Forprosjektrapport side 1 av 21

Transkript

1 Forprosjektrapport side 1 av 21

2 Forprosjektrapport side 2 av 21 INNHOLD 1 INNLEDNING OPPDRAGET BESKRIVELSE AV BRUSTEDET ARKITEKTENS VURDERINGER UTFØRTE ARBEIDER STÅLBRUALTERNATIVET GENERELT LØSMASSEARBEIDER KONSTRUKSJONER I GRUNNEN UNDERBYGNING OVERBYGNING BETONGBRUALTERNATIVET GENERELT LØSMASSEARBEIDER KONSTRUKSJONER I GRUNNEN UNDERBYGNING OVERBYGNING KOSTNADER GENERELT KOSTNADSSAMMENLIGNING MELLOM STÅ OG BETONGLØSNING STÅLBRU BETONGBRU KONKLUSJON OG VIDERE ARBEID ILLUSTRASJONER TEGNING K10-K13 TEGNING K20-K23 STÅLBRU BETONGBRU

3 Forprosjektrapport side 3 av 21 1 INNLEDNING 1.1 Oppdraget Norconsult er av Statens vegvesen Region nord tildelt oppdraget med å prosjektere Ramfjordbrua. Første fase i denne prosjekteringen er forprosjekt av to alternativer, bru med overbygning i betong, og bru med stålkasse i samvirke med betongdekket. Rapporten omhandler beskrivelse av utførte arbeider, beskrivelse av alternativene, mengder og kostnadsoverslag, forprosjekttegninger og fotomontasjer. Detaljprosjekteringen er forventet å starte i februar Beskrivelse av brustedet Veglinjen ligger relativt høyt ved landkar i sør. Linjen ligger med fall over fjorden og lander ca 25 meter lavere på nordsiden. Nordsiden er preget av Leirbakken, et nes bestående av sand og siltig leire på rasvinkel, der man kan se raviner og tydelige spor etter tidligere ras. Ved foten av neset er det tilnærmet flatt i tidevannsonen i 150 til 200 meters bredde. Maksimal vanndybde er ca 38 meter. Grunnforholdene preges av varierte forhold, men gjennomgående økende fasthet med dybden til meget fast morene. Det er ikke påvist berg i linjen. Landkarakse i syd ligger ved profil I nord ligger landkaraksen på profil Figur 1.1 Kart over brustedet.

4 Forprosjektrapport side 4 av Arkitektens vurderinger Brua får en bratt helling på grunn av valgt trasé. Den er så bratt at den grenser opp mot at krabbefelt er påkrevet. Denne uheldige hellingen er kompensert visuelt ved å minimere radien i horisontalkurvaturen - eller "spenne brukroppen i en bue". Denne jevne lange fine buen, sammen med et visuelt "løft" vertikalt i sydenden av bruen, gir en positiv effekt ved opplevelsen av bruen i landskapet. Spesielt for kjørende sydfra som vil oppleve at bruen spennes opp mot Tromsdalstinden. Det er altså et poeng at hele brua "er én bue". Landskapet, før man kjører inn på brua, flater rolig ut til siden. Dette ved at skjæringen får noe mindre helling, når man nærmer seg brukaret, og åpner sikten mot fjordens anløp fra vest. Fyllingen ved Leirbakken ligger uheldig langt ute i vannet. Dette kommer av økonomiske hensyn, og er ikke anbefalt arkitektonisk. Fyllingen burde vært stump og ikke trukket ut i fjorden. Mest mulig av eksisterende strand er bevart. Fyllingen tilstrebes en lokal type vekst og materiale slik at den fremstår som nærmest lokalt skapt av naturen. Det fylles ikke ut mer en teknisk nødvendig. Stålbru alternativ: Det er studert detaljprinsipp for kapitélene i stålbru-alternativet. Platen på undersiden av brukassen trekkes utenfor sidevangene når den nærmer seg søylen. Dermed havner vangen midt på lageret, uten at lageret, og dermed også pilaren, stikker lenger ut en brukassen. Tre lameller danner en liten "krone". Dette henger sammen med konstruktiv nødvendighet og er arkitektonisk å betrakte som et moderne ornament. Figur 1.2 Detalj ved opplegg for stålbrua Betongbru alternativet har ingen slike problemstillinger. Plassering av pilarer er vurdert i begge alternativer. Her er det samsvar mellom arkitektur og ingeniørfag, og plasseringen fremstår som ballansert og naturlig.

5 Forprosjektrapport side 5 av 21 2 UTFØRTE ARBEIDER Utførte arbeidsoppgaver i forprosjektet er punktvis satt opp under: Optimalisering av linje utført i samarbeid med oppdragsgiver: Arkitektoniske vurderinger av linjeføring, høyder etc. Tekniske vurderinger: seilingsløp, fundamentplassering, landkarplassering, skjærings- og fyllingshøyder Akseplasseringer: Vurdering av antall fundamenter og plassering av disse. Det er valgt en maksimal spennlengde på hhv 120 meter for stålalternativet og 60 meter for betongalternativet. Spennlengdene er dermed strukket tilnærmet maksimalt uten at man går utover erfaringsgrunnlaget for tidligere gjennomførte prosjekter. Statisk system: Det er utført grundige vurderinger av det statiske systemet for begge alternativene ved hjelp av RM2008 og NovaFrame. Type lager/innspenning i toppen av søylene får stor betydning for lastvirkninger i fundamentene. Ved innføring av glidelagre, er det benyttet en lagerfriksjon på 6% relatert til permanent lagerkraft. Statiske analyser: Det er for begge alternativer utført statiske analyser med RM2008. Alle relevante laster som egenlaster, trafikk, vind og temperatur inngår i analysen og lastkombinasjonene. For kombinering av laster er det benyttet NS-EN 1990:2002/NA:2009rev, Revisjonsutkast-juli For beregning av vindlaster er det benyttet vindhastigheter fra rapporten E8 Sørbotn Laukslett Vinddata Ramfjordbrua, 7. september Det er valgt en vindhastighet som tilsvarer det høyeste punktet på brua. Vindhastighetens reduksjon med høyden vil bli benyttet ved detaljprosjekteringen. Skipsstøt: Vi har fra havnevesenet i Tromsø mottatt data på de båter som går inn Ramfjorden. Havnevesenet har ikke informasjon om hyppigheten av anløpene. Det antas i det videre arbeid at hyppigheten av passeringer er under et skip i uken. Det kan dermed benyttes minimumslaster for skipsstøt i henhold til Prosjekteringsreglene. Pelefundamenter: For begge alternativer er det utført Group-analyser av samtlige pelefundamenter basert på lastvirkninger fra de statiske analysene. Pelefundamentene er kontrollert i bruddgrensetilstanden og i ulykkesgrensetilstanden (bortfall av pel). For bortfall pel er beregning av lastvirkninger utført med laster, lastfaktorer og lastkombinasjoner som for bruksgrensetilstand sjeldent forekommende. Det er utført en viss optimalisering av pelegruppene. Dette er imidlertid et omfattende arbeid som vil videreføres i detaljprosjekteringen. Basert på resultater fra Group er det utført dimensjonering av pelene i hver akse. En største peledimensjon på ø1000 er lagt til grunn. Grunnet innskjerpede krav til eksentrisiteter i de nye Prosjekteringsreglene, vil det være nødvendig med

6 Forprosjektrapport side 6 av 21 oppfylling av masser på de største dypene for å forbedre innspenningen av pelene og redusere knekklengdene. Pelehodets plassering i høyden i forhold til tidevannet er bestemt ut fra at pelene ikke skal være synlige ved laveste astronomiske tidevann (LAT). Ved høyeste astronomiske tidevann (HAT) vil pelehodet fremdeles være synlig. Pilarer og landkar: Form på pilarer og landkar er bestemt i samråde med arkitekt. Vesentlige tekniske momenter i tillegg til tilstrekkelig kapasitet av disse elementene er plassbehov for lagere og mulighet for jekking og utskifting av lagere, samt mulighet for adkomst og inspeksjon av lagere og fuger på landkar på en sikker måte. Overbygning: Det er utført kapasitetskontroll av overbygningen ved støtter og i felt basert på resultater fra analysene. For betongalternativet er hoveddimensjoner og spennarmeringsbehov bestemt. For stålalternativet er platedimensjoner og kassehøyder bestemt. Dekket er kontrollert i kritiske snitt. Utstyr: Det er utført beregninger av lagerstørrelser i typiske akser. Det er vist standard brurekkverk av typen Sicuro.

7 Forprosjektrapport side 7 av 21 3 STÅLBRUALTERNATIVET 3.1 Generelt Alternativet er en stålkasse i samvirke med betongdekket. Det vises til Tegning K10 K13 samt fotomontasjer i kapittel 7. Med en stålkasse utnyttes muligheten til større spenn slik at man sparer antall fundamenter. Brua blir totalt 880 meter lang med spenninndeling meter Figur 3.1 Oppriss av stålbru 3.2 Løsmassearbeider Det er forutsatt oppfylling med masser på sjøbunnen i akse 5 til kote Massene legges ut ved å dumpe dem fra lekter. Det må anbringes et relativt flatt område til en avstand ca 3 meter fra de ytterste pelene. Deretter vil massene ligge på rasvinkel. Pelene rammes gjennom denne fyllingen. Steinstørrelse bestemmes ut fra rambarhetskriterier. Hensikten med massene er å gi innspenning til pelene slik at knekklengden reduseres. 3.3 Konstruksjoner i grunnen Det er 5 fundamenter med frittstående pelegrupper i sjøen i aksene 3-7. Vanndybden varierer fra ca 18 til 38 meter. Det er 1 ordinært pelefundament på land/i tidevannsonen i akse 8. Pilar akse 2 står på land. Pelene er stålrørspeler utstøpt med armert betong. Peler i sjøen rammes fra flåte. Peledimensjoner er 800 mm i akse 7 og 8 og forøvrig 1000 mm. De frittstående pelegruppene har 16 peler per fundament. Pelefundamentet i akse 8 har 12 peler per fundament. Det er forutsatt spissbærende peler. Det er flere grunner til at de frittstående pelegruppene har flere peler. Disse pelene må beregnes som slanke betongsøyler. Dette innebærer at kapasiteten ofte vil være mindre enn den geotekniske bæreevnen. Videre skal disse pelegruppene regnes for en situasjon der en pel kan miste bæreevnen. Dette resulterer i en omlagring av pelekrefter. For at pelegruppen fremdeles skal være stabil, må antallet peler økes. Tabellen under gir maksimale pelekrefter ved pelespiss.

8 Forprosjektrapport side 8 av 21 Tabell 3.1 Beregnede pelekrefter ved pelespiss Beregnet aksialkraft, N ved pelespiss [kn] Akse Bruddgrensetilstand ULS Ulykkesgrensetilstand ALS (bortfall pel) N maks N min N maks N min Ikke relevant Ikke relevant 3.4 Underbygning Pelehodene i sjø tenkes utført som prefabrikkerte kasser som løftes på plass på pelegruppene etter ramming. Metoden er benyttet både på Sykkylvsbrua og Imarsundbrua. Etter tetting rundt pelene kan peler og pelehode armeres og utstøpes. Avstivninger av pelene under ramming vil være et svært viktig moment, men vi anbefaler at det kun lages en funksjonsbeskrivelse og at all avstivning underveis utarbeides av entreprenør. Figur 3.2 Pelehode for sjøfundamentene Fundamentsåle i akse 2 støpes tørt på land. Pelehode i akse 8 støpes i tørrlagt byggegrop.

9 Forprosjektrapport side 9 av 21 Pilarene tenkes utført som skiver med avrundede hjørner. Mellom pilartopp og stålkasse vil det være lagre av typen pottelager. Fastholding av brua i lengderetning gjøres ved å ha fastlagre på pilarene i akse 2-6. I de resterende aksene er det et styrt og et allsidig glidelager. I akse 2 6 er det pilarens fleksibilitet som utnyttes slik at glidelager unngås. Pelegruppene er svært stive og bidrar lite til denne fleksibiliteten. Typisk lagerkraft i bruddgrense er kn på pilarene. Landkarene er fundamentert på løsmasser i syd og på fylling i nord. Landkarene har konsoller for lagrene som gjør at disse blir lette å inspisere. Konsollene har plass til jekk for eventuell utskifting av lagere og eventuell justering av lagerhøyder ved setninger i landkarene. Bak overbygningen er det rom som muliggjør inspeksjon av fugen fra undersiden. Inngangen til kassen er fra dette rommet. 3.5 Overbygning Overbygningen består av en lukket stålkasse i samvirke med betongdekket. Figur 3.3 Typiske tverrsnitt over støtte og i felt Stålkassen er forutsatt sveist sammen i passende seksjoner i verksted for deretter å bli fraktet på lekter til brustedet. Den mest naturlige montasjemetoden vil være å løfte på plass seksjonene med flytekran og deretter sveise dem sammen.

10 Forprosjektrapport side 10 av 21 Stålkassen har varierende kassehøyde. I felt er denne konstant 3.65 meter. Inn mot støtter økes denne til meter. Begge steg er like høye. Dette er et valg som er gjort ut fra produksjonsmessige hensyn. Valget innebærer at tverrfallet i dekket oppnås ved varierende voutehøyde i dekket over flensene. Bunnplaten er konstant 3200 mm bred. Dette er valgt for å unngå langsgående og fordyrende buttsveiser. Platetykkelsene varierer etter behovet og er maksimalt 45 mm ved støtter. Tykkelsesøkning av flenser tas innover i kassen slik at undersiden av kassen er plan. Bunnplaten er avstivet med et trapesprofil midt i platen i hele bruas lengde. Stålkassen utføres med skrå steg for å unngå for stor utkraging av dekket. Stegets helning er konstant. Når kassehøyden reduseres, vil bredden i underkant mellom stegene følgelig øke. Når bunnplatens bredde er konstant, medfører dette at bunnplaten vil stikke lengre ut fra steget ved støtter enn i felt. Dette er gunstig for opplegget på pilarene fordi lagrene dermed kommer sentrisk under steget. Stegplatene varierer mellom 20 og 30 mm avhengig av behovet. De avstives med trapesstivere i trykksonene. Fordi stegene er skrå, vil tverrsnittet ha begrenset hvelvingsmotstand. Denne hvelvingsmotstanden er vesentlig under montasje av stålet og ved dekkestøp før man har etablert et lukket og torsjonsstivt tverrsnitt. Det er derfor valgt å legge inn et horisontalt fagverk i et plan like under overflensene som sikrer torsjonsstivhet av kassen før dekket er støpt. Dette fagverket vil kun være virksom under byggefasen. Kassens overflenser har varierende bredde og tykkelse. Flensens utsikk utenfor steget er konstant 200 mm slik at all variasjon av bredde tas inn i kassen. Likeledes tas all variasjon av flenstykkelse inn i kassen slik at oversiden er plan. Det er tverrkryss med ca 9 meters mellomrom. Disse sikrer at tverrsnittets form opprettholdes ved innføring av krefter i kassen. Kassen tenkes produsert stykkevis rett. Dersom disse stykkene ikke er for lange, vil kassens fremstå som kontinuerlig krumme. Eksempelvis vil avviket over en 18 meters seksjon være på 16 mm i forhold til en kontinuerlig krumning. Kassen utføres generelt i høyfast S460 ML/NL stål. I tverrkryss og fagverk benyttes S355 stål. Det plasseres avfuktingsanlegg ved hvert landkar. Disse betjener hver sitt bruhalvdel under normal drift. De dimensjoneres for å kunne betjene hele kassevolumet dersom det ene anlegget er ute av drift. Avfuktet luft føres frem gjennom trapesstivere til midten av brua. Her må det være et lufttett skott. Den avfuktede luften strømmer så tilbake gjennom kassen. Brudekket er tenkt plasstøpt. Tverrfall på brua oppnås ved å variere vouten over flensene i stålkassen. Det anbefales å støpe dekket kontinuerlig uten sprang ved støtter. Dette ble gjort på Imarsundbrua med meget gode resultater. Det oppsto ikke riss over støtter grunnet kraftig armering i området. Dette gir en kostnadsmessig gevinst, og ikke minst en sikkerhetsmessig gevinst ved utførelsen. Dekket har membran og asfalt slitelag.

11 Forprosjektrapport side 11 av 21 4 BETONGBRUALTERNATIVET 4.1 Generelt Alternativet er en spennarmert betongbru med kassetverrsnitt og typisk spennlengde 60 meter. Det vises til Tegning K20-K22 samt fotomontasje i kapittel 7. Ved å velge denne spennlengde vil alle de store entreprenørene kunne benytte eksisterende forskalingsutstyr. Denne løsningen gir vesentlig flere fundamenter, totalt 14 stk pluss landkar, hvorav 11 fundamenter er i sjøen. I forhold til stålkassen vil denne betongkassen være billigere per løpemeter. Imidlertid vil fundamenteringskostnadene bli vesentlig større. Selv om spennene er om lag halvparten så lange som stålløsningen, betyr ikke det at antall peler kan halveres. Som i stålalternativet vil pelefundamentene utføres som frittstående pelegrupper i vann. Kassen støpes feltvis og spennes opp underveis. Hvorvidt hele tverrsnittet støpes samtidig eller om eksempelvis bunnplate og steg støpes først og deretter dekket, avhenger av entreprenørens utstyr. I de statiske analyser som er utført har vi forutsatt at brua bygges fra Hans Larsa neset i akse 1 mot Leirbakken i akse 16. Brua blir totalt 880 meter lang med spenninndeling x meter. Figur 4.1 Oppriss av betongbru.

12 Forprosjektrapport side 12 av 21 Figur 4.2 Tverrsnitt av betongbru. 4.2 Løsmassearbeider Det er forutsatt oppfylling med masser på sjøbunnen i akse 7 til 10. Massene fylles opp til kote -32 m. For den dypeste aksen gir dette en fyllingshøyde på ca 6 meter. Prinsippene for utførelse osv er likt som for stålalternativet, se Kapitel Konstruksjoner i grunnen Det er 11 fundamenter med frittstående pelegrupper i sjøen i aksene Vanndybden varierer fra ca 5 til 38 meter. Det er 2 ordinære pelefundament på land/i tidevannsonen i akse 14 og 15. Pilar i akse 2 står på land. Pelene er stålrørspeler utstøpt med armert betong. Peler i sjøen rammes fra flåte. Peledimensjoner er 800 mm i akse 3, 13, 14 og 15, forøvrig 1000 mm. De frittstående pelegruppene har 12 peler per fundament. Pelefundamentet i akse 14 og 15 har 8 peler per fundament. Det er forutsatt spissbærende peler. Det benyttes tre ulike type pelefundamenter for betongalternativet. I akse 3-9 har vi et rektangulært pelehode med 12 stk peler, se Figur 4.3. I akse 10-13, hvor innvirkning av tvangskrefter er større, er det vist et mer kvadratisk pelehode med 12 stk peler. I akse 14 og 15, som ligger i tidevannsonen har vi et rektangulært pelehode med 8 stk peler. Beregnete pelekrefter ved pelespiss er vist i Tabell 4.1.

13 Forprosjektrapport side 13 av 21 Figur 4.3 Typisk pelefundament for akse 3-9 med 12 stk peler. Tabell 4.1 Beregnete pelekrefter ved pelespiss Beregnet aksialkraft, N ved pelespiss [kn] Akse Bruddgrensetilstand ULS Ulykkesgrensetilstand ALS (bortfall pel) N maks N min N maks N min ikke aktuelt ikke aktuelt 15 ikke aktuelt ikke aktuelt Det er pelefundament i akse 10 og tilfelle med bortfall pel som blir dimensjonerende og i dette tilfelle har gitt koten for oppfyllingen. For å helt unngå oppfylling med masser på sjøbunn vil det for en typisk akse kreves 2-4 stk ekstra peler som da gir et fundament med peler. Slankheten på pelene med en dimensjon på ø1000 mm er da helt på grensen for hva det Prosjekteringsreglene anbefaler. Kostnadsmessig vil denne løsning være på lik linje med presentert løsning med benyttete enhetspriser. Dette er et moment som vil bli vurdert nærmere i detaljprosjekteringen.

14 Forprosjektrapport side 14 av Underbygning Utføring av pelehoder i sjø er identisk som for stålalternativet, og ytterligere beskrivelse av dette unnlates her. Det vises til Kapitel 3.4 hvor dette er beskrevet. Fundamentsåle i akse 2 støpes tørt på land. Pelehode i akse 14 og 15 støpes i tørrlagt byggegrop. Pilarene tenkes utført som skiver med avrundede hjørner. Pilarene har en tykkelse på 1200 mm og en bredde på 4600 mm. Aktuell bredde på pilaren er også valgt med tanke på det arkitektoniske ved at pilaren er trukket litt innenfor betongkassen i overbygningen. Det er monolittisk forbindelse mellom pilar og betongkasse i akse I øvrige akser vil det være lagre av typen pottelager mellom pilartopp og betongkasse. Vi har fastlager i akse 2-4 og 11. I de resterende aksene er det et styrt og et allsidig glidelager. Brua holdes fast i lengderetningen ved monolittisk forbindelse samt fastlager. I akse 2 4 og 11 er det pilarens fleksibilitet som utnyttes slik at glidelager unngås. For de korte pilarene inn mot Leirbakken er det nødvendig med glidelager. Typisk lagerkraft i bruddgrense er kn på pilarene. Landkarene for betongalternativet er i prinsipp like som for stålalternativet. Det vises til Kapitel 3.4 hvor disse er beskrevet. 4.5 Overbygning Bruoverbygningen utføres med et kassetverrsnitt i etterspennt betong. Tverrsnittet har en konstant høyde på 3,0 m langs hele brua. Spennarmeringen utføres som tradisjonelt innstøpte og injiserte kabler i brukassa. Overbygningen er tenkt utført i normalbetong C45/C55.

15 Forprosjektrapport side 15 av 21 Figur 4.4 Tverrsnitt av overbygning i felt og over støtte. Bunnplaten er konstant 5200 mm bred. Betongkassen utføres med skrå steg for å unngå for stor utkraging av dekket. Stegene har konstant men ulik høyde for å ta tverrfallet på kjørebanen. Kassen har avrundede hjørne i bunn, men skarp kant mellom steg og topplate. Kassen utføres med vouter innvendig for å styrke kapasiteten i påkjente snitt. Tverrskott er plassert over hver søyle. Spennarmeringens plassering og mengde varierer langs brubanen. Dimensjonerende støttemoment er større en dimensjonerende feltmoment. Den ekstra kapasitet som trengs over støtte løses med ekstra spennarmering i tilegg til den generelle. I felt er det behov for stk kabler og over støtte kompletteres det med stk ekstra kabler. Størrelsen på kablene generelt er 19 liner 0,62 med F 0,2 = 4760 kn.

16 Forprosjektrapport side 16 av 21 5 KOSTNADER 5.1 Generelt I mengdeberegning av peler er det forutsatt en innrammingslengde på 15 meter. Det er valgt erfaringsmessige enhetspriser som samsvarer med en rigg og driftskostnad på ca. 15 %. Det er ikke medtatt kostnader for fylling ved Leirbakken. Grunnarbeider i forbindelse med landkar og pilarsåler på land er inkludert i enhetsprisene. 5.2 Kostnadssammenligning mellom stål og betongløsning Under er vist kostnader for henholdsvis stål og betongalternativet. Dette illustrerer hvor forskjellene ligger. Totalkostnaden er helt like, men varierer innenfor de enkelte hovedelementer som er underbygning og overbygning. Kostnadene for de to alternativene er spesifisert i kapittel 5.3 og 5.4. Hovedelement Stålbru Betongbru Underbygning: Peler, fundamenter, pilarer, landkar Kr Kr Overbygning: Kasse, brudekke Kr Kr Utstyr og slitelag Kr Kr Rigg og drift Kr Kr Entreprisekostnad Kr Kr Tabell 5.1 Kostnader for stål- og betongbru

17 Forprosjektrapport side 17 av Stålbru

18 Forprosjektrapport side 18 av Betongbru

19 Forprosjektrapport side 19 av 21 6 KONKLUSJON OG VIDERE ARBEID De to alternativene er svært like i entreprisekostnad. Det anbefales at begge alternativer føres frem til anbud. I detaljprosjekteringen vil det legges stor vekt på optimalisering av de enkelte fundamenter. Det bør utføres geotekniske undersøkelser i samtlige fundamentakser. 7 ILLUSTRASJONER Kapittelet innholder arkitektens fotomontasjer og illustrasjoner. Figur 7.1 Stålbru sett fra sydvest Figur 7.2 Betongbru sett fra sydvest

20 Forprosjektrapport side 20 av 21 Figur 7.3 Stålbru i fugleperspektiv sett mot fylling ved Leirbakken Figur 7.4 Stålbru sett mot Leirbakken

21 Forprosjektrapport side 21 av 21 Figur 7.5 Stålbru sett fra øst Figur 7.6 Stålbru sett fra skjæring i syd