 
Division of GeoEngineering 
Geotechnical Engineering Research Group 
Chalmers University of Technology 

 

ABSTRACT 

This thesis has been done by order of NCC Sverige AB. The thesis has studied 
foundation and anchorage of the temporary assembly tent used in NCC Komplett, 
NCC:s new system for industrial building. This evaluation shall be used in an early 
phase of the planning of the project and will give an indication of which method that 
can be used and which method that is most cost-efficient.  

NCC is currently using these tents but until now the tents have been founded on 
adequate ground, without any extra strengthening. In this rapport nine different 
geotechnical cases has been evaluated. These cases are clay, silt and gravelly sand 
with depth of 5, 10 and 50 meters down to bedrock.  

A problem that has been evaluated is settlement, bearing capacity and anchorage. The 
results from the settlements calculation show that the settlements are no problem. The 
bearing calculation in the gravelly sand shows that it doesn’t require any extra 
strengthening besides steal sheets, which spreads the load to larger surface. The result 
shows that silt and clay requires additional strengthening in form of deep foundation 
along the tent’s long-side.  

The most cost-efficient method for foundation is steal sheets, which can be used in 
similar projects in the future. For deep foundation methods, concrete piles are most 
cost-efficient for both clay and silt to a specific depth, then MDM-pillar is a cheaper 
alternative. 

The study has included both rock and soil anchorage and anchorage in combination 
with a soil-strengthening method called MDM-pillar. The combination with 
anchorage in MDM-pillar is only of interest when the method is used for 
strengthening the soil underneath the tent pillars. 

When the ground condition is clay with short distance to bedrock then anchorage to 
bedrock is recommended. Soil-anchorage with injection-pile called TITAN is 
recommended when the distance is larger. In silt and gravely sand TITAN-pile as an 
anchorage is recommended, for sand even if the depth to bedrock is less than 5 meter. 
The economical evaluation has not included the cost of the method's establishment or 
the cost of installation time for the different methods.  

Key words: Foundation, anchorage, MDM-columns, temporary assembly tent, piles 



 

 
II 

Grundläggning och förankring av temporär monteringshall 
Utvärdering av åtgärder vid olika geotekniska förhållanden  
Examensarbete inom civilingenjörsprogrammet Väg- och Vattenbyggnad  
FREDRIK FORSLUND / ELIN HAGERUD 
Institutionen för bygg- och miljöteknik 
Avdelningen för Geologi och Geoteknik 
Forskargruppen Geoteknik  
Chalmers Tekniska Högskola 

 

 

SAMMANFATTNING 

Detta examensarbete har utförts på uppdrag av NCC Sverige AB. I examensarbetet 
har grundläggning och förankring av en temporär monteringshall som används vid 
NCCs nya system för industriellt byggande, NCC Komplett, studerats. Utvärderingen 
skall kunna användas vid ett tidigt skede av projekteringen och ge en indikation om 
vilken grundläggnings-, förankringsåtgärd som kan användas och vilken som är mest 
kostnadseffektiv. 

NCC använder sig av dessa monteringshallar i dagsläget men hallarna har hittills 
grundlagts på tillräcklig bra mark, utan att förstärkningsåtgärder har behövts. I denna 
rapport utvärderas nio stycken geotekniska förhållanden. Dessa förhållanden är lera, 
silt och grusig sand med mäktigheter om 5, 10 respektive 50 meter. 
Materialegenskaperna för de fiktiva förhållandena har valts utifrån erfarenhetsvärden 
för jordmaterial i Mälardalen. 

Lastfall som kontrolleras är korttidslaster med avseende på tryck- och 
dragbelastningar samt långtidslast. Lasterna har erhållits från NCC Teknik och 
lastfallen har analyserats i en ramanalys av konstruktör på NCC Teknik i Solna. 

Sättningsberäkningar, bärighetsberäkningar och beräkningar för förankring har utförts 
med traditionella handberäkningsmetoder. Sättningar har beräknats under sex 
månader vilket är den tid som monteringshallen förväntas vara uppförd. Resultatet 
visar att sättningskravet uppfylls mellan kontrollerade stödben för samtliga 
geotekniska förhållanden utom för lera med en mäktighet på 10 respektive 50 meter. 

Bärighetsberäkningar visar att förhållandet grusig sand inte behöver någon extra 
förstärkning utöver lastspridande plåtar. Resultat för lera och silt visar att extra 
förstärkning behövs under monteringshallens långsidor. Rapporten redovisar vilka 
åtgärder som kan användas respektive inte användas för grundläggning vid de olika 
geotekniska förhållandena. Resultaten visar att på relativt små djup fungerar inte de 
åtgärder som beror på tillräcklig mantelfriktion för lera och silt. Förstärkningsåtgärd 
med spetsbärande påle blir därmed aktuellt för dessa djup.  

Både bergsförankring, jordförankring samt förankring i kombination med 
jordförstärkningsåtgärden MDM-pelare har kontrollerats. På stora djup kan samtliga 
alternativ användas dock är förankring i MDM-pelare endast aktuell där metoden 
används som förstärkningsåtgärd.   



 

 
III

Den mest kostnadseffektiva förstärkningsåtgärd är lastspridande plåtar då dessa även 
kan användas i återkommande projekt. För djupgrundläggande åtgärder är betongpålar 
mest ekonomiska ner till ett visst djup och därefter blir MDM-pelare mer ekonomiska. 
I det geotekniska förhållandet med lera och vid korta avstånd till berg har 
bergsförankring med H20-linor visat sig vara den mest ekonomiska 
förankringsåtgärden. Vid större djup är TITAN-stag mer ekonomiska för silt medan 
det för grusig sand är detta det billigaste alternativet oavsett djup. I den ekonomiska 
utvärderingen har ingen hänsyn tagits till etableringskostnaden eller tidskostnaden. 

I examensarbetet har det även studerats om några förstärkningsåtgärder kan användas 
för att ta upp både tryck- och dragbelastningar, s.k. samverkande åtgärder.  På fem 
meters djup kan ingen förstärkningsåtgärd av de som kontrollerats användas som 
samverkande. På större djup blir MDM-pelare mest ekonomiska som samverkande 
åtgärd följt av TITAN-stag.  

Nyckelord: Grundläggning, förankring, MDM-pelare, monteringshall, pålar  

 



CHALMERS, Civil and Environmental Engineering, Master’s Thesis 2007:30 IV 

Innehåll 
ABSTRACT I 

SAMMANFATTNING II 

INNEHÅLL IV 

FÖRORD VII 

BETECKNINGAR VIII 

1 INLEDNING 1 

1.1 Bakgrund 1 

1.2 Syfte och mål 2 

1.3 Metodbeskrivning 2 

1.4 Avgränsning 3 

1.5 Indelning av rapporten 4 

2 MONTERINGSHALLEN 5 

2.1 Hallens konstruktion 5 

2.2 Traversen 7 

3 MARKFÖRHÅLLANDEN 8 

3.1 Lera 8 

3.2 Silt 9 

3.3 Grusig sand 9 

4 DIMENSIONERINGSMETODER SOM ANVÄNTS 10 

4.1 Brottgränstillstånd 10 

4.2 Bruksgränstillstånd 11 

5 LASTER SOM VERKAR PÅ MONTERINGSHALLEN 12 

5.1 Egentyngd 12 

5.2 Traverslast 12 

5.3 Vindlast 12 

5.4 Snölast 13 

6 LASTFALL 14 

6.1 Korttidslast 14 

6.2 Långtidslast 15 



CHALMERS Civil and Environmental Engineering, Master’s Thesis 2007:30 V

7 GRUNDLÄGGNINGSMETODER 16 

7.1 Plattgrundläggning 16 
7.1.1 Lastspridande plåtar 16 

7.2 Pålgrundläggning 16 
7.2.1 Betongpålar 17 
7.2.2 Stålpålar 18 
7.2.3 Injekteringspåle 18 

7.3 Jordförstärkning 19 
7.3.1 KC-pelare/ MDM-pelare 19 

8 FÖRANKRINGSMETODER 22 

8.1 Bergförankring 22 

8.2 Jordförankring 23 
8.2.1 Betongpåle 23 
8.2.2 HEA-balk 23 
8.2.3 GEWI-stag i MDM-pelare 23 
8.2.4 TITAN-stag 24 

9 JORDMEKANIK 25 

9.1 Sättningar 25 

9.2 Bärighet 26 
9.2.1 Lastspridande plåt 27 
9.2.2 Betongpålar 29 
9.2.3 Stålpålar 30 
9.2.4 Injekteringspålar 30 
9.2.5 MDM-pelare 32 

9.3 Förankring 33 
9.3.1 Bergförankring 33 
9.3.2 Jordförankring 35 

10 RESULTAT 36 

10.1 Sättningar 36 
10.1.1 Lera 36 
10.1.2 Silt 37 
10.1.3 Grusig Sand 37 

10.2 Bärighet 38 
10.2.1 Lastspridande plåt 38 
10.2.2 Pålar/Jordförstärkning 41 

10.3 Förankring 43 

11 EKONOMI 45 

11.1 Grundläggning 45 

11.2 Förankring 46 



CHALMERS, Civil and Environmental Engineering, Master’s Thesis 2007:30 VI 

11.3 Samverkande åtgärder 47 

12 PUNKTSKATTNINGSMETODEN 49 

13 DISKUSSION 52 

14 SLUTSATS 54 

15 REFERENSER 55 

 

 

 

 

 

 

 

 

 



CHALMERS Civil and Environmental Engineering, Master’s Thesis 2007:30 VII

Förord 
Detta examensarbete har utförts på uppdrag av NCC Sverige AB. I examensarbetet 
har grundläggning och förankring av en temporär monteringshall som används vid 
NCCs nya system för industriellt byggande, NCC Komplett, studerats. Utvärderingen 
skall kunna användas vid ett tidigt skede av projekteringen och ge en indikation om 
vilken grundläggnings-, förankringsåtgärd som kan användas och vilken som är mest 
kostnadseffektiv. 

Då detta arbete har utförts på fiktiva geotekniska förhållanden vill vi påpeka att denna 
utvärdering absolut inte skall användas som ett slutgiltigt resultat för dimensionering 
av grundläggning och förankring för monteringshallarna. Vi vill därmed säga att vi 
inte tar på oss något ansvar för framtida grundläggning och förankring av 
monteringshallarna utifrån resultaten i rapporten. 

Många personer har under arbetets gång hjälpt oss med information och synpunkter. 
På NCC Teknik i Solna vill vi tacka vår handledare Maria Christiansson för att ha 
tagit sig tid att träffa oss i Solna och för att ha bidragit med intressanta synpunkter och 
kommentarer under resans gång. Vi vill även tacka Rickard Fooladi, konstruktör på 
NCC Teknik i Solna, för att ha haft tålamod med alla våra frågor kring 
konstruktionens laster. På NCC teknik i Göteborg vill vi i första hand tacka Anders 
Bergström som trots allt blivit vår handledare på ”hemmaplan”. Vi vill även tacka de 
anställda på NCC Teknik i Göteborg för att få oss examensarbetare att trivas i 
fikarummet. 

Vi har även haft stor hjälp av folk från Hercules Grundläggning AB som försett oss 
med nyttig information kring de olika metoderna som utvärderats i examensarbetet. 
Framförallt vill vi tacka Johan Falk och Niklas Dannewitz i Solna som alltid tagit sig 
tid att träffat oss när vi besökt NCC i Solna. De skall även ha ett stort tack för att de 
har besvarat våra mail snabbt. 

På Chalmers tackar vi vår handledare och examinator Göran Sällfors. 

Göteborg i februari 2007 

Fredrik Forslund & Elin Hagerud 

 



CHALMERS, Civil and Environmental Engineering, Master’s Thesis 2007:30 VIII

Beteckningar 
I detta avsnitt redovisas beteckningar som förekommer i rapporten. Beteckningarna 
har delats upp i latinska och grekiska bokstäver. 

Latinska bokstäver 
 
A  area [m2], tvärsnittsarea [m2] 

efA  effektiv area [m2] 

mA  pålens mantelarea [m2] 

sA  pålens spetsarea [m2] 

1A  delarea [m2] 
b  bredd [m] 

efb  effektiv bredd [m] 

vC  konsolideringskoefficient [m2/s] 
c  brottvidhäftningsspänning [MPa] 

dc  dimensionerande skjuvhållfasthet [kPa] 

uc  odränerad skjuvhållfasthet [kPa] 
d  diameter [m] 
E  elasticitetsmodul [MPa] 
[ ]xE  väntevärde [-] 
brottF  totalsäkerhetsfaktor [-] 

dF  dimensionerande lastvärde [kN] 
f  sannolikhet [-] 

df  dimensioneringsvärde på materialparameter [-] 

kf  karakteristiskt värde på materialparameter [-] 

mf  mantelfriktion [kPa] 
h  höjd, djup från underkant fundament till underkant fast lera [m] 

1K  förhållande mellan cementkroppens diameter oh borrkronans diameter [-] 
k  faktor [-] 

vk  vertikal permeabilitet [m/s] 
L  ingjutningslängd [m] 

friL  fri längd mellan förankring och marknivå [m] 

förL  förankringslängd [m] 

totL  Lfri + Lför [m] 
l  längd [m] 

efl  effektiv längd [m] 

LMM ,0  moduler [kPa] 
´M  modulökning [kPa/m] 

cN , qN , γN bärighetsfaktorer [-] 

( )1xxP <  sannolikhet för att en variabel, x, är mindre än x1 [-] 



CHALMERS Civil and Environmental Engineering, Master’s Thesis 2007:30 IX

−+ pp ,  punktskattning av en sannolikhetsfördelning [-] 

eQ  stommens egentyngd [kN] 

tryckQ  korttidslast - tryck [kN] 

långtidQ  långtidslast [kN] 

sQ  snölast [kN] 

tQ  traversens egentyngd [kN] 

tsQ  traversens dynamiska last [kN] 

vQ  vindlast [kN] 

positivvQ  tryckande vindlast [kN] 
q  lastvärde [kPa] 

bq  grundtryckets brottvärde [kPa] 

sq  gränsmantelfriktion [kPa] 

dR  dimensionerande bärförmåga [kN] 

kR  karakteristiskt bärförmåga [kN] 

dm DR  dimensionerande geoteknisk lyftkraftsförmåga [kN] 

vT  tidsfaktor [-] 

γsss qc ,,  korrektionsfaktorer för fundamentform [-] 
t  tid [s] 

vU  medelkonsolideringsgrad [-] 
u  portryck [kPa] 
[ ]xV  Varians [-] 

Vip  variationskoefficient [-] 
z  djup under markyta [m] 
x  stokastisk variabel [-] 
x  medelvärde [-] 
 
 
Grekiska bokstäver 
 
α  samverkansfaktor [-] 

mα  mantelbärförmågefaktor [-] 

sα  spetsbärförmågefaktor [-] 
β  dimensionerande värde på mantelbärförmågefaktor [-], parameter för en 

fördelningskurvas skevhet och toppighet [-] 
δ  sättning [m] 
γ  tunghet [kN/m3] 

´γ  effektiv tunghet [kN/m3] 

φγγγ mmEmc ,,  partialkoefficient för materialegenskap [-] 

mmγ  partialkoefficient för pålens mantelbärförmåga [-] 

msγ  partialkoefficient för pålens spetsbärförmåga [-] 

nγ  partialkoefficient för säkerhetsklass [-] 



CHALMERS, Civil and Environmental Engineering, Master’s Thesis 2007:30 X 

Rdγ  partialkoefficient som beaktar osäkerheten i beräkningsmodellen [-] 

totγ  totalsäkerhetsfaktor [-] 

wγ  vattnets tunghet [kN/m3] 

kμ  karakteristiskt mantelmotstånd [kN/m] 

dμ  dimensionerande mantelmotstånd [kN/m] 
σΔ  spänningstillskott [kPa] 

zσΔ  vertikalt spänningstillskott [kPa] 

γξξξ ,, qc  korrektionsfaktorer [-] 
σ  spänning [kPa] , standardavvikelse [-] 

´σ  effektivspänning [kPa] 
c´σ  förkonsolideringstryck [kPa] 

L´σ  gränstryck [kPa] 

0´σ  in situ-spänning [kPa] 

dφ  dimensionerande inre friktionsvinkel [°] 

kφ  karakteristisk inre friktionsvinkel [°]



CHALMERS, Civil and Environmental Engineering, Master’s Thesis 2007:30 1

Inledning 

1.1 Bakgrund 

Utvärdering av grundläggning och förankring har gjorts för temporära 
monteringshallar som NCC använder i deras nyutvecklade byggsystem. Byggsystemet 
kallas NCC Komplett och är ett system för industriellt byggande av flerbostadshus. I 
det nya konceptet finns inte den traditionella byggplatsen kvar utan byggnationen sker 
mestadels i en fabrik. Bostäderna byggs i sektioner och färdigställs till 90 procent i 
fabriken. De byggda elementen transporteras därefter från fabriken direkt till 
monteringsplatsen. Vid montering av de färdigställda byggnadssektionerna krävs det 
stora skydd, i form av enorma tälthallar, för att skydda mot vind och nederbörd. En 
enkel skiss över hur byggsystemet fungerar visas i Figur 1.1 

 

Figur 1.1 Principskiss för konceptet NCC Komplett (www.ncc.se) 

NCC komplett går ut på att snabbt få upp hus på ett säkert, väderskyddat och 
ekonomiskt sätt. Även grundläggningen av hallen önskas ske på ett så smidigt och 
ekonomiskt sätt som möjligt, i enlighet med principen för NCC Komplett. 
Monteringshallen består idag av en fackverkskonstruktion av stål med dubbla 
utanpåliggande tältdukar. Konstruktionen kan uppföras i olika storlekar beroende på 
hur stort hus som skall byggas. Inuti monteringshallen finns en travers för att lyfta av 
huselementen från lastbilarna till deras plats i bostadsbyggnaden. Monteringshallarna 
skall grundläggas för en brukstid på tre till sex månader beroende på hur lång tid det 
tar att uppföra det aktuella huset. 

Flera NCC komplett hus har redan byggts i dessa monteringshallar och flera är under 
projektering. Tidigare har man satt upp dessa monteringshallar på tillräckligt bra mark 



CHALMERS, Civil and Environmental Engineering, Master’s Thesis 2007:30 2 

utan att behöva ta till några mer avancerade grundläggningsåtgärder. Men många 
äldre orter är placerade i områden som har varit lämpliga ur kommunikations- och 
försvarsstrategiska synpunkter, men med mindre goda grundförhållanden t.ex. vid 
älvmynningar och sjöar. Det har även visat sig att allt eftersom ett samhälle växer och 
byggs ut, minskar de områden som har goda markförhållanden att bygga på. Det blir 
därför allt viktigare att kunna bebygga även de allra sämsta markförhållandena, vilket 
medför att åtgärder krävs för att föra ner laster från överbyggnaden till underliggande 
jordar. 

I dagsläget byggs monteringshallen på stålfötter med dimension 1,2 x 3 meter. En 
sådan fot fungerar utmärkt då marken består av relativt fast friktionsjord eller berg 
men inte då markförhållandet är finkornig eller består av lös jord. Då tidigare 
Komplett-hus har grundlagts på något sämre mark har grundläggningen skett med 
hjälp av lastspridande plåtar med dimensionen 2,4 x 2,4 m under konstruktionens 
stålfötter. För en finkorning eller lös jord är detta inte alltid tillräckligt. Ett behov 
finns nu att i ett tidigt skede av projekteringsprocessen få en uppfattning om vad 
grundläggnings- och förankringskostnaden kommer att uppgå till för ett viss specifikt 
markförhållande. 

1.2 Syfte och mål 

Syftet med examensarbetet är att utvärdera vilka grundläggnings- och 
förankringsmetoder som är lämpliga och praktiskt genomförbara för en 
monteringshall uppställd under en relativt kort tidsperiod. Utvärderingen kommer att 
ligga till grund för en lathund för grundläggning och förankring av dessa 
monteringshallar som NCC skall använda och finns därför inte med i detta 
examensarbete. Denna lathund skall i ett tidigt skede underlätta val av metod utifrån 
ekonomiska aspekter vid ett visst specifikt markförhållande. 

1.3 Metodbeskrivning 

Tillvägagångssättet vid utvärdering av grundläggning och förankring ges av en 
förenklad modell i Figur 1.2. I rapporten förutsätts det att en noggrann geoteknisk 
undersökning har utförts för grundläggningen av bostadshuset. Detta medför att 
samma undersökningar kan användas för utvärderingen av monteringshallens 
grundläggning och förankring.  

Monteringshallen utsätts för både korttids- och långtidslaster. Då de stora 
korttidslasterna verkar på hallkonstruktionen måste bärigheten utredas. Klarar inte 
grundkonstruktionen att ta upp lasterna kan ett brott uppstå, vilket är förödande för 
monteringshallen och framförallt för människorna som vistas i hallen. Vindens 
inverkan har en avgörande betydelse på korttidslasterna.  Vinden verkar både som 
tryckande och lyftande, storleken beror på hur det blåser. När en lyftande vind verkar 
på hallkonstruktionen måste hallen vara väl förankrad så att den inte flyttar på sig och 
ställer till problem för produktionen. 

Hallen kommer under sin brukstid även utsättas för långtidslaster som skall föras ner 
till jorden. Dessa laster medför att den underliggande jorden kommer att deformeras, 
vilket gör att hallen kommer att sätta sig. Om för stora och ojämna sättningar 
uppkommer kan hallen inte användas, med ett avbrott i produktionen som följd.  



CHALMERS, Civil and Environmental Engineering, Master’s Thesis 2007:30 3

Eftersom hallen ska kunna användas vid husmontering på olika typer av mark, måste 
hallens grundläggning anpassas efter de markförhållanden som råder på den aktuella 
platsen. Konstruktionen kan anpassas efter rådande markförhållande d.v.s. hallens ben 
kan justeras till valfri höjd. Problem som påverkas av de geotekniska förhållanden 
under monteringshallen, bärighet, sättningar och förankring, kommer att utredas i 
denna rapport.  

 

Figur 1.2 Konceptuell modell av utvärderingsmetoden 

1.4 Avgränsning 

Monteringshallen går att uppföra i många olika storlekar. Rapporten kommer därför 
att avgränsas till att endast behandla en monteringshall som rymmer ett åttavåningar 
högt bostadshus. Avgränsningen har gjorts då det är den nuvarande största dimension 
på monteringshall, vilket medför störst last och lägst stabilitet för hallkonstruktionen. 
Rapporten avgränsas också till att behandla en monteringshall uppförd på en plan yta 
d.v.s. stödbenen är lika långa. Någon utfyllnad för att jämna till markytan har därmed 
inte studerats.   

Rapporten kommer att behandla fiktiva markförhållanden med tre olika jordmaterial. 
Dessa material är lera, silt och grusig sand med varierande mäktigheter. Det är tänkt 
att NCC Komplett konceptet skall spridas i hela Sverige men för närvarande finns det 
endast en fabrik som tillverkar NCC Komplett-hus. Fabriken är belägen i 
Hallstahammar i Västmanland och husen kommer i nuläget att uppföras i eller i 
närheten av Mälardalen. Jordmaterialens egenskaper för de fiktiva markförhållandena 
i denna rapport bestäms därför främst utifrån karakteristiska markegenskaper i 
Mälardalen. 



CHALMERS, Civil and Environmental Engineering, Master’s Thesis 2007:30 4 

1.5 Indelning av rapporten 

När man ska utvärdera vilka metoder som bör användas vid en viss grundläggning är 
det viktigt att tänka både i tekniska och ekonomiska banor. Tillförlitlig kunskap om 
markförhållandet är det som har en avgörande roll för att välja rätt grundläggnings- 
respektive förankringsmetod. Noggranna analyser bör därför utföras både i fält och i 
laboratorium för både markförhållandet och jordmaterialet. Vid projektering är det 
även viktigt att tänka på följande: 

- Vilken säkerhetsklass skall dimensioneringen utföras i? 
- Vilka laster skall föras ned i marken? 
- Uppnås tillräcklig geoteknisk och konstruktiv bärförmåga? 
- Vilka deformationer kan uppstå och accepteras? 
- Hur är det med arbetsutrymmet, med tanke på maskinvalet? 
- Vilka produktionsmässiga störningar kan uppstå? 
- Hur är det med områdespåverkan, är området känsligt för störningar? 

De två första punkterna ovan diskuteras i rapporten i kapitel 4 och 5.  Huruvida 
geoteknisk och konstruktiv bärförmåga uppnås med de olika åtgärderna samt vilka 
deformationer som kan förväntas uppstå tas upp i kapitel 9.1. De sista tre punkterna är 
svåra att diskutera i detta fall då rapporten endast behandlar fiktiva fall. För att ta 
hänsyn till arbetsutrymme, om området är störningskänsligt samt vilka störningar som 
kan uppstå måste enskilda platsundersökningar utföras.  

I kapitel 11 redovisas kostnaderna för de olika åtgärderna. Vid utvärdering av 
ekonomin bör följande frågor ställas: 

- Hur mycket tid kommer det att ta? 
- Finns det stor risk för avbrott i produktionen, därmed extra kostnader? 
- Hur stor är följden av störningar i området? 

 

Totalekonomi är ett viktigt begrepp som man bör ta hänsyn till vid val av 
förstärkningsmetod. I detta vägs alla indirekta kostnader in som rör både material, 
utförande och störningar. Dessa är t.ex. kostnader för stillestånd och oönskad 
omgivningspåverkan. Då monteringshallens användande har ett väsentligt högre värde 
än kostnaden för en bra grundläggning är det oerhört viktigt att använda rätt metod, 
där man väger in alla indirekta faktorer som påverkar projektets slutkostnad. I 
beräkningarna har dessa punkter inte tagits med eftersom rapporten bygger på fiktiva 
fall. Diskussion kring de ekonomiska detaljerna har dock gjorts i kapitel 12. 



CHALMERS, Civil and Environmental Engineering, Master’s Thesis 2007:30 5

2 Monteringshallen 
Hallen fungerar som väderskydd och underlättar monteringen av NCC Komplett-
husen. Hallen används bara under uppförandet av det innanförliggande huset och 
beräknas därför vara uppställd som längst under ett halvår.  

För att spara tid och undvika problem vid uppförandet av monteringshallen arbetar 
idag ett speciellt team med att montera och demontera hallarna. Det är tänkt att detta 
team, vid hög produktion, enbart ska arbeta med dessa hallar på planerade 
byggplatser. Uppförandet av en hall förväntas att ta omkring fyra till fem veckor 
(Enqvist, 2006).  

 

Figur 2.1 Monteringshall uppställd i Ursvik 

2.1 Hallens konstruktion 

Hallen som har valts att studeras är en hall som används för montering av bostadshus 
med upptill 8 våningar, vilket är den högsta höjden för systemet. Monteringshallen är 
48 meter lång, 26 meter bred och 36 meter hög, vilket medför ordentligt med 
utrymme vid husmonteringen. Stommen består av 24 st fackverkspelare som 
sammanbinds med drag- och tryckstag. På pelarna är takstommen, som består av 
fackverkstakstolar, fäst. 

I Figur 2.2 visas hur hallens gavel är uppbyggd. Gaveln består av sex pelare om fem 
fack med varierande bredd. Pelarna består av en fackverkskonstruktion med 
triangulärt tvärsnitt. Runt hela monteringshallen går en H-balk på vilken hallens 
pelare är fästa. Denna balk är i sin tur fäst på enskilda stålfötter under varje pelare. 
Stålfötterna har en dimension på 1,2 x 3 m, se bilaga 1. 

 

 

 



CHALMERS, Civil and Environmental Engineering, Master’s Thesis 2007:30 6 

 

Figur 2.2  Monteringshallens kortsida 

Notera att det inte finns något snedstag längst ner i hallens högra fack, där har det 
lämnats plats för infart av fordon. När lastbilarna kommer lastade med 
byggnadselement från fabriken körs de in i hallen genom denna öppning (se även 
Figur 2.1). Därefter lastas byggnadselementen av och monteras på plats med hjälp av 
en traverskran som vilar på två skenor som löper längs hallens långsidor, se Figur 2.2 
ovan. 

I Figur 2.3 nedan visas en ritning över monteringshallens långsida. Här finns sju fack 
med samma avstånd mellan pelarna.   

 

Figur 2.3  Monteringshallens långsida 



CHALMERS, Civil and Environmental Engineering, Master’s Thesis 2007:30 7

Utanpå monteringshallen fackverksram ligger en duk som fungerar som en 
klimatskärm (se Figur 2.1). Duken består av två lager gummi som håller vind och väta 
ute. 

2.2 Traversen 

Traversen används för att underlätta monteringen och hjälper till att hissa upp 
byggnadselementen som kommer på lastbil från fabriken. Traversen rör sig utmed 
skenor som är monterade längs långsidan högst upp i hallen. Spannet mellan skenorna 
är 25 m. Traversbalken körs i längsled vilket medför att traversens arbetsområde 
täcker hela ytan i hallen. Traversen är monterad på samma stomme som 
monteringshallen. Då traversen utgör hjärtat i systemet medför det att 
hallkonstruktionen blir känslig för differenssättningar mellan de enskilda pelarna. 

Traversen har ett stort behov av att monteringshallen skall stå på ett plant underlag för 
att traversen skall kunna köras. Det blir därmed traversen som bestämmer storleken på 
differenssättningarna. Traversen är mest sättningskänslig i de båda skenorna längs 
långsidan. Om ena sidan skulle sätta sig mer än 20 mm kan detta medföra att 
traversens hjul hamnar snett eller i värsta fall faller ur sin skena. Detta skulle i sin tur 
medföra att traversen inte kan fungera som den skall och arbetet skulle stå stilla. 
Traversen tros inte vara lika sättningskänslig om två stödben på samma långsida 
skulle ha en sättningsdifferens på 20 mm, men för att vara på den säkra sidan sätts 
samma krav även här (Fooladi, 2006). 

 

 



CHALMERS, Civil and Environmental Engineering, Master’s Thesis 2007:30 8 

3 Markförhållanden 
Denna rapport tar upp nio fiktiva fall av geotekniska förhållanden som är vanligt 
förekommande i Mälardalen. De fiktiva förhållandena är lera, silt och grusig sand 
med djup om 5, 10 respektive 50 meter. Valda materialegenskaper för ovan nämnda 
förhållanden redovisas nedan. Värden på materialegenskaper har valts utifrån 
erfarenhetsvärden för jordmaterial i Mälardalen (Christiansson, 2006). 
Grundvattennivån antas ligga 1 meter under markytan i samtliga markförhållanden. 
Värden som ges nedan är karakteristiska värden. I bilaga 2 redovisas en 
sammanställning av nedan nämnda materialegenskaper.  

3.1 Lera 

I modellen med lera har jordlagerföljden antagits ha följande fördelning: 

Överst finns en torrskorpelera med en tjocklek på en meter. Därunder finns två 
lerlager där det översta lagret har en mäktighet på 5 meter. Det undre lerlagret vilar på 
friktionsjord ner till berg, se Figur 3.1.   

Torrskorpeleran har antagits ha en tunghet på 17 kN/m3 samt en skjuvhållfasthet på 50 
kPa. Kompressionsmodulen, M, för torrskorpelera har valts till k . cd där k kan antas 
vara 500 för torrskorpelera (Handboken Bygg, 1984). Den underliggande lösa leran 
har samma tunghet som torrskorpeleran, 17 kN/m3. Leran har en reducerad odränerad 
skjuvhållfasthet på 10 kPa i underkant torrskorpa och ökar därefter med 1 kPa per 
meter mot djupet. Leran är överkonsoliderad med 10 kPa till 6 meters djup och 
därefter antas den vara överkonsoliderad med 20 kPa. Leran antas vara normalt 
överkonsoliderad med en överkonsolideringsgrad under 1,5. Kompressionsmodulen, 
M0, beräknas som k . cd där k =350 för en mellanplastisk lera (Handboken Bygg, 
1984). Modulen ML har satts till 400 kPa för det översta lerlagret samt 800 kPa för det 
understa. Modulökningen M´ antas vara 11 respektive 13 kPa/m. Den vertikala 
permeabiliteten i leran antas vara 1 .10-9 m/s för det övre lerlagret samt 1.10-10 m/s för 
det undre. 

    

Figur 3.1 Lerans lagerföljd 



CHALMERS, Civil and Environmental Engineering, Master’s Thesis 2007:30 9

3.2 Silt 
Det andra jordmaterialet är silt, vilket antas ha samma materialegenskaper genom hela 
mäktigheten ner till berg (Figur 3.2a). Silten antas ha en omättad tunghet på 18 kN/m3 
samt en mättad effektiv tunghet på 10 kN/m3. Silten har antagits ha en inre 
friktionsvinkel på 31˚ och en E-modul som uppskattats till 10 MPa. 

3.3 Grusig sand 

Den grusiga sanden har i likhet med silten homogena materialegenskaper ner till berg, 
se Figur 3.2b. Den grusiga sanden antas ha en omättad tunghet på 19 kN/m3 samt en 
mättad effektiv tunghet på 11 kN/m3. Sanden har antagits ha en inre friktionsvinkel på 
38˚ och en E-modul på 25 MPa.    

 

Figur 3.2 a) Siltens jordlagerföljd   b) Grusig Sands lagerföljd 



CHALMERS, Civil and Environmental Engineering, Master’s Thesis 2007:30 10 

4 Dimensioneringsmetoder som använts 
I bärighets- och sättningsberäkningar har partialkoefficientmetoden tillämpats om 
inget annats nämns. Detta innebär att säkerheten beaktas genom att koefficienter har 
lagts på materialparametrar och för beräkningsmodell. Förutsättningarna ska väljas så 
att den farligaste kombinationen av bärförmåga och lasteffekt uppmärksammas. Detta 
gäller för såväl utförande som för användningen av geokonstruktionen. Med hänsyn 
till hur stora personskador som kan uppkomma om ett brott i konstruktionen skulle 
uppstå, väljs en säkerhetsklass (Bergdahl, 1993).  

Dimensionering av grundläggningen görs i bruks- och brottgränstillstånd, d.v.s. en 
granskning där man dimensionerar konstruktionen för att uppnå acceptabel säkerhet 
för både normaltillståndet samt då maximal belastning råder. I vissa beräkningar har 
totalsäkerhetsfaktor använts. Vid beräkning med totalsäkerhetsfaktor utförs 
dimensioneringen med en faktor som har tagits fram genom erfarenhet och 
utvärderingar. 

4.1 Brottgränstillstånd 

I brottgränstillståndet kontrolleras den vertikala bärförmågan för geokonstruktionen. 
För att beräkna bärförmågan krävs det att den dimensionerande jordmodellen och 
lastmodellen tas fram. Tillvägagångssättet för hur bärförmågan har beräknats, 
beskrivs i kapitel 9.2. Vid beräkning i brottgränstillstånd har dimensionerande 
materialvärden tagits fram genom division med koefficienterna för säkerhetsklass, γn, 
och material, γm, enligt: 

nm

k
d

f
f

γγ ⋅
=                   (4.1) 

För denna dimensionering föreligger risk för enstaka personskada, varvid 
säkerhetsklass 2 har valts med säkerhetsfaktor γn=1,1. För lera sätts  γmc för 
skjuvhållfastheten till mellan 1,6 och 2,0 i brottgränstillstånd, beroende på hur mycket 
undersökningar som har gjorts på skjuvhållfastheten (Bergdahl, 1993). Eftersom 
beräkningarna utförs på fiktiva markförhållanden har säkerhetsparametern valts till 
1,8. Dimensionerade värde på materialens tunghet har valts lika med det 
karakteristiska värdet eftersom tungheten erfarenhetsmässigt uppvisar en liten 
variation erfarenhetsmässigt. 

För friktionsjord reduceras friktionsvinkeln genom att partialkoefficienterna läggs på 
tan θ enligt: 

nm

k
d γγ

φ
φ

⋅
=

tan
arctan                  (4.2) 

Partialkoefficienten, γmΦ, för hållfasthetsparametern tan Φ väljs oftast mellan 1,1 –1,3 
(Bergdahl, 1993). Även i detta fall har koefficienten valts försiktigt, 1,2 i 
brottgränstillstånd.  



CHALMERS, Civil and Environmental Engineering, Master’s Thesis 2007:30 11

4.2 Bruksgränstillstånd 

I bruksgränstillstånd ska geokonstruktionen klara av de belastningar som den normalt 
utsätts för. Vid dimensionering av geokonstruktioner i bruksgränstillstånd är det 
vanligen sättningar som undersöks. Detta görs för att rörelser och deformationer inte 
skall skada byggnadskonstruktionen. Dimensionerande värden på ingående 
parametrar räknas på motsvarande sätt som i brottgränstillståndet, förutom att 
koefficienterna är något lägre.  

Partialkoefficienten för lerans skjuvhållfasthet ligger i bruksgränstillstånd mellan 1,3 
och 1,6. Även i detta fall väljs ett värde högt i intervallet, γmc= 1,6 eftersom 
beräkningarna utförs för fiktiva markförhållanden Vid sättningsberäkning för silt och 
sand, används jordmaterialets elasticitetsmodul, E. Enligt normen ligger 
partialkoefficienten för elasticitetsmodulen, γmE, mellan 1,3 och 1,6. För silt har 
koefficienten γmE valts till 1,5 och för sanden har γmE valts till 1,4 (Bergdahl, 1993). 
Silten uppfattas som ett besvärligare jordmaterial och har därmed en högre 
partialkoefficient. Även i bruksgränstillståndet är partialkoefficienten för tungheten 
lika med 1,0. För vidare information om hur sättningsberäkningarna har utförts 
hänvisas läsaren till kapitel 9.1. 



CHALMERS, Civil and Environmental Engineering, Master’s Thesis 2007:30 12 

5 Laster som verkar på monteringshallen 
När hallen står uppställd kommer den att utsättas för olika belastningar. Dessa laster 
är både statiska och dynamiska. Nedan beskrivs de laster som påverkar hallen och 
som kommer att ge upphov till stödreaktioner, se även bilaga 3. I de lastfall som 
rapporten behandlar har laster bestämts med hänsyn till förhållanden från Mälardalen. 
Detta examensarbete innefattar inte att ta fram laster för de olika lastfallen. Lasterna 
har erhållits från NCC Teknik i Solna som i sin tur fått uppgifter från hallkonstruktör 
samt hallfabrikant. 

5.1 Egentyngd 

Hallstommens egentyngd består av stålfackverkets tyngd samt av den heltäckande 
gummiduken. Egentyngden uppgår till 120 kN per upplag (Fooladi, 2006).  

5.2 Traverslast 

Storleken på traverslast kommer i verkligheten att variera efter hur tunga 
byggsektioner traversen lyfter. I rapporten definieras två fall av traverslast, dels enbart 
traversens egentyngd som uppgår till 90 kN och dels den dynamiska last som inverkar 
då traversen kör fullastad. Traversens maxlast är 20 kN (Fooladi, 2006). 

5.3 Vindlast 

Storleken på den vindlast som verkar på hallen bestäms utifrån var hallen placeras 
geografisk. I karta nedan fås att referenshastigheten i Mälardalen uppgår till 24 m/s 
(BFS, 2003:6).  

 

 

 

 

 

 

 

Figur 5.1 Geografisk karta över vindens 
referenshastighet (BFS, 20003:6) 

 



CHALMERS, Civil and Environmental Engineering, Master’s Thesis 2007:30 13

5.4 Snölast 

Dimensionerande snölast beräknas utifrån ett grundvärde för snölast på mark baserat 
på var konstruktionen är placerad geografiskt. Grundvärden för snölast på mark, enligt 
BKR (Boverket, 2003), representerar den snölast som i genomsnitt återkommer en 
gång på 50 år. I Mälardalen uppgår föreskriven snö på mark till 2,0 kN/m2 (BSV, 
1997). Detta grundvärde korrigeras därefter med hänsyn till hur taket är utformat, 
d.v.s. hur stor risk utformningen utgör för snöanhopning till följd av ras och glidning. 
Även energiförluster genom tak och annan termisk påverkan kan ha inverkan vid 
dimensionering av snölast. 



CHALMERS, Civil and Environmental Engineering, Master’s Thesis 2007:30 14 

6 Lastfall 
Rapporten behandlar tre lastfall, kortidslast-tryck, korttidslast-drag samt långtidslast. 
Dessa lastfall har tagits fram genom en ramanalys som utfördes av konstruktör på 
NCC Teknik. Konstruktören har i sin tur erhållit aktuella lastparametrar från 
hallkonstruktören och hallfabrikanten. I rapporten benämns monteringshallens 
stödben enligt Figur 6.1.  

 

Figur 6.1 Benämning av stödben 

Lasterna i monteringshallen kommer att behandlas utifrån symmetri. De två 
långsidorna förväntas föra ner lika stora laster i stödbenen på motsatt sida d.v.s. lasten 
på stödben C1 antas vara lika stor som på stödben C6. Även kortsidorna antas ha lika 
stora laster på motsatta ben. Detta bestäms efter antagandet att man inte vet från vilket 
håll vinden kan komma att påverka hallen. I lastfallet långtidslast tas ej hänsyn till 
detta då lastfallet ej påverkas av vindlasten. Dessutom förväntas traversen vara 
parkerad utmed samma kortsida då den inte används vilket medför att 
långtidsbelastningens storlek är större på denna sida. 

6.1 Korttidslast 

Det första lastfallet, korttidslast med avseende på tryck, har använts vid 
bärighetsberäkning. Den dimensionerande korttidslasten är den största last som hallen 
utsätts för och som förs ned i dess stödben. De krafter som medverkar till 
korttidslasten är vind-, snö- och traverslast, se ekvation 6.1. Vindlasten som påverkar 
är max vindlast som medför positiv vindlast, d.v.s.. vinden trycker ner 
monteringshallens tak enligt Figur 6.2a.  Med traverslast avses de dynamiska effekter 
som påverkar hallen då traversen är igång och kör fullastad.   

positivvvtsetryck QQQQQQ ⋅+⋅+++= 3,13,1                (6.1) 

Det andra korttidslastfallet beror av de negativa vindlaster som kan uppkomma när det 
blåser, se Figur 6.2b. Uppgifter om lastens storlek har hämtats från ett tidigare fall, 
Fyrisstrand i Uppsala. Detta lastfall ligger till grund för dimensionering av 
förankringsåtgärd. Monteringshallen består av en relativt lätt fackverkskonstruktion 
som kräver förankring. Vid dimensionering av förankringslast tillgodoräknas inte 



CHALMERS, Civil and Environmental Engineering, Master’s Thesis 2007:30 15

hallens hela egentyngd. Egentyngden reduceras till 0,85 av ursprungligt värde för att 
beräkningar skall vara på den säkra sidan.  

 

Figur 6.2 a) Korttidslast-tryck   b) Korttidslast-drag   

Eftersom monteringshallen är en temporär byggnad kan vindlasten reduceras med 
avseende på under vilka månader hallen uppförs (BKR). Hallkonstruktören anser att 
denna hall är så pass stabil att vindlasten i detta fall kan reduceras till lägsta värde 
enligt BKR, d.v.s. vindlasten reduceras till 0,62 av dimensionerande vindlast oavsett 
under vilken årstid hallen kommer att vara uppförd (Fooladi, 2006). 

6.2 Långtidslast 

Det tredje lastfallet, långtidslast, används vid sättningsberäkningar. Monteringshallens 
dimensionerande långtidslast består av dess egentyngd samt av traversens egentyngd, 
se ekvation 6.2.  

tselångtid QQQ +=                   (6.2) 

Då traversen är parkerad belastas stödben G1 och G6 av traversens egentyngd d.v.s.. 
65 kN extra läggs på vartdera benet se Figur 6.3.  

 

Figur 6.3 Långtidslast 



CHALMERS, Civil and Environmental Engineering, Master’s Thesis 2007:30 16 

7 Grundläggningsmetoder 
Nedan beskrivs olika förstärkningsmetoder som kan tänkas användas vid 
grundläggning av monteringshallarna. De grundläggningsmetoder som valts att 
studera i rapporten har tagits fram tillsammans med NCC Teknik samt Hercules 
Grundläggning AB. Två huvudtyper av grundläggning har studerats, yt- respektive 
djupgrundläggning. 

7.1 Plattgrundläggning 

Som tidigare nämnts står monteringshallens pelare på stålfötter. Dessa sprider lasten 
på en begränsad yta med en storlek på 1,2 x 3 m2. I sämre jordar har denna 
lastspridning visat sig vara otillräcklig. För att få bättre lastspridning kan den 
lastspridande ytan ökas t.ex. med hjälp av plåtar. 

7.1.1 Lastspridande plåtar 

Lastspridande plåt är en ytgrundläggningsmetod där plåten läggs under stålfoten för 
att öka lastspridningen. Detta är en enkel metod för att minska sättningarna och få ett 
ökat värde på bärigheten. Dimensionerna på plåtarna kan varieras, i denna rapport har 
plåtar med en tjocklek på tre cm och en area på 2,4 x 2,4 m2 använts. Även två plåtar i 
bredd som medför en platta med dimension 2,4 x 4,8 m (benämns i rapporten som 
dubbla plåtar) har studerats i bärighets- och sättningsberäkningar.  

Fördelen med denna metod är att den är mycket enkel och snabb att utföra. Den är 
också mycket ekonomisk då plåtarna kan återanvändas i kommande projekt. 

7.2 Pålgrundläggning 

Pålar är en djupgrundläggningsmetod som används för att fördela och överföra 
vertikala och horisontella laster från den överliggande byggnaden ner till jordlager 
med bättre bärighets- och sättningsegenskaper. Lasterna överförs från pålen till den 
omgivande jorden genom spets och mantel. Hur stor del av lasten som förs ned genom 
manteln respektive spetsen beror på vilket jordmaterial som finns samt till viss del hur 
pålen är slagen. Användning av pålar ökar bärförmågan och reducerar sättningarna. 
Ofta används pålar för tyngre byggnader och större anläggningar där de ytliga 
jordlagren saknar tillräcklig bärförmåga för att klara av den aktuella lasteffekten. 
Pålning är en metod som används för de flesta jordarter och är mycket vanlig för 
glaciala och postglaciala leror samt mellanjordar som silt och finsand (Holm, Olsson, 
1993). 

Pålens bärförmåga begränsas dels av pålens lastkapacitet och dels av den geotekniska 
bärförmågan. Det lägsta värdet av lastkapaciteten och den geotekniska bärförmågan 
blir dimensionerande. Eftersom pålarna befinner sig under byggnaden är de svåra att 
inspektera och reparera. För att verifiera den geotekniska bärförmågan krävs därför 
kontroll av pålarna under installationen. Kontrollen utgörs oftast av 
stoppslagningsmätning, där man mäter pålens bärförmåga och hur den ökar med 
neddrivningsdjupet (Pålkommissionen, 1996).  



CHALMERS, Civil and Environmental Engineering, Master’s Thesis 2007:30 17

Nedan beskrivs några olika påltyper som har analyserats i detta arbete. Inga 
detaljlösningar har studerats för hur infästningen mellan påle/pelare och hallens stålfot 
bör utformas. Några enkla förslag har dock getts.  

7.2.1 Betongpålar 

Den vanligaste typen av pålar i Sverige är betongpålar. Dessa är förtillverkade i fabrik 
där pålarnas dimension är standardiserad i olika klasser. Pålarna tillverkas inomhus 
och längderna varierar mellan 3 till 13 meter. Tvärsnittet på pålarna är vanligen 
kvadratiskt, se Figur 7.1, men det finns andra typer, exempelvis runda och åttakantiga 
(Pålkommissionen, 1996).  

 

Figur 7.1 Betongpålar med bergsko (www.hercules.se) 

Betongpålarna finns i tre standardklasser, SP1, SP2 och SP3. SP1 har ett kvadratiskt 
tvärsnitt med sidan 235 mm och tar i brottgränstillstånd maximalt en lasteffekt på 550 
kN. Både SP2 och SP3 har ett kvadratiskt tvärsnitt med sidan 270 mm och tar 
maximalt 750 kN i brottgränstillstånd. Dessa värden är dimensionerande för 
lastkapaciteten när platskontroll inte kan utföras. Skarvning utförs med 
standardiserade delar som har tillräcklig styvhet och klarar att överföra laster och 
moment som uppstår både vid installationen och brukandet (Pålkommissionen, 1996). 

Vid installation av pålarna används ofta en hydraulisk fallviktshejare. Fallviktshöjden 
anpassas efter pålens neddrivningsmotstånd. För att installera betongpålarna krävs det 
att jordförhållandena är noga undersökta. Det är även viktigt att jorden inte innehåller 
block som kan skada pålen då den slås ner i marken. 

Det finns många fördelar med betongpålar. De är billiga i förhållande till många andra 
pålsorter, de är lätta att få tag i och metoden med betongpålar är en mycket beprövad 
metod med omfattande forskning. Dessutom har betongpålar stor mantelfriktion och 
kan därmed användas både som mantelbärande och spetsbärande. Ytterligare fördelar 
är att betongpålen kan användas både som friktions- och kohesionspåle samt ta upp 
både tryck- och dragbelastningar. Vanligtvis brukar inte betongpåle rekommenderas 
som dragförankring då eventuell sprickbildning skulle kunna medföra avrostning. I 
detta fall står hallen uppförd under så pass kort tid att avrostning inte behöver tas 
hänsyn till. En annan fördel med betongpålning under monteringshallen är att huset 
som skall byggas innanför antagligen också grundläggs med betongpålar, om extra 
förstärkningsåtgärder krävs för markförhållandet. Detta medför att utrustning redan 
finns på plats och man kan bortse från etableringskostnad. 

Det finns dock inte bara fördelar med betongpålar. En nackdel är att det krävs en stor 
maskin vid installationen som i vissa områden kan vara svår att framföra. En annan 
nackdel är att installationen av pålarna sker genom nedslagning. Installation genom 
slagning kan orsaka skadliga vibrationer och massuppträngning.  



CHALMERS, Civil and Environmental Engineering, Master’s Thesis 2007:30 18 

7.2.2 Stålpålar 

Stålpålar finns i olika storlekar och fabrikat. En vanligt förekommande typ är 
Rautaruukki-pålar (RR-pålar) som utvecklats i Finland. RR-pålar är en typ av stålpåle 
som installeras genom tryckning eller slagning. Systemet är typgodkänt i Sverige och 
Finland och består av stålrör, hylsskarvar, pålspetsar och topplattor. RR-pålarna 
används för att grundlägga olika typer av byggnader och anläggningar. Pålarna finns i 
en mängd olika storlekar och kan skarvas så att lasterna kan föras ner till jorden på ett 
lämpligt sätt. Den minsta påltypen har en bärförmåga runt 100 kN och den största runt 
1500 kN (Rautaruukki, 2004).  

En fördel med RR-pålar är att de som ovan nämnts är lätta att skarva. Stålpålen är 
ihålig vilket medför att eventuell kontroll av pålens rakhet är enkel att utföra. I och 
med att pålen är ihålig kan den fyllas med betong och på så sätt ges ökad lastkapacitet. 
Installationen kan ske både genom slagning och genom borrning. Det sistnämnda 
medför mindre vibrationer som kan vara skadliga för omgivningen. Installationen ger 
också mindre jordundanträngning då pålarna har liten diameter i jämförelse med 
exempelvis betongpålar. Ytterligare en fördel är att installationen utförs med en 
relativt liten maskin, se Figur 7.2, vilket medför att den kan användas på platser med 
liten yta. RR-pålar har dock dålig friktion längs manteln samtidigt som mantelarean är 
relativt liten vilket medför att pålen fungerar bäst som spetsbärande påle.  

 

Figur 7.2 Nedslagning av RR-pålar (www.hercules.se) 

7.2.3 Injekteringspåle 

Ischebeck Titanpåle kan användas som förankringsstag, jordspik eller som en påle 
som kan ta både tryck- och dragbelastningar. Titanpålen slås inte ner i marken som 
många andra sorters pålar gör utan staget fungerar som ett borrstål med en borrkärna 
längst fram. Härmed borras staget ner genom berget eller jorden istället för att slås.  

Samtidigt som staget borras ner genom jordmaterialet injekteras en cementsuspension 
genom staget. Denna suspension fungerar som en spolarvätska under borrningen men 
bildar även en cementkropp omkring borrstålet. Cementkroppen har som uppgift att 
föra över lasten till omgivande jord samt utgöra ett korrosionsskydd för stålet, se 
Figur 7.3. I detta fall kommer monteringshallen endast vara i bruk under sex månader 
vilket gör att ingen hänsyn behöver tas till korrosionsskydd (De neef, 2004).  



CHALMERS, Civil and Environmental Engineering, Master’s Thesis 2007:30 19

 

Figur 7.3 Skiss över TITAN-påle (De neef, 2004) 

En stor fördel är att borrning och injektering sker samtidigt vilket medför att 
installationen går fortare än med mer traditionella metoder. En annan fördel är att 
omgivningen inte blir påverkad av installation genom borrning. Ytterligare en fördel 
är att borrade injekteringspålar inte utsätts för lika stora påfrestningar när pålen 
installeras som slagna pålar utsätts för. Titanborrstålet är dessutom ihåligt vilket 
medför enkel kontroll av rakhet. Installationen utförs även här med en relativ liten 
maskin. I förhållande till betongpålar är detta en dyr grundläggningsmetod men den 
kan vara försvarbar på stora lerdjup samt i markförhållanden med sand. För projekten 
kan det även vara ekonomiskt då stagen används för att ta upp både tryck- och 
dragbelastningar. 

7.3 Jordförstärkning 

Ofta innebär byggande på lös lera eller annat löst jordmaterial stora problem. Stora 
risker för både vertikala och horisontella deformationer föreligger. Med hjälp av in 
situ-metoder som kalkcementpelare och MDM-pelare, vilket innebär att man borrar 
och tillsätter material i marken för att skapa pelare på plats, kan jordens 
deformationsegenskaper förbättras avsevärt (www.hercules.se). 

7.3.1 KC-pelare/ MDM-pelare 

Kalkcementpelare är en förstärkningsmetod som minskar sättningarna och ökar 
stabiliteten av jorden. Metoden används främst i lera men är lämplig också i andra 
lösa jordarter. Tillvägagångssättet för metoden är att ett blandningsverktyg roteras ner 
i jorden till avsett djup. Därefter roteras blandningsverktyget upp i motsatt riktning 
samtidigt som bindemedel blandas in i jorden.  

Kalkcementpelarna har vanligtvis en diameter på 0,6 eller 0,8 m och kan göras 
omkring 25 m långa. Pelarna kan sättas i valfritt mönster för att ge optimal verkan. 
Pelarna kan sitta singulärt, vilket är vanligt vid vägbyggnationer, eller installerade i 
varandra som ett block eller skivor.  

För jordförstärkning i samband med grundläggning av monteringshallarna klara dock 
inte KC-pelare de tryckbelastningarna som uppkommer i korttidsfallet. Pelarna 



CHALMERS, Civil and Environmental Engineering, Master’s Thesis 2007:30 20 

kommer framförallt krossas i ovankant, vilket leder till för stora deformationer. 
Hercules Grundläggning AB har vidareutvecklat kalkcementpelare till en ny metod 
som kallas MDM (Modified Dry Mixing). Denna metod ger en betydligt högre 
hållfasthet hos pelarna. Metoden skiljer sig en aning från den traditionella 
kalkcementpelarmetoden. I MDM-metoden blandas vatten in, och pelaren får en mer 
homogen struktur och kan utföras även ovan grundvattenytan. Pelare kan härmed 
utföras ända upp till markytan. Mängden bindemedel kan varieras för att anpassas till 
olika jordlager och även olika jordlagerföljder (Dannewitz, 2006). Metoden passar bra 
för att ta upp stora punktlaster, vilket är fallet med monteringshallen. Figur 7.4a visar 
hur inblandningsverktyget borras ner i marken vid tillverkning av MDM-pelare. Figur 
7.4b visar hur homogena och robusta pelarna blir i marken efter att de har brunnit och 
uppnått sin hållfasthet. 

 

a) Tillverkning av MDM-pelare  b) Uppgrävning av MDM-pelare 

Figur 7.4 MDM-pelare (www.hercules.se) 

Fördelarna med metoden är att den kan anpassas till olika markförhållanden. Metoden 
är också miljövänlig i avseende på buller. MDM-pelare kan också ta dragkrafter om 
de förses med stag som greppar i pelarmaterialet (Eriksson, www.hercules.se). Vidare 
överförs dragkrafterna till pelarens stora mantelarea, se vidare kapitel 8.2.3. Detta kan 
medföra ekonomiska fördelar vid grundläggning av monteringshallarna då 
förankringen gärna får kombineras med grundläggningsåtgärden. För att MDM-pelare 
skall vara ekonomiskt försvarbart för grundläggning av monteringshallen, då 
etableringskostnaden är hög, bör även huset grundläggas på MDM-pelare. Då samma 
maskin används för KC-pelare kan MDM-pelare rekommenderas för 
monteringshallen även om förslagsvis en parkering eller väg i närheten grundläggs på 
KC-pelare. 

Metoden kräver dock att markförhållandena är noga utvärderade. Gamla ledningar 
och pålar kan ställa till med stora problem vid installationen. Även block, stora stenar 
samt stubbar försvårar installationen. Metoden kräver en noggrann utvärdering och 
kontroll, därför bör aktiv design tillämpas. Vid grundläggning på MDM-pelare utförs i 
nuläget alltid uppdragning av en viss procent av pelarna. Även kärnprover tas på de 
härdade MDM-pelarna (Dannewitz, 2006). 



CHALMERS, Civil and Environmental Engineering, Master’s Thesis 2007:30 21

Denna studie behandlar endast fiktiva fall av olika markförhållanden vilket gör att det 
är svårt att precisera vilka egenskaper pelarna bör ha. Egenskaperna bör studeras i fält 
och provpelare skall installeras i området. Efter att en provpelare har utvärderats kan 
en mer noggrann utförandebeskrivning tas fram. Detta för att erhålla pelare med 
acceptabel homogenitet och hållfasthet. 



CHALMERS, Civil and Environmental Engineering, Master’s Thesis 2007:30 22 

8 Förankringsmetoder 
I tidigare projekt med monteringshallar har den vertikala förankringen satts enligt 
Figur 8.1. I denna rapport kommer vald vertikal förankring att placeras under samma 
stödben som hos tidigare fall. Ofta krävs även sidoförankringar för byggnader av 
denna typ. Denna hall anses dock vara så stabil i sidled att inga sidoförankringar 
behövs (Fooladi, 2006).  För förankringsåtgärder som även kan ta hand om 
tryckbelastningar kommer eventuell omplacering av förankring att diskuteras, se 
kapitel 11.3.  

 

Figur 8.1 Placering av vertikal förankring 

8.1 Bergförankring 

Injekterad bergförankring är idag en etablerad teknik för att förankra både temporära 
och permanenta konstruktioner. Bergstagen utförs i princip på samma sätt oberoende 
av vilket sorts stag som används. Den injekterade förankringen utförs genom att ett 
foderrör borras ner till berg. Ett borrhål borras därefter ca 3-7 m i berget. Efter att 
borrhålet har rengjorts från borrkax förs staget ner genom foderröret till botten av 
bergborrhålet. Hålet fylls med cementbruk och foderröret dras upp. Förankringen 
provdras när cementbruket har härdat vilket brukar inträffa efter 7-10 dygn (Handbok 
Bygg, 1984).  

För projektet är bergförankring en relativ enkel åtgärd vid de markförhållanden där 
berget inte ligger alltför långt ner. På mycket små djup kan det vara det enda 
alternativet då tillräcklig mantelfriktion inte uppnås för andra alternativ. Vid 
grundläggning på stålfot eller plåt borde en enkel infästning mellan bergförankring 
och grundläggningsåtgärd gå att utföra med hjälp av befintliga hål i stålfot eller 
borrade hål i plåt.  

De stag som tas upp i denna rapport består av ett antal vajrar i ett knippe. Fördelar 
med vajrar är att de är enkla att installera och att längden är flexibel. Ytterligare en 
fördel är att det egentligen inte finns någon begränsning på hur mycket dragkraft de 
kan ta upp då det bara är att öka antalet vajrar. Rapporten har tittat på tre olika sorters 
vajrar, DYWIDAG-linor, H20-linor samt SUPA-linor. 

 



CHALMERS, Civil and Environmental Engineering, Master’s Thesis 2007:30 23

8.2 Jordförankring 

Detta avsnitt tar upp två sorters jordförankring. Det första är förankring med 
kohesions- och friktionspålar. Här krävs att förankringsåtgärdens mantelarea är 
tillräckligt stor för att uppnå önskad mantelfriktion. Den andra 
jordförankringsmetoden är injekterad dragstagsförankring. Det finns många likheter 
mellan injekterad jordförankring och bergförankring. I vår nordiska region används 
t.ex. samma borrutrustning för jordstag som för bergstag, beroende på att jorden ofta 
innehåller block och sten (Handboken Bygg, 1984). Nedan ges några förslag på 
alternativ som skulle kunna fungera som dragförankring. 

8.2.1 Betongpåle 

Betongpålar används, som tidigare nämnts, som tryckupptagande kohesions- och 
friktionpålar. Är monteringshallen grundlagd med betongpålar skulle detta medföra 
ett ekonomiskt fördelsaktigt alternativ om de samtidigt kunde ta hand om 
monteringshallens dragbelastningar. Pålmaterialets dimensionerande 
lyftkraftsförmåga har i brottstadie satts till 200 kN per påle för standardklass SP1 
(Dannewitz, 2007). 

8.2.2 HEA-balk 

En enkel förankringsmetod är att använda t.ex. HEA-balkar som kohesions- och 
friktionsstag. Infästning i stålfot eller plåt borde gå att lösa med svetsning mellan balk 
och stålfot/plåt. För detta projekt är fördelarna med HEA-balkar att de kan dras upp 
efter användning och därmed återanvändas i kommande projekt. Dessa balkar kan 
hyras av Hercules Grundläggning AB (Falk, 2007).  

8.2.3 GEWI-stag i MDM-pelare 

Ett enkelt sätt att ta hand om dragbelastningar då man har använder sig av MDM-
pelare är att sticka ner en armeringstång, GEWI-stag, i pelaren, se Figur 8.3. Detta 
måste göras precis efter installationen, innan blandningen har hunnit brinna. 
Nedstickningen utförs med maskinen som installerar MDM-pelarna (Dannewitz, 
2007). Förankringen fungerar som injekterad förankring och förankringslängden i 
pelarna beräknas som vid injekterad bergförankring. Detta är ett ekonomiskt och 
enkelt sätt att ta upp dragkrafterna då grundläggning med MDM-pelare är aktuellt. 

 

Figur 8.2 Figuren visar hur ett GEWI-stag är nedstucket i en uppdragen MDM-
pelare (www.hercules.se) 



CHALMERS, Civil and Environmental Engineering, Master’s Thesis 2007:30 24 

8.2.4 TITAN-stag 

Ett injekterat förankringstag som studerats närmare på i rapporten är Ischebecks 
TITAN-stag. Staget har även kontrollerats som grundläggningsåtgärd tidigare i 
rapporten. Användning av injekterat stag vid förankring fungerar på samma sätt som 
vid injekterad pålning, som beskrivits i kapitel 7.2.3. Även fördelarna är de samma 
som vid injekterad pålning. Denna metod är relativt dyr för förankring av en temporär 
monteringshall men kan vara ett kostnadseffektivt alternativ då stora djup gör andra 
förankringsalternativ dyra eller som en samverkansåtgärd för att ta upp både tryck- 
och dragbelastningar. 

 

 

 

 



CHALMERS, Civil and Environmental Engineering, Master’s Thesis 2007:30 25

9 Jordmekanik 

9.1 Sättningar 

I sättningsberäkningar har förstärkningsåtgärder dimensionerats efter det lastfall som 
benämns långtidslast. Konsolideringssättningarna som utvecklas under de sex 
månader, som hallen förväntas vara uppställd, har beräknats. Sättningar har beräknats 
under de bredvidstående par stödben som har störst lastdifferens mellan sig, dels på 
kortsidan och dels på långsidan. För denna monteringshall blir det 
sättningsdifferensen på stödben A1 och A2 på kortsidan samt stödben C1 och D1 på 
hallens långsida som jämförs. Kravet på hur stor sättningsdifferensen får vara mellan 
monteringshallens stödben är 20 mm. Storleken på detta krav har som tidigare nämnts 
satts med hänsyn till traversens körförmåga. 

Rapporten har bortsett från eventuella sättningar orsakade av korttidslaster då dessa 
förväntas verka under så kort tid att endast elastiska deformationer föreligger. I 
sättningsberäkningarna har långtidslasten använts eftersom denna betraktas som 
sättningsgivande. 

För att utföra en dimensionering av en geokonstruktion måste man känna till hur 
spänningarna i jorden är fördelade. Detta är viktigt både före och efter påförandet av 
laster på en platta på mark. En spänningsökning i jorden leder till deformationer. 

Närmemetoden 2:1 har använts i samtliga sättningsberäkningar som beskrivs i 
rapporten. I denna metod antas att lasten sprider ut sig med lutningen 2:1 i studier av 
vertikala tillskottspänningar. Då en utbredd last verkar på ytan b x l sprids lasten så att 
det på djupet z är ett vertikalt spänningstillskott enligt ekvation 9.1(Sällfors, 2001). 

)1)(1(
l
z

b
z

q
Z

++
=Δσ                  (9.1) 

Metoden anses ge en god bild över tillskottspänningarna och ligger på den säkra sidan 
för beräkningar där jordmäktigheten är stor. Då jorddjupet är litet bör inte denna 
metod användas för att den underskattar tillskottspänningen då z är mindre än 
fundamentbredden.  

Inga sättningsberäkningar har utförts på markförhållanden med mäktighet på 50 
meter. Tillskottsspänningen på 10 meters djup är så liten att sättningsberäkningar för 
markförhållanden med djup på 10 meter även har antagits gälla för markförhållanden 
med 50 meters djup. Eftersom det är ett avstånd på 6 meter mellan hallens pelare har 
spänningsökningen till följd av närliggande fundament granskats. Mitt under pelaren 
blir detta tillskott så litet att ingen hänsyn bör tas till detta i beräkningarna.  

Nedan beskrivs hur sättningarna har beräknats i kohesions- respektive friktionsjord. 
Ett sammandrag av resultaten redovisas i kapitel 10.1.  

 

 



CHALMERS, Civil and Environmental Engineering, Master’s Thesis 2007:30 26 

Kohesionsjord 

Efter att ett spänningsdiagram skapats ritas förkonsolideringstrycket, σ’c, och 
gränstrycket, σ’L, in i diagrammet. Sedan har en lämpig skiktfördelning gjorts. 
Därefter beräknas totalsättningen enligt ekvation 9.2. Ekvationen för sättningen består 
av tre delar som beror på effektivspänningens storlek och modulerna, M0, ML och M´. 

( )∑
⎭
⎬
⎫

⎩
⎨
⎧

⎟⎟
⎠

⎞
⎜⎜
⎝

⎛
⋅−Δ++⋅+

−
+

−
⋅=

L
L

L

LC

M
M

MMM
h

'
''

0'

'
0

'

0

'
0

'

1ln1 σσσ
σσσσ

δ          (9.2) 

I jordar med låg permeabilitet blir sättningsförloppet utdraget i tiden och sättningar 
vid en viss tidpunkt beräknas med hjälp av en tidsfaktor, Tv, som beror av tiden, t, och 
dräneringshöjden, h.  

2h
tCT VV ⋅=                   (9.3) 

Konsolideringskoefficienten, Cv, beräknas enligt nedan 

W

Lv
V

Mk
C

γ
⋅

=                   (9.4)  

Ur ett diagram erhålls, utifrån tidsfaktorn, medelkonsolideringsgraden, Uv, för 
beräknad tidpunkt. Detta värde multipliceras med beräknad tidsberoende sättning. 
Därefter summeras den tidsberoende sättningen med den momentana sättningen för 
att få slutsättningen efter beräknad tidpunkt, i dessa fall efter sex månader (Sällfors, 
2001). 

Friktionsjord 

Sättningar i silten och den grusiga sanden utbildas momentant. Vid sättningsberäkning 
har ett spänningsdiagram skapats. I friktionsjord beräknas sättningen genom att 
medeltillskottsspänningen utvärderas för varje enskilt skikt. Därefter summeras varje 
skikts sättning enligt ekvation 9.5 (Sällfors, 2001). 

∑ Δ
⋅=

E
h σδ                  (9.5 ) 

Sättningsberäkningar för monteringshallen kan följas i bilaga 4. 

9.2 Bärighet 

När en grundplatta utsätts för en vertikalbelastning av tillräcklig storlek kommer 
jorden under plattan att gå till ett brottgränstillstånd. Vilken typ av brott som inträffar 
i jorden beror på lagringstätheten samt grundplattans relativa grundläggningsdjup. 
Oftast uppstår det ett skjuvbrott. I detta avsnitt beskrivs hur bärigheten har beräknats 
för de olika bärighetsmetoderna. 



CHALMERS, Civil and Environmental Engineering, Master’s Thesis 2007:30 27

9.2.1 Lastspridande plåt 

Det grundtryck vid vilket de allmänna skjuvbrottet inträffar kan beräknas med den 
allmänna bärighetsekvationen. Den allmänna bärighetsekvationen baseras på Prandtls 
ursprungliga bärighetsformel. Bärighetsekvationen har sedan dess försetts med en rad 
olika korrektionsfaktorer som används då exempelvis excentrisk last förekommer eller 
då underliggande markyta lutar. Bärighetsformeln (9.6) är generell och tillämpbar för 
kohesions- och friktionsjordar.  

γγ ξγξξ NbqqNcNq efqccb ´5,0++=                (9.6) 

Ekvationens första term avser bidraget från jordens kohesion c. Den andra termen 
avser bidraget av överlagringstrycket på grundläggningsnivån och den tredje är 
bidraget från jordens tunghet där brottet sker. I termerna finns bärighetsfaktorer Nx 
och korrektionsfaktorer ξx som beaktar avvikelser från grundfallet (Bergdahl, 1993). 

I beräkningar inom denna rapport kommer ingen korrektion göras med hänsyn till 
excentrisk last, lutande last eller om marken lutar. Det sistnämnda får korrigeras för 
enskild byggplats. I dessa beräkningar har korrigering gjorts med hänsyn till 
fundamentform då den allmänna bärighetsekvationen i sin grundform enbart gäller för 
långsträckta fundament.  

Nedan beskrivs beräkningsgången vid beräkning av bärighet med lastspridande plåtar 
för kohesion- och friktionsjordar. 

Kohesionsjord 

För de markförhållanden där lera överlagras av en meter torrskorpelera har 
bärighetsberäkningar gjorts med två olika metoder. Båda metoderna tar hänsyn till att 
leran överlagras med ett starkare material. I den första metoden har hänsyn tagits till 
att en stansning sker genom den överliggande torrskorpeleran. Den andra metoden tar 
hänsyn till att det sker en lastspridning ner till den underlagrande leran med 2:1-
metoden (Bergdahl, 1993).  

I metoden då stansning föreligger beräknas bärigheten enligt ekvation 9.7. Endast 
kohesionsdelen tas med i formeln eftersom överlagringstrycket på 
grundläggningsnivån är noll. 

ccub Nkcq ξ011=                   (9.7) 

koefficienten, 1k , beräknas enligt ekvation 9.8.    

0,1;
)(2

1
1

2
01 <+

+
= ks

c
c

Nlb
lbh

k c
u

u

cefef

efef                (9.8) 

21 , uu cc  är lerornas odränerade skjuvhållfastheter där 1uc är skjuvhållfastheten för den 
fastare leran. Avståndet mellan underkant fundament till överkant på den lösare leran 
betecknas h  i formeln ovan. Bärighetsfaktorn, 0

cN , är i odränerat tillstånd lika med 



CHALMERS, Civil and Environmental Engineering, Master’s Thesis 2007:30 28 

2+π . Eftersom hänsyn endast tas till inverkan av fundamentets form är 
korrektionsfaktorn cξ  lika med formfaktorn, cs , som beräknas med formeln (9.9) 

 
ef

ef
c l

b
s 2,01+=                  (9.9) 

I den andra metoden, som tar hänsyn till att lastspridning sker genom den fastare 
leran, beräknas bärförmågan med nedanstående formel. 

 ccub Nkcq ξ021=                (9.10) 

där 2k  beräknas enligt nedan 

 )1)(1(
1

2
2

efefu

u

l
h

b
h

c
c

k ++=               (9.11) 

Ingående parametrar i denna beräkning är de samma som använts i metoden med 
stansning. 

Friktionsjord 

I den grusiga sanden och silten bidrar endast jordens tunghet till bärigheten. Detta 
beror på att jorden saknar kohesion och att plattan läggs direkt på mark. Värdet på 
tungheten är medelvärdet av jordens tunghet i området där brottet förväntas ske. 
Bärigheten beräknas enligt ekvation 9.12. 

γγ ξγ Nbq efb ´5,0=                (9.12) 

Koefficienten , γN , har följande matematiska utseende 

⎥
⎦

⎤
⎢
⎣

⎡
−

−
+

= 1
sin1
sin1)(

)tan
2

3
( φ
π

γ φ
φφ eFN             (9.13) 

Funktionen )(φF beräknas enligt ekvation 9.14. 

 φφφ 2sin04836,02sin3231,008705,0)( 2−+=F           (9.14) 

Eftersom hänsyn endast tas till inverkan av fundamentets form är korrektionsfaktorn 
γξ  lika med formfaktorn, λs , som beräknas med formeln nedan 

 
ef

ef

l
b

s 4,01−=λ                (9.15) 

Bärighetsberäkningarna för de enkla åtgärderna med lastspridande plåt kan följas i 
bilaga 5. Resultaten redovisas i kapitel 10.2.1. Bärighetsberäkningen har även 
kontrollerats med ett Excel-program, Plattdim 3.1, som NCC har tillhandahållit. God 



CHALMERS, Civil and Environmental Engineering, Master’s Thesis 2007:30 29

överensstämmelse har visats mellan handberäkningarna och programberäkningarna 
både vad det gäller beräkningar i friktionsjord och kohesionsjord. 

9.2.2 Betongpålar 

Den geotekniska bärförmågan för betongpålar beräknas på olika sätt beroende på om 
det är en kohesionsjord eller en friktionsjord där pålen skall installeras. Är det en 
mindre mäktighet på jordmaterialet än vad som krävs för att en påle ska bli 
mantelbärande blir pålen spetsbärande och pålens konstruktiva bärförmåga 
kontrolleras. Installation av pålar kan utföras med en precision på ca 100 mm. Under 
varje pelarfot erfordras därför minst två pålar för att undvika oönskade 
momentbelastningar i hallkonstruktionen (Fooladi, 2006).   

Betongpålar i kohesionsjord 

Vid pålning störs leran men med en normalkonsoliderad lera återfås hållfastheten. I en 
kohesionsjord baseras beräkningarna på ett medelvärde av den karakteristiska 
skjuvhållfastheten mellan de knäckningsnoder där den sämsta skjuvhållfastheten 
anträffas (Bergström, 2006). För en SP1-påle är det fem meter mellan 
knäckingsnoderna. Den sämsta skjuvhållfastheten anträffas under torrskorpeleran. I 
lera har inte pålens spetsbärförmågebidrag tagits med i beräkningarna för att 
beräkningarna ska vara på den säkra sidan. Den geotekniska bärförmågan, R, för 
betongpålarna fås fram genom att mantelarean, Am, multipliceras med 
mantelbärförmågan fm (Holm, Olsson, 1993). 

mmk AfR =                  (9.16) 

där mantelbärförmågan beräknas enligt följande 

um cf ⋅=α                  (9.17) 

där α-värdet är 1 för betongpålarna då det läggs på reducerad skjuvhållasthet.  

Dimensionerande bärförmåga fås därefter genom att partialkoefficienter läggs på den 
karakteristiska bärförmågan enligt nedan: 

nmm

mk

Rd
d

R
R

γγγ ⋅
⋅=

1                 (9.18) 

För betongpelare sätts γRd till 1,7 och γmm brukar antas ha ett värde mellan 1,3-1,6. 
Här har γmm satts till 1,45 (Holm, Olsson, 1993). 

Betongpålar i friktionsjord 

Beräkningen av den geotekniska bärförmågan för betongpålar i en friktionsjord följer 
beräkningsgången för som finns beskriven i boken Pålgrundläggning från Statens 
geotekniska institut. För pålar i friktionsjord bestäms den geotekniska bärförmågan 
som summan av spetsbärförmåga och mantelbärförmåga, enligt ekvation nedan 
(Meyerhof, 1976) 



CHALMERS, Civil and Environmental Engineering, Master’s Thesis 2007:30 30 

ssmm AfAfR +=                             (9.19) 

Mantelbärförmågan fm beror av medelvärdet av effektivspänningen utmed mantelytan, 
tangens utav friktionsvinkeln och jordtryckskoefficienten Km. Mantelbärförmågan 
räknas ut på med ekvation 9.20. 

mmm Kf ´tan σϕ ⋅⋅=                 (9.20) 

Spetsbärförmågan fs beror av det effektiva överlagringstrycket på pelarens spetsnivå 
samt en bärförmågefaktor Nq. Bärförmågefaktorn utläses ur diagram (Meyerhof, 
1976). Spetsbärförmågan räknas ut på följande sätt. 

osqs Nf ´σ⋅=                  (9.21) 

När mantel- och spetsbärförmågan har beräknats multipliceras de med respektive area 
och adderas, detta ger den totala geotekniska bärförmågan för pålarna. 
Dimensionerande bärförmåga har beräknats enligt ekvation 9.22. Beräkningarna har 
utförts så att den erforderliga längden hos pålarna fås fram. 

⎟⎟
⎠

⎞
⎜⎜
⎝

⎛
+⋅=

ms

sk

mm

mk

Rd
d

RR
R

γγγ
1                (9.22) 

För friktionsjord sätts  γRd och γmm till samma värde som för kohesionsjord. γms väljs 
vanligtvis mellan 1,1-1,3 och har i denna utredning valts till 1,2 (Holm, Olsson, 
1993). 

Ovanstående pålberäkningar för monteringshallen finns att tillgå i bilaga 6.  

9.2.3 Stålpålar  

Stålpålarna har antagits spetsbärande eftersom stålpålens dimension medför liten 
mantelarea. Tre olika dimensioner av RR-pålar har kontrollerats och har därefter 
utvärderats för att finna den mest kostnadseffektiva. I beräkningar har minst två pålar 
använts, se betongpålar ovan. Antal pålar under varje stödben finns utvärderat i bilaga 
7. Stålpålens lastkapacitet fås ur RR-pålningsmanual (Rautaruukki, 2004).  

I de beräkningar som tabellen baseras på har en avrostning på 1,2 mm antagits. I fallet 
med monteringshallarna skall pålarna endast vara verksamma i sex månader och ingen 
hänsyn behöver tas till avrostning. Lastkapaciteten har även kontrollberäknats med ett 
datorprogram, Micropile 1.11 (Bredenberg Teknik), för att bortse från avrostning.  
Som väntat blev lastkapaciteten något högre enligt beräkningar i Micropile vilket 
betyder att lastkapaciteten är på den säkra sidan. 

9.2.4 Injekteringspålar 

Dimensionering av titanpåle har gjorts enligt dimensioneringsguide 3 från Ischebeck 
TITAN (De neef, 2004). Dimensioneringen har genomförts på konventionellt sätt med 
totalsäkerhetsfaktor. Lämplig stagdimension har valts så att tillåten lastkapacitet med 
hänsyn till stagmaterial inte överskrid. Beroende på stagets dimension varierar stagets 
lastkapacitet. Antal stag väljs så att lastkapaciteten är större än den dimensionerande 



CHALMERS, Civil and Environmental Engineering, Master’s Thesis 2007:30 31

lasten. Därefter har en gränsmantelfriktion, qs för aktuell jordart bestämts med hjälp 
empiriska värden, sonderingsresultat och karakteristiska hållfasthetsvärden.  

Därefter väljs lämplig borrkrona, lerborrkrona för lera och silt eller kryssborrkärna för 
sand. Borrkronediameter bestäms utefter aktuell stagdimension. Ett förhållande 
mellan cementkroppens diameter och borrkronas diameter, K1 antas. 
Överslagsmässigt sätts förhållandet K1 till 1,2 för lera och 2,0 för sand. För silt har 
antagits att K1 är 1,6, ett medelvärde mellan lera och sand.  Därefter har 
dimensionerande mantelmotstånd beräknats enligt ekvation 9.23. 

tot

s
d

dKq
γ
π

μ
⋅⋅⋅

= 1               (9.23) 

Totalsäkerhetsfaktorn, γtot, har i detta fall satts till 1,3 då monteringshallen är en 
temporär byggnad. Genom att dividera dimensionerande last med dimensionerande 
mantelmotstånd fås erforderlig förankringslängd, Lför. Till sist har injekteringsstålets 
längd bestämts enligt Figur 9.1. Längden på foderröret har bestämts till Lför + 1,0 m. 
Att det har lagts till en meter beror på att man vanligtvis inte injekterar ända upp då 
injektering försvåras på marknivå genom att det inte hamnar i jorden utan i luften. I 
bilaga 8 kan ovan beräkningsgång följas för pålning med TITAN-påle för 
monteringshallen. 

 

Figur 9.1  TITAN-påle 

I lösa jordarter, framförallt i lösa leror, gyttja och löst lagrad silt, där jordens sidostöd 
mot pålen inte är tillräckligt kan dock pålens knäcklast bli dimensionerande. Tidigare 
har man antagit att om jordlagrets tjocklek är mycket mindre än pålens knäcklängd 
blir knäcklasten inte dimensionerande. I kommande europanorm för mikropålar (nu 
prEN 14199) står dock att knäcklast skall kontrolleras om den karakteristiska 
odränerade skjuvhållfastheten är mindre än 15 kPa (De neef, 2004).  I det fiktiva fallet 
med lera är lerans skjuvhållfasthet 10 kPa vilket får till följd att lastkapaciteten med 
avseende på knäckning bör kontrolleras för detta markförhållande. 

Lastkapacitet med hänsyn till knäckning fås ur Ischebecks TITAN-stag och påle 
dimensioneringsguide 2 (De neef, 2000). I dimensioneringsguidenhar det antagits att 
cementen inuti borrstålet samt 1/3 av det yttre cementskiktet bidrar till pålens 
böjstyvhet, vilket är ett vanligt antagande i Sverige.  



CHALMERS, Civil and Environmental Engineering, Master’s Thesis 2007:30 32 

9.2.5 MDM-pelare 

Normalt sätts MDM-pelare i ett speciellt mönster eller i skivor under en vägbank, men 
i detta fall krävs det ett block för att klara de koncentrerade laster som skall föras ner 
till marken. Tester har visat att pelarnas tryckhållfasthet ligger på cirka 3 MPa. För att 
inte pelarna ska krossas kontrolleras att trycket inte överstiger 1 MPa för att vara på 
säkra sidan (Dannewitz 2006).  

För att uppnå tillräcklig stabilitet under pelarfoten installeras pelarna i ett block. 
Eftersom att det är svårt att installera pelarna med god precision är det bättre att vara 
på den säkra sidan och använda flera pelare med kortare längd. Beräkningen utförs för 
ett block med 10 pelare med diameter 0,6 m under pelarfoten. Då pelarna är kant i 
kant med varandra, har blocket i princip lika stor tvärsnittsarea som pelarens stålfot, 
se Figur 9.2. 

 

Figur 9.2 Exempel på MDM-pelare installerade som ett block (www.hercules.se) 

Detta betyder att lasten kan fördelas mellan pelarna i blocket på ett effektivt sätt. Om 
pelarna är kant i kant med varandra vid markytan, betyder det att de på djupet 
kommer överlappa varandra. Detta eftersom att inblandningsverktyget under 
inblandningen kan glida in en bit i de närliggande pelarna, speciellt när 
inblandningsverktyget är utskjutet på ett stort djup. Bindemedlets inblandningsmängd 
är runt 200 kg per kubikmeterpelare och bör räcka för att uppnå tillräcklig hållfasthet 
(Dannewitz 2006). 

MDM-pelarna görs så långa att den geotekniska bärförmågan blir större än 
lasteffekten på de enskilda fötterna. Den geotekniska bärförmågan beräknas på samma 
sätt som för en betongpåle och följer därmed beräkningsgången som är beskriven i 
boken Pålgrundläggning från Statens geotekniska institut. Beräkningar kan följas i 
bilaga 9. 

MDM-pelare i kohesionsjord 

I en kohesionsjord baseras beräkningarna på ett medelvärde av den karakteristiska 
skjuvhållfastheten utmed pelarblocket. På grund av att munstycket som sprider 
bindemedlet sitter en bit upp på blandningsverktyget bildas en zon med störd 
oförstärkt jord vid spetsen. Spetsbärförmågan reduceras därför kraftigt och ger endast 
ett litet tillskott till den geotekniska bärförmågan (Dannewitz, 2006). 



CHALMERS, Civil and Environmental Engineering, Master’s Thesis 2007:30 33

ssmm AfAfR +=                           (9.24) 

Mantelbärförmågan beräknas enligt ekvation 9.17 där α-värdet för MDM-pelare är 
0,7. Spetsbärförmågan beräknas enligt ekvation 9.25. 

ucs cNf =                 (9.25) 

Bärighetsfaktorn Nc har värdet 9 och den oreducerade skjuvhållfastheten på 
spetsnivån används. Totalsäkerhetsfaktorer används för att reducera spets- och 
mantelbärförmåga. Vid reducering av spetsbärförmågan används en 
totalsäkerhetsfaktor på 2, för spetsbärförmågan är denna totalsäkerhetsfaktor 10 
(Dannewitz, 2006). Beräkningarna har utförts så att den erforderliga längden hos 
pelarblocket fåtts fram.  

MDM-pelare i friktionsjord 

För pelare i friktionsjord bestäms den geotekniska bärförmågan som summan av 
spetsbärförmåga och mantelbärförmåga, precis som för betongpålar i friktionsjord. 
Beräkning av pelarblockets bärförmåga följer beräkningsgången som finns beskriven 
för betongpålar i friktionsjord.         

När mantel- och spetsbärförmågan har beräknats multipliceras de med respektive area 
och adderas, vilket ger den totala geotekniska bärförmågan hos pelarna. För att 
reducera bärförmågan används samma totalsäkerhetsfaktorer som använts i 
beräkningen i kohesionsjord. Beräkningarna har utförts så att den erforderliga längden 
hos pelarblocket fåtts fram.  

9.3 Förankring 

9.3.1 Bergförankring  

Vid dimensionering av bergstagsförankringen krävs att man kontrollerar 4 olika 
brottsmekanismer (Handbok Bygg, 1984), se Figur 9.3. Dessa brottsmekanismer är 
följande: 

a) Brott i bergmassan 
b) Vidhäftningsbrott mellan injekteringsbruk och borrhål 
c) Vidhäftningsbrott mellan injekteringsbruk och förankringsstål 
d) Brott i förankringsstål 

 



CHALMERS, Civil and Environmental Engineering, Master’s Thesis 2007:30 34 

 
Figur 9.3 Brottsmekanismer vid bergförankring (Handboken Bygg, 1984) 

Dimensionering av bergförankring har gjorts med totalsäkerhetsfaktormetoden. Brott i 
bergmassan har beräknats efter antagande att den bergvolym som dras loss motsvarar 
en kon med toppvinkeln 45° där stagänden befinner sig i konens spets. För att vara på 
den säkra sidan brukar bergets friktion och kohesion försummas vilket även har gjorts 
i denna rapport. Den ovanliggande jordmassans tyngd verkar också mothållande. I 
rapporten har medverkande jordvolym beräknats som en cylinder från bergnivå upp 
till markyta med bergkonens radie (Christiansson, 2007). Beräkningar utförs 
vanligtvis med en säkerhetsfaktor på 2 á 3. Beräkningar har visat att med en 
säkerhetsfaktor på 2,5 uppkommer inget brott i bergmassa, se bilaga 10.  

Vidhäftningsbrott mellan injekteringsbruk och borrhålets mantelyta beräknas 
överslagsmässigt enligt ekvation 9.27. 

cLdFbrott ⋅⋅⋅= π                (9.27) 

där brottvidhäftningsspänningen, c, antas konstant. I Mälardalen har antagits att granit 
är den mest förekommande bergarten med en brottvidhäftningsspänning på ca 3,5 
MPa. Bergborrsdiametern, d, har valts så att täckande betongskikt blir minst 5-10 mm.  

Vidhäftningsbrottet dimensionerar ofta ingjutningslängden, L. Med dimensionerande 
draglast för monteringshallen och en säkerhetsfaktor på 2,5 har ingjutningslängden 
beräknats till drygt 1,5 m (se bilaga 10). Förankringslängden väljs dock till 
minimumlängden 3 m.  

Samma princip gäller för vidhäftningsbrott mellan cementbruk och förankringsstål. 
Tryckhållfastheten hos injekteringsbruket har satts till 20 MPa och beräkningar har 
utförts med en säkerhetsfaktor på 1,75 (säkerhetsfaktorn brukar väljas till 1,5 á 2). 
Inte heller denna brottsmekanism blir dimensionerande.  

Den sista brottsmekanism som skall kontrolleras är brott i förankringsstålet. Detta 
görs genom att beräkna det antal stag som krävs för att ta upp dimensionerande last.  



CHALMERS, Civil and Environmental Engineering, Master’s Thesis 2007:30 35

9.3.2 Jordförankring 

9.3.2.1 Betongpåle 

Vid användning av betongpåle som dragförankring måste hänsyn tas till både 
pålmaterialets dimensionerande draglastkapacitet samt den geotekniska 
lyftkraftsförmågan d.v.s. pålens motstånd mot uppdragning. Mantelmotståndet har 
visat sig vara mindre vid dragbelastning än vid tryckbelastning. Detta medför att den 
geotekniska lyftkraftsförmågan beräknas som 80 procent av mantelbärförmågan, se 
ekvation 9.28a för kohesionsjord, samt 67 procent för friktionsjord enligt ekvation 
9.28b (Holm, Olsson, 1993).  

mddm RDR ⋅= 8,0                (9.28a) 

ddm RDR ⋅= 67,0               (9.28b)  

Spetsförmågan tas naturligtvis inte med i den geotekniska lyftkraftsförmågan för 
friktionsjord. 

9.3.2.2 HEA-balk 

Vid användning av HEA-balkar krävs att mantelfriktionen är större än 
dimensionerande last. För att dimensionera HEA-balkar beräknas tillräcklig storlek på 
mantelarea för att uppnå erfoderlig mantelfriktion. 

9.3.2.3 GEWI-stag i MDM-pelare 

Vid förankring med GEWI-stag i MDM-pelare utförs beräkningen på samma sätt som 
för bergförankring. Vidhäftningsspänningen mellan jord och pelare har enligt tidigare 
erfarenhet valts till ca 35 kPa (Dannewitz 2007) 

9.3.2.4 TITAN-stag 

Dimensionering av jordförankring med TITAN-stag utförs på samma sätt som för 
bärighet med TITAN-påle enligt kapitel 9.2.4. Lämplig stagdimension har valts så att 
tillåten lastkapacitet med hänsyn till stagmaterial vid dragstagsförankring inte 
överskrids. (De neef, 2000, tabell 5). 

 



CHALMERS, Civil and Environmental Engineering, Master’s Thesis 2007:30 36 

10 Resultat 

10.1 Sättningar 

Nedan redovisas resultaten från sättningsberäkningarna i korthet, uppdelat för de olika 
markförhållanden som har studerats. I tabellerna redovisas endast vilka metoder som 
uppfyller respektive inte uppfyller differenssättningskravet. Som tidigare nämnts 
gäller sättningsberäkningar för markförhållande på 10 meters djup även för 
markförhållanden om 50 meters djup.  För vidare information om sättningarna storlek 
hänvisas läsaren till bilaga 4. 

10.1.1 Lera 

Enligt beräkningar på de geotekniska förhållandena med fem meter lera uppfylls 
sättningskravet med stålfot, både på hallens lång- och kortsida, se tabell 10.1. På 10 
meter lera uppfylls sättningskravet på hallens långsida med stålfot. För att klara 
sättningskravet mellan pelare A1 och A2, krävs det att en enkel plåt läggs under 
stålfoten för att öka lastspridningen.  

Tabell 10.1 Sammanställning av resultat för stålfot och plåtar på lera 

Lera 5 m Stålfot Enkel plåt Dubbel plåt

Långsida OK OK OK 

Kortsida OK OK OK 

Lera 10 m, 50 m Stålfot Enkel plåt Dubbel plåt

Långsida OK OK OK 

Kortsida – OK OK 

 

I beräkningarna har det antagits att hallen är uppförd under en begränsad period. Det 
finns dock omständigheter som skulle kunna medföra att hallen kommer stå uppe 
både kortare och längre tid t.ex. vid längre produktionsstopp. Sättningsberäkningar på 
tio meter lera har därför även utförts på fall om tre, nio och tolv månader för att få en 
uppfattning om huruvida sättningskravet uppfylls med tiden.  

I Figur 10.1 visas ett diagram med tidssättningarna för pelare C1 och D1 under tre, 
sex, nio och tolv månader. Härur fås att sättningskravet på 20 mm uppfylls även under 
de andra tidsrymderna. 



CHALMERS, Civil and Environmental Engineering, Master’s Thesis 2007:30 37

Tidssättningar

0,000

0,010

0,020

0,030

0,040

0,050

0,060

0,070

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13

Tid (månader)

Sä
ttn

in
g 

(m
)

Sättning C1
Sättnig D1

 

Figur 10.1  Diagram över differenssättningar mellan stödben C1 och D1 under tre, 
sex, nio och tolv månader 

 

10.1.2 Silt 

Beräkningarna visar att ingen ytterligare förstärkning än ordinarie stålfötter krävs för 
att uppfylla sättningskravet på 20 mm differenssättning varken på 5, 10 eller 50 
meters djup, se Tabell 10.2. 

Tabell 10.2 Sammanställning av resultat för stålfot och plåtar på silt 

Silt 5 m Stålfot Enkel plåt Dubbel plåt 

Långsida OK OK OK 

Kortsida OK OK OK 

Silt 10 m, 50 m Stålfot Enkel plåt Dubbel plåt 

Långsida OK OK OK 

Kortsida OK OK OK 

 

10.1.3 Grusig Sand 

Beräkningarna visar att ingen ytterligare förstärkning än ordinarie stålfötter krävs för 
att uppfylla sättningskravet på 20 mm differenssättning varken för markförhållanden 
på 5, 10 eller 50 meters djup, se Tabell 10.3. 

 



CHALMERS, Civil and Environmental Engineering, Master’s Thesis 2007:30 38 

Tabell 10.3 Sammanställning av resultat för stålfot och plåtar på grusig sand 

Gr sand 5 m Stålfot Enkel plåt Dubbel plåt 

Långsida OK OK OK 

Kortsida OK OK OK 

Gr sand 10 m, 50 m Stålfot Enkel plåt Dubbel plåt 

Långsida OK OK OK 

Kortsida OK OK OK 

 

10.2 Bärighet 

10.2.1  Lastspridande plåt 

Nedan redovisas resultaten från bärighetsberäkningar med plattgrundläggning. Där 
bärighetskravet har uppfyllts med stålfot eller någon dimension av plåt har det 
antagits att denna åtgärd kommer att användas. Detta antagande görs då detta är en 
billig samt mycket enkel åtgärd att utföra. Vilken åtgärd som ska användas vid de 
pelare som inte klarar bärigheten med plattgrundläggning utvärderas längre fram i 
rapporten. Känslighetsanalys har utförts på de geotekniska förhållanden för att se vid 
vilka gränsvärden på hållfasthetsparametrar och vid vilken grundvattennivå som 
samtliga förhållanden klara bärighetskravet med enbart lastspridande plåtar. Resultat 
från analysen redovisas under vardera förhållande.  

Lera 

Enligt beräkningarna i bilaga 5 krävs det extra åtgärder vid hälften av hallens 24 
pelarna. Med dubbel plåt klaras bärigheten i ytterliggare åtta pelare och enkel plåt kan 
användas i de resterande fyra pelarna på kortsidan, se Tabell 10.4. Hänsyn måste dock 
tas till differenssättningar även här. Då bärigheten inte uppfylls under hörnpelarna 
måste dessa grundläggas med annan åtgärd. Denna åtgärd blir någon typ av pålning 
vilket har antagits medföra nollsättning. Beräkningar har därför utförts för att 
kontrollera differenssättning mellan hörnpelarna och intilliggande stödben på 
kortsidan där pålning inte krävs. Sättningskravet uppfylls här med samma 
grundläggningsåtgärd som krävs för att uppfylla bärighetskravet. Sättningskravet 
uppfylls dock inte mellan kortsidans mittenpelare, som för att klara bärighetskravet 
kan grundläggas på enkla plåtar, och de intilliggande pelarna. För stödben A3, A4, H3 
och H4 krävs därför även här dubbel plåt. 

 

 



CHALMERS, Civil and Environmental Engineering, Master’s Thesis 2007:30 39

Tabell 10.4  Resultat Bärighet på lera med lastspridande plåt 

Långsida Åtgärd 

A1, A6, H1, H6 Lastspridande plåt ej tillräcklig, annan åtgärd krävs

B1, B6, G1, G6 Lastspridande plåt ej tillräcklig, annan åtgärd krävs

C1, C6, F1, F6 Lastspridande plåt ej tillräcklig, annan åtgärd krävs

D1, D6, E1, E6 Dubbel plåt 

Kortsida  

A2, A5, H2, H5 Dubbel plåt 

A3, A4, H3, H4 Enkel plåt 

 

Känslighetsanalys 

Om den karakteristiska skjuvhållfastheten hos det undre lerlagret är 20 kPa istället för 
10 kPa ger detta en stor ökning av bärigheten. I detta fall klaras bärigheten med de 
lastspridande plåtarna för hallens samtliga pelare. Skulle torrskorpelerans mäktighet 
uppgå till två meter och underliggande lera ha en karakteristisk skjuvhållfasthet på 10 
kPa krävs det bara extra åtgärder vid hallens fyra hörnpelare. Om lerlagrets 
karakteristiska skjuvhållfasthet skulle vara 15 kPa och torrskorpeleran fortfarande har 
en mäktighet på två meter klarar sig hallens grundläggning även här enbart med 
lastspridande plåtar. Känslighetsanalysen  kan följas i bilaga 5. 

Silt 

Vid grundläggning av silt klaras bärigheten med dubbla lastspridande plåtar under 
samtliga stödben förutom under hörnpelarna och de bredvidstående benen på 
långsidan. Resultatet från bärighetsberäkningen i silt redovisas i Tabell 10.5. Även här 
har differenssättningarna kontrollerats. Resultaten visar att sättningskravet har 
uppfyllts mellan grundläggningsåtgärderna.  

 

 

 

 

 



CHALMERS, Civil and Environmental Engineering, Master’s Thesis 2007:30 40 

Tabell 10.5  Resultat Bärighet på silt med lastspridande plåt 

Långsida Åtgärd 

A1, A6, H1, H6 Lastspridande plåt ej tillräcklig, annan åtgärd krävs

B1, B6, G1, G6 Lastspridande plåt ej tillräcklig, annan åtgärd krävs

C1, C6, F1, F6 Dubbel plåt 

D1, D6, E1, E6 Dubbel plåt 

Kortsida  

A2, A5, H2, H5 Dubbel plåt 

A3, A4, H3, H4 Dubbel plåt 

 

Känslighetsanalys 

Om siltens inre friktionsvinkel uppgår till 33˚ istället för 31˚ klaras bärigheten med 
lastspridande plåtar vid samtliga stödben förutom vid hörnpelarna. Det samma gäller 
om grundvattenytan ligger två meter ner istället för en. Skulle grundvattenytan ligga 
ytterligare en meter ner, på tre meter, uppfylls bärigheten vid hallens alla pelare utan 
någon extra åtgärd. Bärigheten uppfylls även under hallens stödben med en 
kombination av en inre friktionsvinkel på 33˚ och en grundvattenyta två meter under 
markytan samt en kombination av en inre friktionsvinkel på 35˚ och grundvattenytan 
en meter under markytan. Känslighetsanalysen går att följa i bilaga 5.  

Grusig sand 

I den grusiga sanden räcker det med enkel plåt på hallens långsidor, men vid 
hörnpelarna krävs det dubbla plåtar. På kortsidorna klaras bärigheten med ordinarie 
stålfot. Resultatet från bärighetsberäkningen i grusig sand redovisas i Tabell 10.6. 
Kontroll av differenssättningar har utförts mellan grundläggningsåtgärderna och 
uppfylls även här.  

 

 

 

 

  



CHALMERS, Civil and Environmental Engineering, Master’s Thesis 2007:30 41

Tabell 10.6 Resultat Bärighet på grusig sand med lastspridande plåt 

Långsida Åtgärd 

A1, A6, H1, H6 Dubbel plåt 

B1, B6, G1, G6 Enkel plåt 

C1, C6, F1, F6 Enkel plåt 

D1, D6, E1, E6 Enkel plåt 

Kortsida  

A2, A5, H2, H5 Stålfot 

A3, A4, H3, H4 Stålfot 

 

10.2.2 Pålar/Jordförstärkning 

Nedan har resultatet från pål- och jordförstärkningsberäkningar sammanställts för 
respektive geotekniska förhållanden. 

Lera 

För lera krävs annan grundläggningsåtgärd än plåtar under hörnpelarna A1, A6, H1 
och H6. Även under stödbenen B1, B6, C1 och C6 krävs annan åtgärd än plåt. Tabell 
10.7 visar att TITAN-påle samt MDM-pelare inte fungerar som grundläggningsåtgärd 
på lerdjup om 5 m samt 10 m. Dessa metoder grundas på mantelfriktion och på djup 
om 5 och 10 meter blir inte friktionen tillräcklig stor för att ta upp dimensionerande 
last med materialåtgång inom ekonomiska gränser. TITAN-påle kan användas på 
mäktigheter större än 33 meter med tre pålar under hörnlasterna. För TITAN-pålarna 
har knäcklasten kontrollerats och kriteriet har uppfyllts. Betongpålen används som 
spetsbärande på 5 och 10  meter. På 50 meter, med två betongpålar, krävs det att 
pålarna är spetsbärande under hörnbenen och mantelbärande under de resterande 
stödbenen som behöver djupgrundläggning. 

 

 

 

 

 



CHALMERS, Civil and Environmental Engineering, Master’s Thesis 2007:30 42 

Tabell 10.7  Pålningsalternativ som fungerar vid olika mäktigheter av lera 

Lera Betongpåle* RR-påle** TITAN-påle*** MDM**** 

5 m OK OK – – 

10 m OK OK – – 

50 m OK OK OK OK 
 
*  Dimension, antal pålar och pållängd, se bilaga 6A. 
**  Dimension, antal pålar och pållängd, se bilaga 7. 
***  Dimension, antal pålar och pållängd, se bilaga 8. 
****  Dimension, antal pålar och pållängd, se bilaga 9A. 

 

Silt 

För silt är det aktuellt med annan grundläggningsåtgärd utefter hela långsidan. Även 
här är det metoderna TITAN-påle och MDM-pelare som inte fungerar, men för silt 
gäller det enbart för djup om fem meter, se Tabell 10.8. På tio meter krävs tre stag 
med en staglängd på sju meter. MDM-pelare behöver en mäktighet på 10 meter för att 
få tillräcklig mantelfriktion för att ta hand om de största trycklasterna. Betongpålen är 
även i detta fall spetsbärande på 5 och 10 meter och mantelbärande på djup större än 
24 meter. 

Tabell 10.8  Pålningsalternativ som fungerar vid olika mäktigheter av silt 

Silt Betongpåle* RR-påle** TITAN-påle*** MDM**** 

5 m OK OK – – 

10 m OK OK OK OK 

50 m OK OK OK OK 
 
*  Dimension, antal pålar och pållängd, se bilaga 6B. 
**  Dimension, antal pålar och pållängd, se bilaga 7. 
***  Dimension, antal pålar och pållängd, se bilaga 8. 
**** Dimension, antal pålar och pållängd, se bilaga 9B. 

 

Sand 

För det geotekniska förhållandet grusig sand visar tidigare bärighetsberäkningar att 
ingen djupgrundläggning behövs. Bärigheten uppfylls med lastspridande plåtar. 



CHALMERS, Civil and Environmental Engineering, Master’s Thesis 2007:30 43

10.3 Förankring 

Nedan redovisas resultat från förankringsberäkningar. Tabellerna visar vilka 
förankringsåtgärder som går att utföra för jordmaterialet vid en bestämd mäktighet. 
GEWI-stag i MDM-pelare används endast som förankring när hallen är grundlagd på 
dessa pelare och längden dimensioneras då efter bärighetskravet. 

Lera 

För lera kan både bergförankring och TITAN-stag användas på samtliga mäktigheter. 
För TITAN-stag används varierande antal stag och staglängd beroende på djup och 
förankringslast. För 5 meter lera krävs det minst fyra stag för att förankringslängden 
skall ge tillräcklig mantelfriktion vid den största förankringslasten. För tio meter lera 
krävs minst två stag och för att lasten skall tas upp av endast ett stag krävs en 
lermäktighet på minst 21 meter. Betongpåle och MDM-pelare är inga 
förankringsalternativ på djup om fem och tio meter då de inte uppnår tillräcklig stor 
mantelfriktion på dessa relativa små djup, se Tabell 10.10. Betongpålen kan användas 
som förankring då mäktigheten är större än 19 meter (för störst förankringslast och två 
pålar). GEWI-stag i MDM-pelare blir aktuellt först efter 19 meter. 

Tabell 10.10 Resultat, Lera 

Lera Bergförankring* TITAN-stag** Betongpålar*** MDM**** 

5 m OK OK – – 

10 m OK OK – – 

50 m OK OK OK OK 
 
*  Vajersort, dimension, antal vajrar och längd, se bilaga 10. 
**  TITAN-stag, dimension, antal stag och staglängd, se bilaga 11. 
***  Dimension, antal pålar och pållängd, se bilaga 12. 
****  GEWI-stag i MDM-pelare, längd, se bilaga 13. 

 

Silt 

På fem meters djup kan bergförankring och TITAN-stag användas som 
förankringsåtgärd för jordmaterialet silt, se Tabell 10.11. På fem meter krävs att två 
TITAN-stag installeras medan det för djup större än 9 meter endast krävs ett stag för 
att ta hand om den största lasten. Från tio meters djup är även metoden med MDM-
metoden tillräcklig medan förankring med betongpåle kan användas först för djup 
större än 24 meter. 

 

 

 



CHALMERS, Civil and Environmental Engineering, Master’s Thesis 2007:30 44 

Tabell 10.11 Resultat, Silt  

Silt Bergförankring* TITAN-stag** Betongpålar*** MDM**** 

5 m OK OK – – 

10 m OK OK – OK 

50 m OK OK OK OK 
 
*  Vajersort, dimension, antal vajrar och längd, se bilaga 10. 
**  TITAN-stag, dimension, antal stag och staglängd, se bilaga 11. 
***  Dimension, antal pålar och pållängd, se bilaga 12. 
****  GEWI-stag i MDM-pelare, längd, se bilaga 13. 
 

 

Grusig sand 

Markförhållandet grusig sand klarar dragförankringen på fem meters djup med både 
bergförankring och jordförankring, se Tabell 10.12. Här är ett stag tillräckligt för att ta 
hand om lasten.  

Tabell 10.12 Resultat, Grusig Sand 

Grusig sand Bergförankring* TITAN-stag** 

5 m OK OK 

10 m OK OK 

50 m OK OK 
 
*  Vajersort, dimension, antal vajrar och längd, se bilaga 10. 
**  TITAN-stag, dimension, antal stag och staglängd, se bilaga 11. 

 

 



CHALMERS, Civil and Environmental Engineering, Master’s Thesis 2007:30 45

11 Ekonomi 
Den ekonomiska utvärderingen av de olika grundläggningsmetoderna bygger på priser 
från Hercules Grundläggning AB. Priser som har erhållits är grovt beräknade, varvid 
denna utvärdering inte ska ligga till grund för ett slutgiltigt kostnadsförslag. 
Utvärderingen skall endast ge en indikation på hur kostnadseffektiva metoderna 
sinsemellan är, vid de olika geotekniska förhållandena. Kostnaderna för de olika 
grundläggningsmetoderna har delats in i klass 1 till 4. Klass 1 är det mest ekonomiska 
alternativet. Nedan redovisas hur kostnadseffektiva de olika metoderna är för 
grundläggning och förankring. Senare i kapitlet redovisas även det mest ekonomiska 
alternativet för samverkade åtgärder, d.v.s. de åtgärder som kan användas för att ta 
både tryck- och dragbelastningar. I bilaga 14 finns en sammanställning av de 
ekonomiska resultaten. 

11.1 Grundläggning 

I resultaten nedan har etableringskostnaden inte räknats in. Detta beror på att 
grundläggningen för monteringshallen kan ske med samma metod som för det 
innanliggande bostadshuset. Som tidigare nämnts har det förutsatts att det billigaste 
alternativet vid grundläggning är lastspridande plåtar och att dessa används där det är 
möjligt. 

Lera 

Vid de pelare där extra åtgärder krävs, har en ekonomisk jämförelse mellan 
grundläggningsmetoderna utförts. I leran erfordras extra åtgärder vid hälften av 
hallens pelare. I Tabell 11.1 ses att betongpålen är mest ekonomisk vid en 
lermäktighet på 10 meter. TITAN-pålen och MDM-pelare kräver större mäktighet för 
att överföra all last till jorden.  Om lermäktigheten är uppåt 40 meter är MDM-pelarna 
att föredra ur ekonomisk synvinkel. 

Tabell 11.1 Resultat från ekonomisk utvärdering för markförhållandet lera 

Lera Betongpåle RR-påle TITAN-påle MDM 

5 m 1 2 – – 

10 m 1 2 – – 

50 m 2 3 4 1 

 

Silt 

Om hallen ska grundläggas på silt räcker inte de lastspridande plåtarna till vid de 16 
pelare som finns på hallens långsidor. Det krävs därför extra åtgärder i form av 
pålning eller MDM-pelare vid dessa hallpelare. I Tabell 11.2 nedan visas att om 
siltens mäktighet är runt 5 meter är betongpålar att föredra då de kostar mindre än RR-
pålar. Även då mäktigheten är 10 meter är betongpålar att föredra. Då mäktigheten på 



CHALMERS, Civil and Environmental Engineering, Master’s Thesis 2007:30 46 

silten är uppåt 20 meter är det fördelaktigt att använda MDM-pelarblock istället för 
betongpålar under hallens pelare.  

Tabell 11.2 Resultat från ekonomisk utvärdering för markförhållandet silt 

Silt Betongpåle RR-påle TI