Vurdering av fundamenteringsløsning for Hov bru

Transkript

1 Side: 1 Til: Statens vegvesen region nord v/ Øyvind Skeie Hellum Kopi til: Rev.nr. / Rev.dato: 1 / Dokumentnr.: TN Prosjekt: Fv. 91 Fjellstad-Hov, Breivikeidet, Tromsø Utarbeidet av : Vegard Gavel-Solberg Prosjektleder: Ragnar Moholdt Kontrollert av: Vidar Gjelsvik Vurdering av fundamenteringsløsning for Hov bru Innhold Innledning 2 Grunnlag 3 Aktuelt jordprofil og jordparametere 3 Jordprofil og indeksegenskaper 3 Tolkning av prekonsolideringsspenning 5 Udrenert skjærfasthet 7 Udrenert modul 9 Drenert modul og modultall 9 Permeabilitet 10 Kalksementparametere 10 Beregninger for ulike fundamenteringsløsninger 11 Generelt 11 Beregninger for svevende friksjonspeler 11 Beregninger for kalksementstabilisert blokk 14 Beregningsresultater 15 Stabilitet av anleggsmaskiner 16 Generell vurdering av andre fundamenteringsløsninger 16 Erfaringer med fundamenteringsløsningene 16 Stålrørspeler 16 Betongpeler 17 Kalksementstabilisering 17 Vurderinger for videre planlegging 18 Konklusjon 18 Kontroll- og referanseside

2 Side: 2 Innledning NGI har tidligere bistått Statens vegvesen med vurdering av områdestabilitet og valg av fremtidig trasé for Fv. 91 mellom Breivikeidet bru og Hov i Tromsø kommune. "Alternativ 2" ble valgt, dvs. ny veg på sørsiden av Breivikelva hvor det aller meste av kvikkleireproblematikk unngås. Det skal nå utarbeides reguleringsplan for utbygging av "Alternativ 2". For deler av denne strekningen, mellom Fjellstad og Hov, er det påvist kvikk / sensitiv leire. På denne strekningen må områdestabilitet og fundamenteringsmetode til ny bru over Breivikelva vurderes. NGIs bidrag består av planlegging / oppfølging av grunnundersøkelser og utarbeidelse av dokumentasjon av stabilitetsforhold, nødvendige tiltak, og innledende vurderinger av bæreevne og setninger for ny Hov bru. Foreliggende notat inneholder overslagsberegninger for ulike fundamenteringsløsninger. Med bakgrunn i grunnforholdene er det vurdert friksjonsbærende peler og grunnforsterkning med kalksement som aktuelle fundamenteringsløsninger. Figur 1-1 Oversiktskart for ny planlagt brukryssing Hov bru

3 Side: 3 Grunnlag Brugeometri og planlagt veglinje er basert på grunnlagsfiler oppsummert i Tabell 2-1. Planlagt bru skal ha et spenn på 40 m. Tabell 2-1 Grunnlagsfiler for brugeometri og veglinje Filnavn Beskrivelse Mottatt T_GEOM_12000.dwg Ny veglinje Fra SVV A_LP_12000_ dwg Lengdesnitt ny veglinje, inkludert Hov bru Fra SVV Hov bru lengdesnitt.dwg Lengdesnitt Hov bru Fra SVV Brulaster er basert på laster oppgitt fra Statens vegvesen pr. epost, datert 18. mars 2015, oppsummert i Tabell 2-2. Lastene er oppgitt for fundamenter ved UK såle. Tabell 2-2 Brulaster for hvert fundament oppgitt fra Statens vegvesen Lastretning Vertikal Horisontal Lastintensitet kn kn Det er benyttet samme laster for beregninger i både bruddgrense og bruksgrense. I henhold til Håndbok V499 skal setningsberegninger beregnes med lastkombinasjon SLS Tilnærmet permanent for bruer, ref. [1]. Dette punktet anses imidlertid ikke som vesentlig for inneværende planfase. Virkning av tilløpsfyllinger inn mot bruas landkar er ikke hensyntatt. Dette antas å ikke påvirke valg av fundamenteringsløsning i særlig grad, men må inkluderes i endelig prosjektering. Aktuelt jordprofil og jordparametere Jordprofil og indeksegenskaper Grunnforholdene ved nordre og søndre landkar er godt dokumentert. Det valgte jordprofilet bygger på tolkning av grunnboringer utført i punkt 403. I tillegg er de andre grunnundersøkelsene i området vurdert og underbygger resultatene fra 403. Kjente korrelasjoner og erfaringsverdier er også benyttet der det er hensiktsmessig. For vurderinger av og bakgrunnen for jordparameterne vises det til datarapport og eget teknisk notat for parametervalg, ref. [2] og [3]. I det følgende gjengis parameterne fra notatet.

4 Side: 4 Jordprofilet består av ca. 5,5 m mektige toppmasser bestående av 1 m tørrskorpe over sandig, leirig silt. Prøveserien fra borhull 403 viser tydelig lagdeling med lag av bare silt og lag av leirig, sandig silt. I følge laboratoriepersonellet opplevdes toppmassene som fastere ved trimming av prøven enn det enaks-forsøkene tilsier. Vanninnholdet varierer rundt wc = 24% for toppmassene, se Figur 3-1. Fra ca. 5,5 m dybde består massene av finere masser, i hovedsak leire og siltig leire, men lagdelingen er fortsatt fremtredende og rene siltlag er påvist dypere enn dette. Med dybden faller omrørt skjærfasthet og sensitiviteten øker. Vanninnholdet er relativt varierende, antagelig på grunn av lagdelingen. Det vil si at den utpregede lagdelingen gir seg utslag i relativt stor variasjon i vanninnhold. Vanninnholdet er viser en økende tendens med dybden, med gjennomsnitt omtrent wc = 30%. Ned til ca. 9 m dybde varierer omrørt skjærfasthet, men i hovedsak er den mindre enn krav til sprøbruddmateriale i henhold til definisjonen i NVEs veileder , ref. [4], cu;r < 2 kpa og St > 15. Fra ca. 9 m dybde viser prøveserien kvikkleire, cu;r < 0,5 kpa. For beregningen er det valgt å regne sprøbruddmateriale fra 5,5 m dybde. CPTU-sonderingen fra 403 antyder overgang til ikke-sensitiv leire i m dybde ut fra målt sidefriksjon fs < 12 kpa og samtidig normalisert poretrykksfaktor Bq > 0,7, mens totalsonderingen kan antyde sensitiv leire helt ned til 40 m dybde. For beregningen er det tolket overgang til ikke-sensitiv leire i 30 m dybde. Dybden til fjell er ukjent. Totalsonderingen i 404 er avsluttet i løsmasser i 60 m dybde uten å finne fjell. 0 Vanninnhold [%] Dybde [m] IP = 10 IP = IP = 5 IP = 6 IP = 6 IP = 8 IP = 9 15 Figur 3-1 Resultater fra indeksforsøk på prøveserie fra borhull 403

5 Side: 5 Tyngdetettheten varierer rundt 20 kn/m 3 for hele prøveserien. For beregningene settes γ = 20 kn/m 3. Piezometer i 403 viser ingen tegn til artesisk overtrykk. Grunnvannstand settes til 1 m under terreng med hydrostatisk poretrykksøkning med dybden. Tolkning av prekonsolideringsspenning Overkonsolideringsgraden OCR er primært tolket på grunnlag av korrelasjon mot normalisert spissmotstandsforhold Qt ved CPTU-sonderingene 403A og 403B, basert på blokkprøvedatabasen til NGI, ref. [5] og [6]. I tillegg er det ett ødometerforsøk fra prøveserien i 403 hvor det er mulig å tolke en prekonsolideringsspenning p'c. Basert på øvrige CPTU-sonderinger og andre utførte ødometerforsøk er det tolket et tidligere terrengnivå på 30 m, mot dagens nivå på 6,6 m. Dette svarer til en relativt stor forbelastning. Det er antatt en langtids krypfaktor på 1,2. For øvrige utførte ødometerforsøk har det ikke vært mulig å tolke en prekonsolideringsspenning. Grunnen til at mange forsøk har vært umulige å tolke antas å skyldes høyt siltinnhold i leira, kvikk oppførsel og lav plastisitet, som gjør at leira forstyrres lett ved opptak av prøveserie. Figur 3-2 viser det tolkede OCR-profil basert på CPTU 403A. CPTU 403B viser så vidt lavere, men tilsvarende resultater. OCR 0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 6,0 0 Dybde (m) OCR (Tidligere terrengnivå) OCR (Qt) OCR (Poretrykk) OCR (Bq) OCR trendlinje Ødometerforsøk Parentesen forklarer hva OCR kurven er beregnet ut fra 25 Figur 3-2 Tolket OCR-profil basert på CPTU 403A

6 Side: 6 Beregningene krever informasjon om prekonsolideringsspenning også for dybder større enn 25 m. OCR-profil og prekonsolideringsspenning er da ekstrapolert videre med samme tendens. Figur 3-3 viser tolkede effektivspenninger, poretrykk og prekonsolideringsspenning for jordprofilet. Verdiene er også tabulert i Tabell Spenning [kpa] Dybde [m] u_0 sig'_v0 p'_c Figur 3-3 Tolkede effektivspenninger, poretrykk og prekonsolideringsspenning for jordprofilet Tabell 3-1 Tolkede effektivspenninger, poretrykk og prekonsolideringsspenning for jordprofilet Dybde σ'v0 u0 OCR p'c [m] [kpa] [kpa] [-] [kpa] 0,0 0,0 0,0 150,0 2,0 30,0 10,0 5,0 150,0 4,0 50,0 30,0 3,9 195,0 10,0 110,0 90,0 2,6 286,0 15,0 160,0 140,0 2,2 352,0 20,0 210,0 190,0 2,0 420,0 25,0 260,0 240,0 1,9 494,0 100,0 1010,0 990,0 1,3 1313,0

7 Side: 7 Udrenert skjærfasthet Udrenert skjærfasthet er primært bestemt på grunnlag av CPTU-sonderinger og korrelasjoner mot blokkprøvedatabasen til NGI, ref. [5] og [6]. Det er ikke utført noen treaksialforsøk i området som kan underbygge tolkningen, fordi laboratoriet hvor prøvene er analysert ikke har apparat for dette. I tillegg er resultater fra CPTU-sonderinger sammenlignet med verdier fra SHANSEPmetoden, ref. [7]. Metoden beskriver en matematisk sammenheng mellom in-situ spenninger, OCR-profil og skjærfasthet: cc uu;aa = SS OCR mm σσ vvvv Med bakgrunn i ovennevnte formel og tolket OCR-profil skulle en forvente en relativt høy skjærfasthet. SHANSEP-parameterne må imidlertid justeres ned til veldig lave verdier for å i det hele tatt være sammenlignbare med oppnådd fasthet fra CPTUsonderingene, se Figur 3-4 og Tabell 3-2. Benyttede SHANSEP-parametere er S = 0,28 og m = 0,6. Til tross for lave parametere gir SHANSEP en høyere forventet udrenert skjærfasthet enn det som kan dokumenteres ved CPTU-sonderingene. Ettersom det ikke er utført treaks-forsøk fra området er CPTU-sonderingene vektlagt for parametertolkingen. CPTU 403B viser så vidt lavere, men tilsvarende resultater. c u;a [kpa] Dybde [m] Shanshep basert su NDu basert su NC-leire korrelasjon Anbefalt su Nkt basert su Enaks konus 25 Figur 3-4 Tolket skjærfasthetprofil fra CPTU-sondering 403A. Det er tolket samme profil for CPTU-sonderinger 403B.

8 Side: 8 Tabell 3-2 Tolket skjærfasthetprofil fra CPTU-sondering 403A og 403 B. Dybde cu;a [m] [kpa] I foreliggende notat er det benyttet følgende koeffisienter for anisotropi basert på anbefalinger i NIFS-rapport, ref. [8]: cu;d/cu;a = 0,63 cu;p/cu;a = 0,35 I tillegg benyttes fasthetsreduksjon for kvikk/sensitiv leire basert på anbefalinger av Karlsrud (2014), ref. [6]: cu;a,redusert/cu;a = 0,85 cu;d,redusert/cu;d = 0,90 cu;p,redusert/cu;p = 0,95 Figur 3-5 viser benyttet aktivt, direkte og passivt skjærfasthetprofil for beregningene. 0 Fasthet [kpa] Dybde [m] c_u;a,uredusert c_u;a c_u;d,uredusert c_u;d c_u;p,uredusert c_u;p 100 Figur 3-5 Benyttet aktivt, direkte og passivt udrenert skjærfasthet for beregningene i notatet

9 Side: 9 Udrenert modul For setningsberegninger av landkarene for Hov bru er det benyttet en udrenert modul for beregning av initiell deformasjon av leira. Ettersom det ikke er foretatt treaks-forsøk på leira er det benyttet erfaringsverdier med bakgrunn i forsøk på høykvalitets blokkprøver, ref. [6]. Det legges til grunn en udrenert skjærmodul normalisert på skjærfastheten lik: uu GG 50 = 150 cc uu;aa Ved hjelp av tverrkontraksjonstall kan den udrenerte stivheten regnes om til en udrenert E-modul. Tverrkontraksjonstallet er ν = 0,5 for udrenert tilstand. EE uu 50 = 2(1 + νν) GG uu 50 = 450 cc uu;aa Drenert modul og modultall Figur 3-6 oppsummerer definisjoner av moduler, modultall og spenninger gitt av ref. [6]. Figur 3-6 Ulike parametere for idealisering av ødometerforsøk. Figur hentet fra Karlsrud (2014), Figur 10, ref. [6].

10 Side: 10 For effektivspenninger lavere enn prekonsolideringsspenningen, er det benyttet en konstant modul i henhold til Janbu-konsept med spenningseksponent a = 1 for setningsberegningene. Det er benyttet en modul i henhold til ref. [6], gitt ved: MM 0 = 2,1 mm 0 pp cc OC-modulen øker dermed proporsjonalt med pc'. Modultallene og tilhørende referansespenninger for setningsberegninger i normalkonsolidert område er valgt til: m = 24,1 med referansespenning σ'r = 0,60 p'c m0 = 13,0 med referansespenning σ'r = 0 Permeabilitet Valgte verdier for permeabilitet ved null volumtøyning, k0, er basert på gjennomsnittsverdier av målt permeabilitet, og er oppsummert i Tabell 3-3. I tabellen skilles det mellom "Leire" og "Siltig leire" i henhold til jordartsklassifisering ved kornfordelingsanalyser. Tabell 3-3 Målt permeabilitet ved null volumtøyning fra ødometerforsøk. Jordart k 0 k 0 [m/s] [m/år] Leire 2,8*10-9 0,205 Siltig leire 6,5*10-9 0,088 Kalksementparametere For de foreløpige vurderingene er det benyttet erfaringsparametere fra kalksementveilederen, ref. [9]. Verdiene antas å være konservative, men ved en endelig prosjektering må det dokumenteres hvilke fasthets- og stivhetsparameter som kan oppnås i de stedlige massene. Det er knyttet usikkerhet til hvilken homogenitet som kan oppnås siden massene er lagdelte og har høy permeabilitet fra et høyt siltinnhold. Tyngdetetthet som for øvrig leire, γ = 20 kn/m 3 Udrenert (isotrop) skjærfasthet, cu = 150 kpa Sekantmodul, E25/cu = 150 Tverrkontraksjonstall, ν = 0,3 Ødometermodul baseres på en omregning av sekantmodulen og tverrkontraksjonstallet. Videre er det antatt at stivheten for initielle deformasjoner er 2,5 ganger så høy som for konsolideringsdeformasjonene. Dette brukes for å beregne initielle setninger.

11 Side: 11 Beregninger for ulike fundamenteringsløsninger Generelt De aktuelle grunnforholdene legger begrensninger på aktuelle fundamenteringsløsninger for Hov bru. Aller viktigst er at det ikke er funnet fjell i 60 m dybde på sørsiden av elva (borpunkt 404). Dette utelukker mest sannsynlig spissbærende peler, som ofte er en kostnadseffektiv løsning. Ved utførelse av grunnundersøkelser ved Breivikeidet bru i 2010 oppsto det problemer med betydelig utvasking av masser. Dette skyldtes sannsynligvis punktering av et lite permeabelt lag over et drenerende lag med artesisk overtrykk. Ved ny Hov bru er det målt hydrostatisk poretrykk fra 1-2 m under terreng, altså er det ikke målt artesisk overtrykk i punktene. Det er heller ikke målt artesisk overtrykk i andre punkter i parsellen. Ved Hov bru er det stort sett lagdelt leire med silt og sand, mens det ved Breivikeidet bru er lagdelte masser av silt, sand og grus med betydelig høyere fasthet ned til 15 meters dybde. Selv om grunn- og poretrykksforholdene ikke er de samme som ved Breivikeidet bru, kan massene være utsatt for erosjon pga. spyling under boring av peler. NGI har valgt å ikke gå videre med løsninger som innebærer boring av peler pga. stor og ukjent dybde til berg. Det er også en viss usikkerhet knyttet til setninger som følge av spyling under boring av peler. Videre tilsier funn av kvikk / sensitiv leire i området at det bør velges peler med liten massefortrengning. Med bakgrunn i de nevnte begrensningene er det vurdert følgende fundamenteringsløsninger for Hov bru: Rammede stålrørspeler (HP-peler ikke aktuelt pga. lite sideareal). Forutsatt rammet åpne og utstøpt etter installasjon. Rammede betongpeler Direktefundamentering på kalksementblokk Beregninger for svevende friksjonspeler Det er antatt at hele pelen står i kohesjonsmateriale (leire). Dette anses som en konservativ forenkling da toppmassene trolig har noe større kapasitet dersom det regnes som et friksjonsmateriale. Beregningsmodellene er hentet fra peleveiledningen, ref. [10]. For valg av fundamenteringsløsning anses det som tilstrekkelig å kun vurdere kapasitet av enkeltpeler. Pelegruppens og pelematerialets kapasitet må også kontrolleres, men dette må gjøres som en del av detaljprosjekteringen når fundamenteringsløsning er valgt. I beregningene er det derfor forutsatt at bæreevnen til pelene er summen av alle enkeltpelenes kapasitet Bæreevne Vertikal bæreevne for friksjonspeler i leire:

12 Side: 12 RR ss;cccccc = AA ss ττ uuuu;cccccc dddd RR bb;cccccc = 9 AA bb cc uu;bb;cccccc RR cc;kk = RR ss;cccccc + RR bb;cccccc ξξ RR cc;dd = RR ss;kk γγ ss + RR bb;kk γγ bb = RR cc;kk γγ tt hvor: Rs;cal/Rs;k/Rs;d Rb;cal/Rb;k/Rb;d Rt;cal/Rt;k/Rt;d cu;cal/cub;cal α τus;cal A/Ab dz ξ γs/γb/γt - beregnet/karakteristisk/dimensjonerende sidefriksjonskapasitet - beregnet/karakteristisk/dimensjonerende spissmotstandskapasitet - beregnet/karakteristisk/dimensjonerende totalkapasitet - beregnet in-situ skjærfasthet i en gitt dybde/ved pelespiss - empirisk sidefriksjonsfaktor - beregnet udrenert sidefriksjon i en gitt dybde (=α cu;cal) - pelens omkrets i jord/spissareal - inkrementell dybde - korrelasjonsfaktor med bakgrunn i kjennskap til aktuelle grunnforhold - partialfaktor for sidefriksjon/spissmotstand/total bæreevne Lateral kapasitet for friksjonspeler i leire: Det er benyttet dybelteori for å vurdere lateralkapasiteten til pelene. Dybelteorien medfører en forenkling av de virkelige reaksjonskreftene som virker på pelene og gjelder egentlig bare for peler med nøyaktig lengde lik nødvendig for å utnytte momentkapasiteten til pelen. Teorien benyttes likevel for å bestemme karakteristisk lateral bæreevne for lange peler, hvis hovedoppgave er å bære aksiallast, ref. [10]. Teorien er utviklet for flatt terreng og i tillegg kommer pelegruppeeffekter slik at beregningene bør anses som overslagsberegninger. RR tttt;kk = 2 qq tttt;kk (MM kk MM 0 ) qq tttt;kk = NN rrrr cc uu dd/ξξ LL nn = 2 MM kk for MM 0 =0 + zz qq mm zz mm tttt;kk zz mm = RR tttt;kk = 2(MM kk MM 0 ) for MM 0 =0 2MM kk qq tttt;kk qq tttt;kk qq tttt;kk RR tttt;dd = RR tttt;kk γγ tt hvor: Rtr;k/Rtr;d qtr;k - karakteristisk/dimensjonerende lateralkapasitet - gjennomsnittlig karakteristisk jordreaksjon

13 Side: 13 Mk/M0 Nru Ln d zm cc u ξ γt - pelens momentkapasitet, påført moment ved peltopp - reaksjonstall for lateralkapasitet i henhold til peleveiledningen, ref. [10] - (nødvendig) pellengde - peldiameter - dybde til momentmaksimum - gjennomsnittlig udrenert skjærfasthet over pellengde Ln - korrelasjonsfaktor med bakgrunn i kjennskap til aktuelle grunnforhold - partialfaktor for bæreevne Nødvendig fundamentareal Nødvendig fundamentareal er gitt av en retningsgivende minste senteravstand mellom rammede vertikale peler i en pelegruppe, hvor peleveiledningen stiller krav gjengitt i Tabell 4-1. Diameter d defineres som største tverrmål av pelen. Tabell 4-1 Krav til minste senteravstand mellom rammede vertikale peler i en pelegruppe i henhold til peleveiledningen, ref. [10]. Pelelengde Friksjonspeler Spissbærende [m] i sand i leire peler < 12 3d 4d 3d 12 til 24 4d 5d 4d > 24 5d 6d 5d Tabell 4-2 oppsummerer benyttede koeffisienter i beregningene og er i tråd med peleveiledningen, ref. [10]. Tabell 4-2 Benyttede koeffisienter for peleberegningene Koeffisient Verdi α 0,22 γs = γb = γt 1,1 ξ 1, Setninger av pelegruppe Setninger er beregnet som summen av initialsetninger og primærsetninger. Krypsetninger er utelatt fra beregningene. Lastsituasjonen for beregning av setninger av en pelegruppe er valgt i henhold til beregningsmodell gitt av peleveiledningen, ref. [10], gjengitt i Figur 4-1.

14 Side: 14 Peleveiledningens krav til nødvendig senteravstand mellom peler legger begrensninger på fundamentstørrelsen, ref. [10]. Benyttet fundamentlengde og bredde for å finne terrenglasten er i henhold til disse kravene. Figur 4-1 Beregningsmodell for setninger av pelegruppe, hentet fra peleveiledningens Figur 11.14, ref. [10]. Beregninger for kalksementstabilisert blokk Det er gjort beregninger for direktefundamentering på kalksementstabilisert blokk Bæreevne For bæreevneberegninger av kalksementstabilisert blokk er det benyttet beregningsmetode for bæreevne gitt i Statens vegvesens håndbok V220, ref. [11]. Beregnet midlere bæreevne er gitt av: σσ vv = NN cc ττ dd + pp vv hvor dimensjonerende skjærfasthet τd = cu/γm. Midlere udrenert skjærfasthet bestemmes med bakgrunn i en antakelse om at halve skjærflaten ligger i kalksementstabilisert materiale og at kun kalksementen bærer. Bæreevnefaktoren er bestemt av ruhetsforholdet, som igjen er bestemt av horisontal last, fundamentareal og dimensjonerende skjærfasthet. Det legges til grunn en materialfaktor γm = 1,6 med bakgrunn i sensitiv leire og konsekvenser ved et brudd, i henhold til SVVs håndbok V220, ref. [11].

15 Side: Setninger Setninger er beregnet som summen av initialsetninger og primærsetninger. Krypsetninger er utelatt fra beregningene. For setningsberegninger av kalksementstabilisert blokk er det beregnet primærsetninger med bakgrunn i klassisk setningsteori av Janbu. Det er benyttet en Boussinesqspenningsfordeling for tilleggslasta fra brufundamentet. Det er regnet på to situasjoner; med angrepspunkt i terreng og med angrepspunkt i underkant av blokka. Beregningsresultater Det er beregnet nødvendig pelelengde pr. pel, totalt antall løpemeter pel pr. fundament, nødvendige fundamentmål, lateral kapasitet av summen av enkeltpeler i aktuell pelkonfigurasjon, forventet setning og kostnadsoverslag for pelearbeidene. Det er regnet på flere ulike kombinasjoner av peltyper og pelkonfigurasjoner, men de mest aktuelle er gjengitt i Tabell 4-3. Bakgrunnen for kostnadsoverslagene er erfaringsbaserte enhetspriser. Enhetsprisene er usikre og gir kun en indikasjon på kostnadsnivå. Enhetsprisene som er lagt til grunn er kr 5000/lm for rammede og utstøpte stålrørspeler, kr 1000/lm for rammede betongpeler og kr 300/m 3 kalksementstabilisert jord. Tabell 4-3 Resultater fra beregninger av enkeltpeler. Nødvendig pelelengder, fundamentmål, fortrengt masse, lateral kapasitet, forventet setning og kostnad er beregnet for aktuelle peleløsninger. Peler, type og konfigurasjon Nødvendige pelelengder Nødvendige fundamentmål Fortrengt masse Lateral kapasitet, fundament Setning Kostnad pr. fundament Pel Totalt Bredde Lengde [m] [lm] [m] [m] [m 3 ] [kn] [mm] [kr] Stålrør, Ø x ,4 6, x ,4 11, Stålrør, Ø Betong, P270 Kalksement 2 x ,0 7, x ,0 13, x ,6 9, Blokk ,0 10,

16 Side: 16 Stabilitet av anleggsmaskiner Det er gjort enkle håndberegninger med direktemetoden og innledende beregninger med lamellemetoden i GeoSuite Stabilitet for å vurdere stabiliteten av anleggsmaskiner på dagens terreng under utbygging. Pelerigger for ramming av peler er store, tunge anleggsmaskiner. For beregningene er det benyttet 100 kpa marktrykk. Kalksementrigger er noe mindre, men fortsatt med betydelig marktrykk (inntil 60 kpa for materialvogn ifølge kalksementveilederen, ref. [9]). Kalksementstabilisering vil omrøre massene fullstendig og gi en massefortrengning pga. tilført stabiliseringsmasse, noe som gir en stabilitetsreduksjon i midlertidig fase. Beregningene viser at det kan bli nødvendig med stabiliserende tiltak for å stabilisere under utførelse av anleggsarbeidene. Det vil uansett bli behov for noe terrengforming ettersom maskinene trenger en arbeidsplattform med maksimal helning 1:10. Med tiltak for stabilisering av skråningene mot elva vil stabiliteten kunne ivaretas under anleggsfase. Generell vurdering av andre fundamenteringsløsninger I tillegg til presenterte fundamenteringsløsninger kan en nøyaktig kartlegging av dybde til fjell kanskje åpne for muligheten for spissbærende peler. Typisk maksimal rekkevidde for stålrørspeler er 70 m, men enda større dyp kan nås med borede stålkjernepeler, ref. peleveiledningen [10]. Både rammede stålrørspeler og borede stålkjernepeler vil kunne være aktuelle. Spissbærende peler vil kunne åpne for kostnadsreduksjoner. Dette må vurderes grundigere dersom fjelldybden tillater det. I tillegg er jetpeler et alternativ som kan være aktuelt. Jetpelene har flere av de samme fordelene som kalksementstabilisering, men er en metode for in-situ utstøpning av betongpeler. Det oppnås dermed høyere fasthet enn for kalksementstabilisering og pelene kan i tillegg armeres. Jetpeler vil erfaringsmessig bli dyrt, trolig sammenlignbart med kostnaden for friksjonsbærende stålrørspeler. Erfaringer med fundamenteringsløsningene Stålrørspeler Rammede stålrørspeler er en velprøvd og kjent fundamenteringsløsning som er sikker og det er få usikkerhetsmomenter knyttet til en slik løsning. Videre er det beregnet en god lateral kapasitet for pelene, noe som kan antyde at vertikale peler alene kan sørge for opptak av horisontale laster. I tillegg vil stålrørspelene gi liten massefortrengning om de rammes åpent, slik forutsatt. Dette er gunstig for å unngå en forverring av stabiliteten i området. Senere utstøping og armering gjør likevel at spissbæringen kan utnyttes.

17 Side: 17 Ulempene med stålrørspeler er i hovedsak knyttet til en høy kostnad. Den lavplastiske leira i området, kombinert med kvikk / sensitiv leire i en viss mektighet, gjør at kun en liten del av sidefriksjonen kan utnyttes i beregningen. Dette gjør at løsningen fremstår som noe overdimensjonert. Dersom anleggsfremdriften tillater det, vil det kunne være mulig å utnytte aldringseffekter etter endt rekonsolidering for økt kapasitet. Det vil også kunne være aktuelt med installasjon og prøvebelastning av peler. Dette vil redusere usikkerheten, og kan åpne for en høyere utnyttelse av pelenes kapasitet. Under utførelse må propping unngås, ellers vil pelerammingen kunne gi stor massefortrengning. Betongpeler Betongpeler er i likhet med stålrørspelene en velprøvd og kjent fundamenteringsløsning som er sikker og med få usikkerhetsmomenter. Løsningen har en lavere enhetspris enn stålrørspeler, noe som gjør at en kan tillate flere løpemeter pel innenfor samme budsjettramme. Rammede betongpeler vil på den annen side medføre en vesentlig massefortrengning som vil medføre poretrykksoppbygging i kvikk / sensitiv leire. Anleggsarbeidene må derfor utføres med en overvåkning slik at en unngår for lav stabilitet i anleggsfasen. Det er ikke beregnet påhengslaster fra terrengsetninger for pelene. Disse bør forventes å kunne være betydelige på grunn av tilløpsfyllingene. Erfaringsvis kan påhengslastene spise opp mye av kapasitet til betongpelene. Det er heller ikke klart å påvise en tilstrekkelig lateral kapasitet av pelene til at horisontallastene fra brua kan tas opp. Med full utnyttelse av horisontal kapasitet vil dette medføre større deformasjoner enn akseptabelt. Flere peler, skråpeler, friksjonsplate eller opptak av horisontallaster med jordtrykk på fundamentene vil derfor være nødvendig og medfører en ekstrakostnad til overslaget gitt i Tabell 4-3. Kalksementstabilisering Direktefundamentering på kalksementstabilisert blokk er den løsningen som fremstår som rimeligst basert på overslagene og er en teknisk mulig løsning. Løsningen har tidligere vært brukt på en lokalvegsbru over Børselva, ref. [12], og NGI har nylig prosjektert en slik løsning for to bruer som skal krysse E6 på parsellen Jaktøyen-Storler, ref. [13] og [14]. Forventet anleggsstart for prosjektet er fjerde kvartal Ved en løsning med direktefundamentering på kalksementblokk må det utføres forsøk med installasjon av kalksementpeler i et forsøksfelt ved planlagt bru, noe som må påregnes i budsjett og fremdrift. Massene ved planlagt bru er svært lagdelt og har en relativt høy permeabilitet på grunn av det høye siltinnholdet, som tillater en viss grunnvannstrømning. Det er derfor vanskelig å si noe om hvor høy skjærfasthet og hvilken homogenitet som kan oppnås i det stabiliserte materialet. Det er viktig at det ikke blir gjennomgående ustabiliserte sjikt i blokka. Generelt er kalksementstabilisering mer usikkert og gir dårligere resultat ved innblanding i grovere masser. Det kan derfor bli nødvendig med utskifting av toppmassene for å kunne oppnå tilstrekkelig fasthet.

18 Side: 18 Resultater fra forsøkene kan konkludere med at kalksementstabilisering ikke kan tilrådes. Under anleggsfase vil injeksjonstrykket fra stabiliseringen medføre en fasthetsreduksjon av leira. Poretrykksoppbyggingen i den kvikke / sensitive leira må derfor overvåkes ved utførelse. Setningsberegningene er svært usikre, både på grunn av usikkerhet i setningsparametere og hva som er korrekt beregningsmodell. Ettersom erfaringene med løsningen er begrenset og ikke konvensjonell for dette formålet kan det være fordelaktig å vente på resultater og erfaringer fra byggingen av de to bruene på E6. Kort oppsummert er det flere usikkerhetsmomenter ved kalksementstabilisering enn med friksjonspeler og kostnader til utprøving av in situ materialegenskaper må påregnes ved denne løsningen. Vurderinger for videre planlegging For videre fremdrift bør det vurderes å gjøre undersøkelser som kan kartlegge dybde til fjell ved brua. Dersom det er overkommelig avstand til fjell bør det vurderes løsning med spissbærende peler. Det vil gi betydelig kostnadsreduksjon for en peleløsning. En slik kartlegging av fjelldybde kan eksempelvis gjøres ved hjelp av refraksjonsseismikk. Videre bør det vurderes nærmere undersøkelser for prøvebelastning av installerte friksjonspeler eller forsøk på kalksementpeler installert på et område ved planlagt bru, avhengig av ønsket fundamenteringsløsning. Slike undersøkelser er nødvendig for å gå videre med kalksementstabilisering som alternativ og ønskelig for kostnadsreduksjon for løsning med friksjonsbærende peler. Undersøkelsene vil imidlertid kreve tilstrekkelig med tid og ressurser til å gjennomføre de. Konklusjon Notatet oppsummerer aktuelle fundamenteringsløsninger for ny Hov bru og presenterer overslag for nødvendige pelelengder og kostnader knyttet til de ulike løsningene. Det gjenstår likevel flere usikkerheter som må avklares og som kan medføre økonomiske besparelser eller færre usikkerhetsmomenter. Rammede stålrørspeler anses som den mest aktuelle og teknisk sikreste løsningen, men er dyrt. Betongpeler anses som uaktuelt ettersom det er utfordringer med både stabilitetshensyn, horisontallast og pelematerialets kapasitet. Direktefundamentering på kalksementstabilisert blokk kan være kostnadsbesparende, men det er ikke konvensjonelt for brufundamentering og det må utføres nærmere undersøkelser dersom det er ønskelig å gå videre med alternativet. Fundamenteringen av Hov bru er teknisk mulig og det er gjennomførbart å detaljprosjektere en løsning. Det kan med fordel jobbes videre med en kostnadsoptimalisering for byggherre, men dette vil kreve videre undersøkelser på et forsøksfelt ved Hov bru.

19 Kontroll- og referanseside/ Review and reference page Dokumentinformasjon/Document information Dokumenttittel/Document title Vurdering av fundamenteringsløsning for Hov bru Dokumentnr./Document No TN Dokumenttype/Type of document Teknisk notat / Technical note Distribusjon/Distribution Begrenset/Limited Dato/Date Rev.nr.&dato/Rev.No.&date 1 / Oppdragsgiver/Client Statens vegvesen Region nord Emneord/Keywords Pelefundamenterings, kalksementstabilisering, direktefundamentering, overslagsberegninger Stedfesting/Geographical information Land, fylke/country Norge, Troms Kommune/Municipality Tromsø Sted/Location Breivikeidet (Fjellstad-Hov) Kartblad/Map 1534 II Ullsfjorden UTM-koordinater/UTM-coordinates 33V E N Havområde/Offshore area Feltnavn/Field name Sted/Location Felt, blokknr./field, Block No. Dokumentkontroll/Document control Kvalitetssikring i henhold til/quality assurance according to NS-EN ISO9001 Rev/ Rev. Revisjonsgrunnlag/Reason for revision 0 Originaldokument 1 Mindre justeringer etter tilbakemelding fra Statens vegvesen Egenkontroll av/ Self review by: Vegard Gavel-Solberg Ragnar Moholdt Sidemannskontroll av/ Colleague review by: Vidar Gjelsvik Vidar Gjelsvik Uavhengig kontroll av/ Independent review by: Tverrfaglig kontroll av/ Interdisciplinary review by: Dokument godkjent for utsendelse/ Document approved for release Dato/Date 27. november 2015 Prosjektleder/Project Manager Ragnar Moholdt Rev. dato: Skj.nr. 043

20 NGI (Norges Geotekniske Institutt) er et internasjonalt ledende senter for forskning og rådgivning innen ingeniørrelaterte geofag. Vi tilbyr ekspertise om jord, berg og snø og deres påvirkning på miljøet, konstruksjoner og anlegg, og hvordan jord og berg kan benyttes som byggegrunn og byggemateriale. Vi arbeider i følgende markeder: Offshore energi Bygg, anlegg og samferdsel Naturfare Miljøteknologi. NGI er en privat næringsdrivende stiftelse med kontor og laboratorier i Oslo, avdelingskontor i Trondheim og datterselskap i Houston, Texas, USA og i Perth, Western Australia. NGI (Norwegian Geotechnical Institute) is a leading international centre for research and consulting within the geosciences. NGI develops optimum solutions for society and offers expertise on the behaviour of soil, rock and snow and their interaction with the natural and built environment. NGI works within the following sectors: Offshore energy Building, Construction and Transportation Natural Hazards Environmental Engineering. NGI is a private foundation with office and laboratory in Oslo, branch office in Trondheim and daughter companies in Houston, Texas, USA and in Perth, Western Australia Ved elektronisk overføring kan ikke konfidensialiteten eller autentisiteten av dette dokumentet garanteres. Adressaten bør vurdere denne risikoen og ta fullt ansvar for bruk av dette dokumentet. Dokumentet skal ikke benyttes i utdrag eller til andre formål enn det dokumentet omhandler. Dokumentet må ikke reproduseres eller leveres til tredjemann uten eiers samtykke. Dokumentet må ikke endres uten samtykke fra NGI. Neither the confidentiality nor the integrity of this document can be guaranteed following electronic transmission. The addressee should consider this risk and take full responsibility for use of this document. This document shall not be used in parts, or for other purposes than the document was prepared for. The document shall not be copied, in parts or in whole, or be given to a third party without the owner s consent. No changes to the document shall be made without consent from NGI.

21