N O TAT AN TON BERGS VEG 56, N YE BOLIGER GEOTEKNISK

Transkript

1 N O TAT Dato Oppdrag Kunde Maison Eiendom AS Notat nr. G-not-001 rev01 Til Ketil Håker Maison Eiendom AS Rambøll Mellomila 79 Pb Sluppen NO-7493 TRONDHEIM T F Fra Per Arne Wangen Rambøll Norge AS, avd. Geoteknikk Kopi Ragnar Moholdt Norgesgeotekniske institutt (NGI) Vår ref /PAWTRH AN TON BERGS VEG 56, N YE BOLIGER GEOTEKNISK VURDERIN G 1. Bakgrunn Maison Eiendom AS planlegger utbygging av nye boliger på eiendommen Anton Bergs veg 56, gnr/bnr 194/406 i Trondheim kommune, heretter kalt utbyggingsområdet. Vi har mottatt planer og snitt som viser plassering for de nye boligene, se vedlegg 1. Boligene er så langt ikke plassert i høyde, men det er opplyst fra oppdragsgiver at dagens terreng skal beholdes på eiendommen og at det skal bygges kjeller under dette. Utbygger har i lengre tid hatt utbyggingsplaner på eiendommen, men har holdt disse tilbake i påvente av at Norges Vassdrags- og Energidirektorat (N VE) skal sluttføre sitt utredningsarbeid vedrørende områdestabilitet for Rosten, Kolstad og Saupstad kvikkleiresoner. Den aktuelle eiendommen ligger inne i kvikkleiresone Kolstad, og ny utbygging innenfor denne har ikke vært mulig før en utredning av områdestabiliteten iht. N VEs retningslinjer 2/2011 Flaum- og skredfare i arealplanar, ref. /1/, med tilhørende teknisk veileder 7/2014 Sikkerhet mot kvikkleireskred, ref. /2/, er utført. En forutsetning for at utbygging innenfor sone Kolstad kan igangsettes er at områdestabiliteten er ivaretatt iht. ref. /1/ og ref. /2/. Dvs. at sikkerheten mot mulige kvikkleireskred/områdeskred skal dokumenteres å være tilfredsstillende, eller nødvendige tiltak for bedring av sikkerheten (stabilitetsforbedrende tiltak) skal være utført før utbygging kan igangsettes i de berørte områdene. Dette er revisjon 01 av vårt tidligere notat G-not Revisjonen er utført etter samtaler og diskusjon med uavhengig kvalitetskontrollør NGI ang. våre vurderinger og beregninger utført i revisjon 00. All tilført og revidert tekst er vist i kursiv. Revisjonen omhandler i all hovedsak tilstedeværelsen av laget «Leire_2» i profil A og kohesjonen i det meget faste leirlaget. 2. Utførte utredningsarbeider Norges geotekniske institutt (N GI) har utført utredningsarbeidet på oppdrag fra N VE, og Multiconsult AS har utført uavhengig kvalitetskontroll av N GIs arbeider. N GIs utredningsrapport foreligger som rapport R Kvikkleiresoner Trondheim - Rosten, Kolstad og Saupstad av , ref. /3/. I forbindelse med utredningsarbeidet har Rambøll på oppdrag for N VE utført de nødvendige supplerende grunnundersøkelser, blant annet ett borpunkt like ved utbyggingsområdet, borpunkt KO-8. N GIs utredningsrapport omfatter blant annet stabilitetsberegninger for et beregningsprofil som ligger over 1/11 Arkiv ref.: M:\2011 Oppdr\Geo\ Anton Bergsv 56\G-not-001_rev01\G-not _rev01.doc

2 utbyggingsområdet, profil A1 i N GIs rapport. Grunnforholdene på den delen av sone Kolstad som er interessant mht. stabilitetsforholdene for utbyggingsområdet er i grove trekk som følger: et øvre lag av tørrskorpeleire/meget fast leire over bløt til middels fast leire ned til ca. 10 meters dybde. Derunder er det fast og meget fast leire til stor dybde/berg. Det er registret berg i liten dybde ved bunnen av ravina i nord. Leira er kvikk/sensitiv i et 1 1,5 meter tykt lag omkring 10 meters dybde oppe på terrengplatået ved Anton Bergs veg. De utførte undersøkelser på og omkring utbyggingsområdet viser at kvikkleirelaget ligger som et horisontalt sjikt med ca. 2 5 meters mektighet over området. Laget skjærer trolig ut av skråningene mot nord og øst et godt stykke opp fra dalbunnen nedenfor, evt. er laget dekket av et tynt lag med torrskorpeleire. Laget kiler ut i retning vest og er ikke registrert ved grunnundersøkelser langs skråningstoppen like nordvest for utbyggingsområdet. N GI har i sin rapport revidert sonegrensene i området. Sone Kolstad er nå redusert i omfang og er delt inn i 3 nye soner, henholdsvis Kolstad vestre, Kolstad midtre og Kolstad østre. Utbyggingsområdet ligger innenfor sone Kolstad vestre, som i all hovedsak omfatter boligene i Anton Bergs veg Avgrensningen for sonen et trukket et stykke opp i skråningene mot nord og øst, og vi antar at grensene følger kvikkleiras omtrentlige utslag i skråningene. N GIs beregninger har vist at terrenget i skråningene er såpass bratt at stabiliteten er noe anstrengt for grunne glidesirkler ved effektivspenningsanalyser. De kritiske glidesirkler kan i all hovedsak betraktes som overflateglidninger ytterst i skråningsoverflaten. Med de forutsetninger N GI har lagt til grunn for sine beregninger er det påvist en tilnærmet labil tilstand ( m 1,0) mot slike glidninger i skråningsoverflaten. Ettersom evt. grunne overflateglidninger potensielt kan påvirke kvikkleirelaget som skjærer ut av skråningen, kan dette initiere glidninger i kvikkleirelaget som kan utvikle seg retrogressivt bakover og også ramme utbyggingsområdet. Det er i N GIs rapport ikke utført detaljerte beregninger som kan framlegges som dokumentasjon på at utbygging innenfor sonen er mulig. Dette må utføres for de enkelte utbyggingsprosjekter. Rambøll utfører på oppdrag for Maison Eiendom AS de arbeider som er nødvendige for det aktuelle utbyggingsområdet i Anton Bergs veg 56. Vi har ikke mottatt rapport fra Multiconsults uavhengig kvalitetskontroll, men har fått opplyst fra N GI at denne er forelagt N GI og at N GI nå reviderer sin rapport for endelig godkjenning. N GI har videre opplyst at Multiconsult ikke har gitt kommentarer som medfører at N GI må gjøre endringer av betydning for utbyggingsområdet, og at Rambøll Norge AS kan fortsette stabilitetsberegninger og tilhørende vurderinger for mulig utbygging der. 3. Utførte undersøkelser Det er utført grunnundersøkelser i flere omganger på og omkring utbyggingsområdet. Følgende rapporter er benyttet i vår vurdering: Rapp. nr: Navn: Utført av: Dato: O Huseby, Flatås Utbyggingsselskap O. Kummeneje AS Sone C4 - Kolstad Rambøll Norge AS Anton Bergs veg 56 Rambøll Norge AS Topografi Terrenget på det aktuelle utbyggingsområdet utgjør i dag en lokal førhøyning på et ellers flatt/slakt hellende platå som ligger innover fra de bratte skråningene mot nord og øst. Forhøyningen er fremkommet ved at terrenget omkring er nedplanert ved utbygging. I retning sør og vest er terrenget generelt slakt hellende eller flatt med noen lokale, små høydevariasjoner. 2/11 Arkiv ref.: M:\2011 Oppdr\Geo\ Anton Bergsv 56\G-not-001_rev01\G-not _rev01.doc

3 5. Grunnlag for geoteknisk prosjektering vurdering av myndighetskrav 5.1 Geoteknisk kategori Bestemmelse av geoteknisk kategori er utført iht. Eurokode 7 punkt 2.1. Krav til prosjektering av tiltaket er vurdert til å være i henhold til geoteknisk kategori Pålitelighetsklasse (CC/RC) Bestemmelse av pålitelighetsklasse er utført iht. Eurokode 0 tabell N A. A1 (901). Pålitelighetsklasse 2 velges for tiltaket. 5.3 Tiltaksklasse iht. SAK10 og krav om uavhengig kontroll I henhold til tabell 2 «Kriterier for tiltaksklasseplassering for prosjektering» i «Veiledning om byggesak» (SAK10 9-4), vurderes grave- og fundamenteringsarbeidene å kunne plasseres i tiltaksklasse 2. Dette med bakgrunn i «Fundamentering for anlegg og konstruksjoner som iht. NS-EN NA plasseres i pålitelighetsklasse 2». For geoteknikk i tiltaksklasse 2 er det krav om uavhengig kontroll av prosjektering og utførelse, i henhold til SAK punkt c. 5.4 Seismisk dimensjonering Bygninger klassifiseres i fire seismiske klasser avhengig av konsekvensene av sammenbrudd for menneskeliv, av deres betydning for offentlig sikkerhet og beskyttelse av befolkningen umiddelbart etter et jordskjelv, og av de sosiale og økonomiske konsekvensene av sammenbrudd. De seismiske klassene bestemmes iht. Eurokode 8, del 1, pkt og etter tabell N A.4(902) i Nasjonalt tillegg N A. Den planlagte utbyggingen på utbyggingsområdet skal være boliger og anbefales plassert i kategorien «Kontorer, forretningsbygg og boligbygg», og settes derfor i seismisk klasse 2. I henhold til N S-EN : 2004+A1: 2013+N A: 2014 (Eurokode 8) tabell N A.3.1 er grunnforholdene vurdert til grunntype S2 på grunn av at det er kvikk/sensitiv leire i grunnen. Dette er en forhåndsdefinert grunntype definert som «Avleiringer av jord som kan gå over i flytefase (liquefaction), sensitive leirer eller annen grunnprofil som ikke ermed i typene A E eller S1». I Trondheim er referansespissverdien for berggrunnens akselerasjon a gr = 0,8 a g40hz =0,8 0,36 = 0,29. For grunntype S2 er forsterkningsfaktoren S = 1,6 iht. Eurokode 8, tabell N A3.3. Seismisk faktor settes til = 1,0 for seismisk klasse 2 iht. Tabell N A.4(901). Grunnens dimensjonerende akselerasjon blir dermed for grunntype A: a g S = a gr S = 1,0 0,29 1,6 = 0,47. Grunnens dimensjonerende akselerasjon a g S er mindre enn utelatelseskriteriet for lav seismisitet a g S 0,49 m/s 2. Dimensjonering for jordskjelv kan derfor utelates. 5.5 Krav til sikkerhet Iht. ref. /4/ skal følgende sikkerhetsfaktorer legges til grunn for utførte beregninger: 1,25 for effektivspenningsanalyser, og 1,4 for totalspenningsanalyser. 3/11 Arkiv ref.: M:\2011 Oppdr\Geo\ Anton Bergsv 56\G-not-001_rev01\G-not _rev01.doc

4 Da det også er registrert kvikkleire i undersøkelsene på og omkring utbyggingsområdet må områdestabiliteten under og etter utbygging på utbyggingsområdet være ivaretatt iht. ref. /2/. I henhold til tabell 5.2 i ref. /2/ vurderes prosjektet å ligge i tiltakskategori K4, "Tiltak som medfører større tilflytting/personopphold samt tiltak som gjelder viktige samfunnsfunksjoner". Kvikkleiresone Kolstad vestre har faregrad lav og det stilles da følgende krav til områdestabiliteten for tiltak i tiltakskategori K4: a) m 1,4 b) Forbedring hvis m < 1,4. De utførte vurderinger må kvalitetssikres av uavhengig foretak. N GI er engasjert av oppdragsgiver for å utføre disse arbeidene. 6. Vurdering De planer vi har mottatt for den nye bebyggelsen på utbyggingsområdet viser at det skal bygges en hel kjeller under terreng og overliggende boligbygg. Planer foreligger som vedlegg 1. Dagens terreng på eiendommen skal beholdes og kjeller etableres under dette. Dagens situasjon på området er vist på tegning Det er ikke innhentet digitalt kartgrunnlag, men kart og terrengkoter er hentet fra Trondheim kommunes karttjeneste på internett. 6.1 Stabilitetsberegninger Det er utført beregninger i to terrengprofiler over utbyggingsområdet, profil A og B. Profil A tilsvarer samme profil som N GI har utført beregninger for, deres profil A1. Profilenes beliggenhet er vist på tegning De utførte stabilitetsberegninger er utført ved hjelp av dataprogrammet GeoSuite Stability. Det er utført beregninger ved både totalspenningsanalyse ADP (udrenert korttidstilstand) og effektivspenningsanalyse (drenert langtidssituasjon). Totalspenningsanalysen vurderes som kritisk ved de opptredende grunnforhold med leire, for å ta hensyn til en potensiell situasjon med udrenerte spenningsendringer i grunnen. Effektivspenningsanalysen vurderes som representativ for langtidssituasjonen. Grunnen er lagdelt og det er vekslende lag av friksjonsmasse og leire. For lagene med friksjonsmasse er det brukt effektivspenningsparametere i alle beregningene, mens det er utført beregninger både med udrenert skjærfasthet og effektivspenningsparametere i leirlagene. Dette samsvarer med N GI sin vurdering. For totalspenningsanalyse er det benyttet ADP-forhold iht. N VE 14/2014, ref. /5/. De valgte beregningsprofilene vurderes som representative for å vurdere sikkerhet mot utglidninger under og etter utbygging i Anton Bergs veg 56. Profilenes geometri, valgte materialparametere og lagdeling er vist på tegning 1002_rev01 og Beregningene er utført for dagens situasjon, dvs. det er forutsatt at en ved utbygging på området ikke endrer terreng- og belastningsforhold i negativ retning mht. områdestabiliteten. Dersom det i beregningene viser seg at stabilitetsforholdene ikke er 4/11 Arkiv ref.: M:\2011 Oppdr\Geo\ Anton Bergsv 56\G-not-001_rev01\G-not _rev01.doc

5 tilfredsstillende iht. kapittel 5.2 og ref. /2/, vil det være nødvendig å utføre stabiliserende tiltak for å ivareta stabilitetsforholdene for den ønskede utnyttelse av området. 6.2 Beregningsforutsetninger Kritiske snitt og skredmekanismer Det er utført stabilitetsberegninger i 2 profiler (A og B) som vurderes som representative for stabilitet for planlagte tiltak og omkringliggende terreng. Profilenes beliggenhet er vist på situasjonsplan, tegning Områdestabiliteten ansees utredet iht. N GI sin vurdering ref. /3/, og vurderingen er også kontrollert og, etter det vi forstår, godkjent av uavhengig kvalitetskontrollør, Multiconsult. Det er utført beregninger for sirkulære glideflater i alle profiler for sirkler som strekker seg helt bak til utbyggingsområdet, og for sirkler som omfatter evt. initalskred i sprøbruddmateriealet ved skråningskanten. Det er også utført beregninger for sammensatte glideflater som følger det horisontale kvikkleirelaget. Beregningene er utført for en plan tilstand. Det erutført en befaring i skråningen motnord forå kontrollere tilstand og registrere evt. tegn til ustabilitet eller sig i skråningen. Da spesielt med tanke på de tidligere beregnede, lave sikkerhetsfaktorer i skråningen ( labil tilstand). Det er ikke registrert tegn på aktive overflateglidninger eller aktiv erosjon i skråningen eller langs bekken, bortsett fra lokalt langsnoen mindre bekker som har løp ortogonalt på skråningen. Vegetasjonen i skråningen er godt etablert, tett, og det er storandelav storvokste (gamle) trær i skråningen. Utvalgte foto er vist i vedlegg 5. Dette tilsier at de forutsetninger som er lagt tilgrunn i NGIs stabilitetsberegning for det dype, faste leirlaget kan være noe konservativ da det for en labil stabilitetstilstand kan være naturlig å forventenoe mer sig i skråningen. Det faste leirlagetunderdet tynne kvikkleirelaget er meget fast og det kan være grunnlag forå anta en noe høyere kohesjon, c idette laget enn det som er benyttet i NGIs beregninger. Det kan diskuteres hvorvidt det er riktig å modellere laget som et effektivspenningsmateriale eller et totalspenningsmateriale,men på grunn av leirasmeget høye udrenerte fasthet erdet vurdert at det vil være mest konservativt å modellere laget som et effektivspenningsmateriale. Den høye fastheten gir imidlertid rom forå vurdere størrelsen på kohesjonen i laget. Det kan legges til grunn at denne erhøy, men på grunn av leiras fasthet hardet ikke værtmulig å ta opp prøver forå bestemme denne i treaksialforsøk. Det erderfor utført en sensitivitetsanalyse mht. kohesjonen idette leirlaget. Dette er videre omtalt i kapittel Lagdeling Tolket lagdeling i beregningsprofilene er vist på tegning 1002_rev01 og Lagdeling er tolket ut fra sonderinger og prøvetaking, og samsvarer i stor grad med N GI sin vurdering. Kvikkleirelag (sprøbruddmateriale) er framhevet med rød skravur. Rambølls grunnundersøkelser (utført etter at NGI har utført sin vurdering) viser i punkt 5 (plassert på kanten av platået) faste masser fra omtrent kote 120,5 og videre nedover. Sonderingen er derfra utført med slag for å komme ned. Det er i opptatte prøver i leirmassene over ikke påvist sprøbruddmateriale. Opptatte prøver viser fast tilmeget fast leire med små gruskorn. Sonderingskurven tyder ikke på sensitiv eller bløt leire. De tidligere undersøkelser i O. Kummenejes rapport O viser også at det er registrertmeget fast leire like under det tynne kvikkleirelaget. Vi har ut fra dette vurdert at det ikke er grunnlag for å beholde opprinnelig lag «leire_2» i profil A. Laget «fast» er dermed utvidet til å gjelde helt opp til «sprøbrudd». Selv om det ikke er påvist sprøbruddmateriale helt ut til skråningskanten, er det konservativt valgt å beholde dette lagets utforming. 5/11 Arkiv ref.: M:\2011 Oppdr\Geo\ Anton Bergsv 56\G-not-001_rev01\G-not _rev01.doc

6 6.2.3 Grunnvannstand og poretrykksforhold Det er benyttet grunnvannsdata fra N GI sin vurderingsrapport, samt fra Rambølls installerte poretrykksmåler på utbyggingsområdet. Grunnvann er registrert ca. 4 m under terreng inne på utbyggingsområdet. Målingene viser en poretrykksøkning med dybden som er noe lavere enn hydrostatisk for platået, og noe høyere enn hydrostatisk ned mot bekkedalen. I beregningene er grunnvannstand og poretrykk modellert med poretrykksprofil, som fremkommer av beregningsprofilene, tegning Materialparametere Romvekt Løsmassenes romvekt er i stabilitetsberegningene vurdert ut fra utførte laboratorieundersøkelser og erfaringsverdier. Benyttet romvekt er vist på tegning Tabell 2 viser en sammenstilling av materialparameterne som er benyttet. Erfaringsverdier er benyttet for tørrskorpeleire og det faste laget. Parametere benyttet i N GI sin rapport vedrørende områdestabilitet er også vektlagt. Udrenert skjærfasthet Udrenert skjærfasthet er valgt på grunnlag av utførte trykksonderinger (CPTU) og undersøkelser fra laboratoriet, utført av Rambøll og N GI. Tolkede CPTU som er benyttet i beregningene er vist i vedlegg 2. Benyttet skjærfasthet er vist i tolkingsdiagrammet som designlinjer, samt i beregningsprofilene. I totalspenningsanalysen tas det hensyn til leiras spenningsanisotropi (ADP-analyse). Utgangspunktet i beregningene er udrenert aktiv skjærfasthet cua for leire. Direkte og passiv skjærfasthet er beregnet ut fra følgende ADP-forhold: c ud = 0,63 c ua c up = 0,35 c ua Anisotropiforholdet er basert på anbefaling for bruk av anisotropifaktorer i prosjektering av norske leirer, ref. /5/. Det er ikke utført spesielle forsøk eller vurderinger for å kunne benytte andre verdier for dette prosjektet. For tolking av CPTU er direkte skjærfasthet c ud fra konus- og enaksialforsøk lagt inn i tolkningsprofil for CPTU som aktiv skjærfasthet med ADP-forhold som vist over, (c ua = c ud/0,63). Udrenert aktiv skjærfasthet i lag med antatt kvikkleire eller sprøbruddmateriale er redusert med 15 % sammenliknet med tolkede aktive verdier, iht. anbefalinger i ref. /2/. I beregningene er reduksjonen inkludert i ADP-forholdet, og ikke i skjærfasthetsprofilene. Følgende ADP-forhold er benyttet i kvikkleire eller sprøbruddmateriale: c ua_kl = 0,85 c ua c ud_kl = 0,63 c ua c up_kl = 0,35 c ua Vurdering av leiras sensitivitet er gjort på grunnlag av utførte laboratorieundersøkelser og tolking av totalsonderinger og CPTU. 6/11 Arkiv ref.: M:\2011 Oppdr\Geo\ Anton Bergsv 56\G-not-001_rev01\G-not _rev01.doc

7 Effektiv skjærfasthet For effektivspenningsanalysen er det benyttet tolkede verdier fra utførte treaksialforsøk utført av både Rambøll og N GI, samt erfaringsverdier. Tolkning av Rambølls utførte treaksialforsøk er vist i vedlegg 3, og benyttede verdier er vist i beregningsprofilene. Parameterne samsvarer delvis med parametere benyttet av N GI for vurdering av områdestabilitet. For profil A er det i tillegg utført en sensitivitetsanalyse/parameterstudie mht. kohesjon i den faste leira. Det er benyttet varierende verdier for kohesjon i dette laget, da N GI sine parametere vurderes å være meget konservative. Kvalitet av grunnundersøkelsene Prøvekvalitet på opptatte 54 mm sylinderprøver er vurdert ut fra volumetrisk tøyning ved treaksialforsøk. OCR-nivå benyttet i vurderingen av prøvekvalitet er basert på utførte ødometerforsøk og tolkning av OCR fra utførte CPTU. Vurdering av kvaliteten av Rambølls treaksialforsøk er vist i tabell 2. Bestemmelse av prøvekvalitet er basert på overkonsolideringsgrad og volumtøyning (utpresset porevann under konsolidering til antatt insitu spenningsnivå) iht. tabell 6 i ref. /6/. Tabell 1: Kvalitetsvurdering treaksialforsøk Punkt Dybde [m] Treaksialforsøk dv [cm 3 ] dv [%] OCR [-] Kvalitet 4 9,60 CAUc 1,0 0,021 1,5-2 Veldig god 4 9,70 CAUc 1,4 0,033 1,5-2 Veldig god Kvalitet på utførte trykksonderinger (CPTU) tilfredsstiller anvendelsesklasse 1. Dokumentasjon for måledata er vist i vedlegg 4. Oppsummering materialparametere Tabell 2: Benyttede materialparametere i beregningene. [kn/m 3 ] [ grader ] c [kpa] c ua_konstant [kpa] A-verdi D-verdi P-verdi Tørrskorpeleire , Leire ,0 c-profil 1,00 0,63 0,35 Kvikkleire ,0 c-profil 0,85 0,63 0,35 Fast lag ,0 35, Resultater I de utførte beregningene oppnås tilfredsstillende sikkerhetsfaktor iht. ref. /2/ for alle glideflater som strekker seg inn mot utbyggingsområdet og dets ytre begrensninger både i totalspenningsanalysen og effektivspenningsanalysen. Det oppnås ikke tilfredsstillende sikkerhetsfaktor for alle grunne glideflater ytterst i skråningen i profil A og B i sensitivitetsanalysen. I profil A oppnås for de grunne glideflatene i effektivspenningsanalysen en sikkerhetsfaktor på 1,23 for c = 20 kpa i det faste leirlaget, økende til 1,40 for c = 35 kpa i det faste leirlaget. Totalspenningsanalysen gir en sikkerhetsfaktor på 1,26 (c=20 kpa) og 1,41 (c=30 kpa) for denne typen glideflate. For mer lokale glideflater ved skråningskanten, som også griper ned i det kvikke leirlaget oppnås sikkerhetsfaktor 1,41 for effektivspenningsanalysen og 2,22 for totalspenningsanalysen. For dypere glideflater som griper inn mot utbyggingsområdet oppnås sikkerhetsfaktor 1,40 1,41 (c=10 kpa i det faste leirlaget). For de plane glideflatene som følger kvikkleirelaget inn mot utbyggingsområdet er det 7/11 Arkiv ref.: M:\2011 Oppdr\Geo\ Anton Bergsv 56\G-not-001_rev01\G-not _rev01.doc

8 oppnådd sikkerhetsfaktor 2,85 3,26 i totalspenningsanalysen og 3,08 3,38 i effektivspenningsanalysen. I profil B er skråningshelningen noe slakere enn i profil A og det oppnås for en grunn glideflate i effektivspenningsanalysen en sikkerhetsfaktor på 1,2 for c = 10 kpa i det faste leirlaget. Totalspenningsanalysen gir en sikkerhetsfaktor på 1,56 for denne typen glideflate. For en mer lokal glideflate ved skråningskanten, som også griper ned i det kvikke leirlaget oppnås sikkerhetsfaktor 1,56 for effektivspenningsanalysen og 2,08 for totalspenningsanalysen. Dypere glideflater som griper inn mot utbyggingsområdet oppnår sikkerhetsfaktor 1,79 1,86. For de plane glideflatene som følger kvikkleirelaget inn mot utbyggingsområdet er det oppnådd sikkerhetsfaktor 2,37 3,22 i totalspenningsanalysen og 3, Stabilitetsvurdering De oppnådde resultater viser at skråningene mot nord og øst ikke har tilfredsstillende stabilitet i forhold til de krav som stilles i ref. /2/, for alle alternative materialparametere. Rambøll er av den oppfatning at en kohesjon på c = i det meget faste leirlaget ikke er overdrevent høyt (su er registrert >250 kpa), og det oppnås tilfredsstillende sikkerhet i skråningen med denne forutsetningen. Det er allikevel utført en vurdering av evt. glidninger i skråningen og mulig utvikling bakover mot utbyggingsområdet. Det er lite/ingen kvikk/sensitiv leire involvert i de kritiske glideflater og det er diskutabelt hvorvidt en evt. glidning langs disse glideflatene kan være utløsende for et kvikkleireskred som kan påvirke bebyggelsen i Anton Bergs veg 56. Som grunnlag for å vurdere dette er det valgt å legge til grunn de momenter som fremkommer i artikkelen En diskusjon om løsne- og utløpsområder for skred i sprøbruddmaterialer, ref. /7/, fra Geoteknikkdagen 2014, utarbeidet av representanter fra Statens vegvesens (Vegdirektoratet) N VE og Jernbaneverket i forbindelse med NIFS-prosjektet, delprosjekt 6.7 Skredutbredelse og utløpsområder. Det er utført en nærmere vurdering av den involverte leiras omrørte skjærstyrke, c ur og de kriterier for områdeskred som er diskutert i ref. /7/. I avsnitt 3, ref. /7/ står følgende: Utbredelse av områdeskred er avhengig av blant annet topografiske forhold, jordegenskaper og utløsende årsak. For at store områdeskred skal oppstå etter et initialskred, er det imidlertid viktig at minst de to følgende kriteriene er oppfylt (Mitchell and Merkel, 1974; Lebuis og Rissmann, 1979; Tavenas et al., 1983; Karlsrud et al., 1984; Thakur et al., 2012; Thakur og Degago, 2012): 1. Sprøbruddmaterialene involvert i bruddet må være fullstendig omrørt 2. Skredmassene må kunne strømme ut av skredområdet Dersom disse to kriteriene ikke er oppfylt, er det liten sannsynlighet for at store områdeskred, slik som beskrevet i tabell 1, vil kunne skje. I avsnitt 3.3 i ref. /7/ er også størrelsen kvikkhet, Q, omtalt. Det er utført forsøk for å studere leire med ulik omrørt skjærstyrke og leiras evne til å flyte utover i omrørt tilstand. Studien viser at leirer med omrørt skjærstyrke > 1 kpa ikke har potensiale for å utvikle skalkskred, og at denne verdien er en rimelig grenseverdi hvor omfanget av et evt. leirskred vil begrense seg til et mindre lokalt skred. For å vurdere de to ovenfor nevnte kriterier samt leiras kvikkhet, er det sett nærmere på utførte laboratorieundersøkelser i borpunkt 2, 4 og 5, mht. registrerte verdier for omrørt skjærstyrke på 8/11 Arkiv ref.: M:\2011 Oppdr\Geo\ Anton Bergsv 56\G-not-001_rev01\G-not _rev01.doc

9 opptatte leirprøver. Borpunkt 2: Gjennomsnittlig omrørt skjærstyrke for de 17 registreringene fra 3,5 meter til 12 meters dybde i borpunkt 2 er 2,8 kpa. Det er bare i en prøve mellom 11 og 11,5 meter registrert omrørt skjærstyrke på 0,5 kpa. Alle øvrige registeringer er mellom 1,3 og 4,4 kpa. Borpunkt 4: Gjennomsnittlig omrørt skjærstyrke for de 10 registreringene fra 4,0 meter til 11 meters dybde i borpunkt 2 er 2,95 kpa. Det er bare i en prøve mellom 9,5 og 10,5 meter registrert omrørt skjærstyrke på 0,4 kpa. Alle øvrige registeringer er mellom 1,1 og 4,8 kpa. Borpunkt 5: Omrørt skjærstyrke for prøveserien ligger for alle prøver godt over 2 kpa. Laboratorieresultatene fra borpunkt 2, 4 og 5 viser at leira i all hovedsak er ikke-kvikk/ikke sensitiv, bortsett ifra et tynt lag på ca. 1 1,5 meter i borpunkt 2 og 4 hvor det er registrert leire som faller inn under kategorien kvikkleire eller sprøbruddmateriale iht. ref. /1/ og /2/, dvs. c ur 2 kpa og sensitivitet, S t, 15. De registrerte laboratorieresultater og de kritiske glideflater funnet i beregningene (grunne flater ytterst i skråningen i effektivspenningsanalysen) viser at den leira som er involvert i et initialskred (bruddet) ikke er sprøbruddmateriale. Det er bare det tynne laget med kvikk/sensitiv leire som kan gi sprøbruddeffekt, men dette laget representere en såpass liten andel av glideflaten at det ikke vil prege bruddet, dvs. medføre at en får et sprøtt brudd i skråningen. Dette kunne tenkes å være tilfelle for de mindre og lokale glideflatene øverst i skråningskanten som ender ut i kvikkleirelaget, men disse har tilfredsstillende sikkerhetsfaktor og medfører derfor ingen skredfare for utbyggingsområdet iht. ref. /2/. De grunne glideflatene i skråningen vil ved en evt. glidning her tvert imot oppføre seg seigt eller nøytralt og ikke medføre at løsmassene glir langt nedover skråningen. Det er rimelig å legge til grunn at massene ved et brudd her, på grunn av den høye omrørte skjærstyrken, vil gli noe ned i skråningen, men ikke så mye at de etterlater en bakenforliggende blottlagt skredgrop som åpner for nye skred i kvikkleirelaget. Ut i fra dette vurderes at hverken kriterium 1 eller 2 er oppfylt for skråningene i profil A og B. Leiras omrørte skjærstyrke er så høy (eller leiras kvikkhet er så lav) at leira, for kritisk skjærflater, ikke vil bli fullstendig omrørt og ikke flyte ut av skredgropa og etterlate seg en ny kritisk skredkant som ved en retrogressiv utvikling kan nå bak mot utbyggingsområdet. Den gjenstående skredkanten vil ikke være høy nok til at nye større skred vil fortsett skredutviklingen. Skredet vil dermed stoppe seg selv og stabilitetssituasjonen etter det første skredet vil, for den nye skråningsgeometrien, være noe forbedret. Den planlagte boligbygget skal ha full kjeller. Tiltaket medfører dermed en forbedring av stabiliteten i området. Ettersom det er nedplanert for de omkringliggende boligbygg representerer også dette en forbedring av stabiliteten i forhold til tidligere terreng på området. Det er ikke utført nærmere beregninger for å dokumentere forbedringens størrelse. Områdestabiliteten anses med dette ivaretatt iht. ref. /1/ og /2/. 6.3 Fundamentering og setning Det er i hovedsak registrert 3 meter tørrskorpeleire over middels fast leire til ca. 5 meters dyp. Leira blir noe bløtere i dybden, men er ikke sensitiv før en når ca meters dybde. I følge utførte 9/11 Arkiv ref.: M:\2011 Oppdr\Geo\ Anton Bergsv 56\G-not-001_rev01\G-not _rev01.doc

10 ødometerforsøk er massene overkonsolidert, OCR > 2. Med bakgrunn i dette og at det skal graves full kjeller under bygget, vurderes faren for setninger å være liten, men at en lokalt kan få noe setning under fundamenter med høye fundamenttrykk. Det er utført en bæreevneberegning for enkeltfundamenter ved en både en totalspenningsanalyse og en effektivspenningsanalyse. Totalspenningsanalysen gir følgende bæreevne: s ua = 40 kpa => s ud = 25 kpa vn = 5,2 * 25 / 1,4 = 95 kpa For effektivspenningsanalysen er det på grunnlag av utførte treaksialforsøk i borpunkt 4 forutsatt en friksjon tan lik 0,58, attraksjon, a, lik 5 kpa og materialfaktor m = 1,25. Fundamentnivå er satt til 0,7 meter under fremtidig terreng, fratrukket evt. isolasjon under gulv mot grunn, og det er forutsatt at drenering legges ned til uk fundament. For rent vertikalt påkjente fundamenter gir dette følgende bæreevne i bruddgrensetilstand: Bredde [m] Bæreevne [kpa] 1, , ,0 250 Effektivspenningsanalysen gir betydelig høyere fundamenttrykk enn totalspenningsanalysen og totalspenningsanalysen blir dermed dimensjonerende mht. bæreevne. Største tillatte fundamenttrykk for rent vertikalt påkjente fundamenter i bruddgrense blir dermed 95 kpa. Det er antatt at en støper helstøpt plate som gulv mot grunn i kjelleren, og at denne, sammen med etasjeskiller, tar opp horisontallasten fra jordtrykket bak kjellerveggene. Jordtrykket er i dette tilfellet tosidig og vil dermed utlignes slik at en unngår horisontallaster på fundamentene fra jordtrykket. Det er derfor ikke tatt hensyn til evt. horisontallaster i bæreevneberegningen. Vi går ut i fra at det ikke skal fylles over dagens terreng rundt de planlagte byggene. 6.4 Graving Det er ikke angitt kotenivå for ok gulv i kjelleren, men vi antar at en ved full kjeller under byggene må grave ca. 4 meter fra dagens terreng ned til uk fundamenter. Graving vil da foregå i tørrskorpeleire og middels fast leire. Fri graveskråning må anlegges med helning minimum 1: 1,5, men man må være forberedt på å tilpasse graveskråningen dersom en kommer borti løsmasser med avvikende beskaffenhet. 10/11 Arkiv ref.: M:\2011 Oppdr\Geo\ Anton Bergsv 56\G-not-001_rev01\G-not _rev01.doc

11

12 Profil A Profil B OPPDRAG REV. DATO TEGNINGSSTATUS Anton Bergs veg 56 MBP PAW PAW ENDRING TEGN KONTR GODKJ INNHOLD SITUASJON SPLAN Beregningsprofiler Rambøll Norge AS - Region Midt-Norge P.B Mellomila 79, N-7018 Trondheim TLF: FAX: OPPDRAGSGIVER Maison Eiendom AS OPPDRAG NR MÅLESTOKK 1 : BLAD NR. 01 AV 01 TEGNING NR. REV Grunnundersøkelser

13

14

15

16

17 130,5 Udrenert skjærfasthet, cua [ kn/m2 ] 130,5 Bq [ ], OCR [ ] ,5 129, ,5 128, ,5 127,5 OCR ødometerforsøk (CRS); 2, ,5 126, ,5 125 K O T E N I V Å Ndu=4+4.5*Bq Ndu= *logOCR+0.07*Ip St<15 Nkt= *logOCR+0.082*Ip St<15 Ndu= *log(OCR) St>15 125,5 125 Poretrykksparameter Bq OCR benyttet ved tolking av udrenert skjærstyrke OCR f(q,st<15) OCR f(q,st>15) OCR ødometerforsøk (CRS) Nkt= *logOCR St>15 124,5 CAUA treaksialforsøk Designlinje 124,5 124 Konus (aktiv verdi) Enaks (aktiv verdi) 124 SHANSEP 123,5 123, ,5 122, ,5 121, ,5 120, ,0 20,0 40,0 60,0 80,0 100,0 120,0 140,0 160,0 180,0 200, ,00 0,50 1,00 1,50 2,00 2,50 3,00 3,50 4,00 4,50 5,00 5,50 6,00 6,50 7,00 7,50 8,00 8,50 9,00 9,50 10,00 Maison Eiendom AS Anton Bergs veg 56 Tegn./kontr. Borpunkt: 4 Terrengkote: 132,1 MBP/PAW Tolking/presentasjon av CPTU Dato Udrenert skjærfasthet og OCR Oppdrag Vedlegg 2 Tegn. Nr.

18 129 Udrenert skjærfasthet, cua [ kn/m2 ] 129 Bq [ ], OCR [ ] 128,5 128, ,5 127, ,5 126, ,5 125, ,5 K O T E N I V Å Ndu=4+4.5*Bq Ndu= *logOCR+0.07*Ip St<15 Nkt= *logOCR+0.082*Ip St<15 Ndu= *log(OCR) St> ,5 Poretrykksparameter Bq OCR benyttet ved tolking av udrenert skjærstyrke OCR f(q,st<15) OCR f(q,st>15) OCR ødometerforsøk (CRS) 124 Nkt= *logOCR St>15 CAUA treaksialforsøk 124 Designlinje 123,5 Konus (aktiv verdi) 123,5 Enaks (aktiv verdi) SHANSEP ,5 122, ,5 121, ,5 120, ,0 20,0 40,0 60,0 80,0 100,0 120,0 140,0 160,0 180,0 200, ,00 0,50 1,00 1,50 2,00 2,50 3,00 3,50 4,00 4,50 5,00 5,50 6,00 6,50 7,00 7,50 8,00 8,50 9,00 9,50 10,00 Maison Eiendom AS Anton Bergs veg 56 Tegn./kontr. Borpunkt: 7 Terrengkote: 130,8 MBP/PAW Tolking/presentasjon av CPTU Dato Udrenert skjærfasthet og OCR Oppdrag Vedlegg 2 Tegn. Nr.

19 NTNU-plott største skjærspenning, (σ a - σ r )/2 (kpa) ,5 a= 7, tan φ = 0, , minste hovedspenning, σ' r (kpa) mobilisert friksjon, tan ρ 0,9 0,8 0,7 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 0,1 skjærspenning, (σ a - σ r )/2 (kpa) aksial tøyning, ε (%) aksial tøyning, ε (%) prøve 1, a = 0 prøve 2, a = 0 Konsolideringsspenninger PRØVE SYMBOL PUNKT LAB DYBDE TYPE w(vekt%) dv (%) de/e 0 p 0 ' (kpa) p a ' (kpa) p r ' (kpa) KOMMENTAR 1 Δ ,60m CAUc 30,3 1,0 0, Leire,med siltige lag ,70m CAUc 25,2 1,4 0, Leire,med siltige lag Versjon: Anton Bergs veg 56 Oppdrag Tegn./kontr. Vedlegg MBP/PAW 3 TREAKSIALFORSØK Dato Tegn. Nr

20 16 14 skjærmodul, G (MPa) aksial tøyning, ε (%) 140 poretrykk inkl. baktrykk, u (kpa) aksial tøyning, ε (%) største skjærspenning, (σ a - σ r )/2 (kpa) aksial tøyning, ε (%) Konsolideringsspenninger PRØVE SYMBOL PUNKT LAB DYBDE TYPE w(vekt%) dv (%) de/e 0 p 0 ' (kpa) p a ' (kpa) p r ' (kpa) KOMMENTAR 1 Δ ,60m CAUc 30,3 1,0 0, Leire,med siltige lag ,70m CAUc 25,2 1,4 0, Leire,med siltige lag Versjon: Anton Bergs veg 56 Oppdrag Tegn./kontr. Vedlegg MBP/PAW 3 TREAKSIALFORSØK Dato Tegn. Nr

21 DOKU M EN TASJON MÅLEDATA - GEOTECH SON DER Sonde nr.: 4492 Oppløsning: 18-bit SONDEDATA Arealforhold, a: 0,838 Arealforhold, b: 0 Kalibreringsdato: Utførende: Geotech AB EGENSKAP (fra kaliberingsark) SPISSMOTSTAND SIDEFRIKSJON PORETRYKK Maksimum spenning [MPa] 50 0,5 2 Måleområde [MPa]: 50 0,5 2 Oppløsning 12-bit [kpa]: Oppløsning 18-bit [kpa]: 0,5745 0,0102 0,0226 Max. temp.effekt, ubelastet [kpa]: 49,407 1,0098 0,5424 Temperaturområde [ o C]: Merknad: UTFØRELSE Borpunkt nr.: 4 Dato: Borleder: Myhre, Roger Assistent: Svegård, Olav Filtertype: Ferdigmettet porøsfilter Mettningsmedium: Frostvæske Forankring: Nei Sondetemperatur start [ o C]: 8,2 Forboring [m]: 2 Sondetemperatur slutt [ o C]: 7,8 Sum boring [m]: 12,18 Kontroll skriver [m]: 12,18 Avstand mellom målinger [mm]: 20 Max. helning [ o ]: 6,11 Merknad: EGENSKAP SPISSMOTSTAND SIDEFRIKSJON PORETRYKK Maksimal temperatureffekt [kpa]: 0,4941 0,0101 0,0054 FAKTOR NA (q) NB (f) NC (u) Før sondering: Etter sondering: Avvik [MPa/kPa/kPa]: 0,0074 0,3 0,3 MÅLESTØRRELSE SPISSMOTSTAND SIDEFRIKSJON PORETRYKK Samlet nøyaktiget, D TOT [kpa]: 8,4686 0,3203 0,3280 Tillatt nøyaktiget A1, D k [kpa]: Tillatt nøyaktiget A2, D k [kpa]: Tillatt nøyaktiget A3, D k [kpa]: ANVENDELSESKLASSE: Vurdering profil: Oppdragsgiver: Maison Eindom AS NØYAKTIGHETSVURDERING GEOTECH - VURDERING AV ANVENDELSESKLASSE Dokumentasjon av utstyr og målenøyaktighet MÅLEVARIABLE NULLPUNKTKONTROLL Oppdrag: Anton Bergs veg 56 Borpunkt nr: 4 Sonde: 4492 Dato: Tegnet: Kontrollert: Myhre, Roger PAW Oppdragsnr.: Bilag nr.:

22 DOKU M EN TASJON MÅLEDATA - GEOTECH SON DER Sonde nr.: 4492 Oppløsning: 18-bit SONDEDATA Arealforhold, a: 0,838 Arealforhold, b: 0 Kalibreringsdato: Utførende: Geotech AB EGENSKAP (fra kaliberingsark) SPISSMOTSTAND SIDEFRIKSJON PORETRYKK Maksimum spenning [MPa] 50 0,5 2 Måleområde [MPa]: 50 0,5 2 Oppløsning 12-bit [kpa]: Oppløsning 18-bit [kpa]: 0,5745 0,0102 0,0226 Max. temp.effekt, ubelastet [kpa]: 49,407 1,0098 0,5424 Temperaturområde [ o C]: Merknad: UTFØRELSE Borpunkt nr.: 7 Dato: Borleder: Myhre, Roger Assistent: Svegård, Olav Filtertype: Ferdigmettet porøsfilter Mettningsmedium: Frostvæske Forankring: Nei Sondetemperatur start [ o C]: 15,5 Forboring [m]: 2 Sondetemperatur slutt [ o C]: 7,8 Sum boring [m]: 10,66 Kontroll skriver [m]: 10,66 Avstand mellom målinger [mm]: 20 Max. helning [ o ]: 0 Merknad: EGENSKAP SPISSMOTSTAND SIDEFRIKSJON PORETRYKK Maksimal temperatureffekt [kpa]: 9,5108 0,1944 0,1044 FAKTOR NA (q) NB (f) NC (u) Før sondering: Etter sondering: Avvik [MPa/kPa/kPa]: -0,0057-0,1 0,5 MÅLESTØRRELSE SPISSMOTSTAND SIDEFRIKSJON PORETRYKK Samlet nøyaktiget, D TOT [kpa]: 15,7853 0,3046 0,6270 Tillatt nøyaktiget A1, D k [kpa]: Tillatt nøyaktiget A2, D k [kpa]: Tillatt nøyaktiget A3, D k [kpa]: ANVENDELSESKLASSE: Vurdering profil: Oppdragsgiver: Maison Eindom AS NØYAKTIGHETSVURDERING GEOTECH - VURDERING AV ANVENDELSESKLASSE Dokumentasjon av utstyr og målenøyaktighet MÅLEVARIABLE NULLPUNKTKONTROLL Oppdrag: Anton Bergs veg 56 Borpunkt nr: 7 Sonde: 4492 Dato: Tegnet: Kontrollert: Myhre, Roger PAW Oppdragsnr.: Bilag nr.:

23 G-not vedlegg 5 Foto 1 Foto 2 1/3

24 G-not vedlegg 5 Foto 3 Foto 4 2/3

25 G-not vedlegg 5 Foto 5 3/3