Kapasitetsberegning og tilstandsvurdering av korrosjonsskadet betongbru: Lundevann bru

Transkript

1 Kapasitetsberegning og tilstandsvurdering av korrosjonsskadet betongbru: Lundevann bru ESPEN KJETSÅ MZAFAR IBRAHIM VEILEDERE Jan Lindland (Universitet i Agder) Jostein Myromslien (Statens vegvesen) Universitetet i Agder, 2017 Fakultet for teknologi og realfag Institutt for ingeniørvitenskap

2 Forord Masteroppgave Bygg Denne oppgaven er utarbeidet som den avsluttende delen av det 2- årige masterstudiet i Bygg, sivilingeniør ved Universitet i Agder (UiA), institutt for ingeniørvitenskap. Oppgaven er utført over en periode på 20 uker og utgjør i praksis 30 studiepoeng per student. I forkant av arbeidet med oppgaven har det i tillegg blitt utført et forprosjekt, tilsvarende 30 studiepoeng per student, som inneholdt forundersøkelser og tilegning av nødvendig kunnskap for å gjennomføre arbeidet med masteroppgaven. Oppgaven er forfattet av Espen Kjetså og Mzafar Ibrahim, med Statens vegvesen som ekstern samarbeidspartner. Jan Lindland har fungert som intern hovedveileder, og Jostein Myromslien har vært formell veileder eksternt hos Statens vegvesen. Gjennom arbeidet med masteroppgaven har vi tilegnet oss god kunnskap innen betongens nedbrytningsmekanismer, og hvilke konsekvenser disse kan få for bestandigheten av betongkonstruksjoner. Oppgaven har spesielt gitt oss kunnskap om hvilke effekter kloridinitiert armeringskorrosjon kan få for den lastbærende evnen til betongbruer, og særlig for Lundevann bru, som var vært det spesifikke objektet i denne oppgaven. Hovedutfordringene ved arbeidet har vært knyttet til utarbeidelse av gode analysemodeller og dels manglende informasjon om materialene på konstruksjonsdelene på brua. Det forutsettes at leseren har kunnskap om grunnleggende temaer innen ingeniørvitenskap. Vi vil rette en stor takk til Jan Lindland for veiledning og lån av nødvendig feltutstyr, i forbindelse med utførelsen av spesialinspeksjonen. Vi ønsker også rette en takk til Katalin Vertes for supplerende veiledning. Videre vil vi takke Jostein Myromslien fra SVV Region sør (Skien), og Espen Bie Gundersen fra Statens vegvesen Region sør (Arendal), for informasjon om brua og lån av verneutstyr. Grimstad,

3 Abstract Masteroppgave Bygg This master thesis deal with calculation and condition assessment of Lundevann bridge, which is a corrosion-damaged bridge with decks of pretensioned concrete beams, spanning between transversal beams. The transversal beams are connected to piles which transfers the loads to the ground. The thesis presents the theoretical basis that underlies the calculations, as well as literature on the concrete's decomposition mechanisms. Loads and load combinations are calculated by the Norwegian Road Safety Authority's Handbook R412 for bridge classification, and the capacity checks are performed according to NS-EN (Eurocode 2). The bridge is modeled in Autodesk Robot Structural Analysis Professional 2017, and used for analysis of dimensional loads. Capacity control of the constructive parts of the bridges is performed for its undamaged condition according to current regulations. A visual inspection and a special inspection have been carried out with extraction of new concrete samples, which together with previous inspections forms the basis for an assessment of the current damage level on the bridge. RCT and ISE methods have been carried out in order to analyze the concrete samples, and perform chloride measurements. New samples that correspond to previous withdrawal points are compared to evaluate the development of chloride content in the concrete elements. Based on capacity checks and damage assessment calculations have been made in order to estimate the consequences the damage will have for the load bearing capacity of Lundevann bridge. This has been done by examining the consequences of loss of concrete cover in the pressure zone, and by reducing the reinforcement area. Capacity controls of the bridge in undamaged condition indicated that the bridge elements have sufficient load bearing capacity. The transversal beam in axis 9 has, however, exceeded the bending moment capacity in the longitudinal direction of the bridge, and attention should be paid. The extent of damage due to corroded reinforcement is greatest for the transversal beams of axis 2-8, and extensive corrosion of the tension reinforcement above the supports (piles) may be critical to the beams bending capacity. Since the damage level is difficult to determine exactly without direct measurements, the need of remediation measures on the transversal beams seems to be large. 2

4 Innholdsfortegnelse Forord... 1 Abstract... 2 Figurliste... 7 Tabelliste Symbolliste Innledning Samfunnsperspektiv Teori Standarder og håndbøker Standarder Håndbøker Armert betong Virkemåte Sammensetning Spennarmert betong Betongens nedbrytningsmekanismer Armeringskorrosjon Fysisk nedbrytning Kjemisk nedbrytning Biologisk nedbrytning Laster Permanente laster Variable laster Deformasjonslaster Lastkombinasjoner Peleteori Beregninger i bruddgrensetilstand Aksialkraft Bøyemoment Skjærkraft Torsjon Konsekvenser av armeringskorrosjon

5 3.7.1 Mekanisk oppførsel Reduksjon av armeringens tverrsnitt Innvirkning på stålets styrke og duktilitet Innvirkning på heftegenskaper Innvirkning på momentkapasitet Innvirkning på skjærkapasitet Forskerspørsmål Case og materialer Case Lundevann bru Materialer Materialegenskaper for betong Betongoverdekning Materialegenskaper for slakkarmering Spennarmerte bjelker Peler Metode Antakelser for lastberegninger Modellering i Robot Structural Analysis Valg av modell Aksesystemer Noder Elementer Tverrsnitt Randbetingelser Laster Mesh Analyse Visuell inspeksjon Bakgrunn og formål Fokusområde Aksesystem Inspeksjonsutstyr Utførelse av inspeksjon

6 6.4 Spesialinspeksjon Bakgrunn og formål Fokusområde Lokaliseringssystem Inspeksjonsutstyr Utførelse av inspeksjon Måling av kloridinnhold i borestøv Ioneselektiv elektrode (ISE) Rapid Chloride Test (RCT) Resultat og diskusjon Lastberegninger Laster til analyse i Robot Tap av forspenning Dimensjonerende krefter Dekke Tverrbjelker akse Peler Tverrbjelke akse Søyle akse Beregninger i bruddgrensetilstand Tverrbjelker akse Peler Tverrbjelke akse Søyle akse Skadevurdering Visuell inspeksjon Materialprøver Stærk & Co Materialprøver 2010/11 - Dagfin Skaar A/S Materialprøver Sammenlignbare materialprøver Bomskader Konsekvenser av skadeomfang Tverrbjelker akse Diskusjon

7 8.1 Dimensjonerende krefter Beregninger i bruddgrensetilstand Vurdering av skadeomfang Kloridinnhold i betongen Armeringskorrosjon Karbonatisering Anbefaling av vedlikeholdstiltak Konsekvenser av skadeomfang Tverrbjelker akse Konklusjon Anbefalinger Forslag til videre arbeid Råd til oppdragsgiver Referanser Vedlegg Obligatorisk egenerklæring/gruppeerklæring Publiseringsavtale Brudata Tegningsgrunnlag ISE- prosedyre Vindlastberegninger Beregning av temperaturlast Beregning av kryptall Beregning av svinntøyning Beregning av forspenningstap Input for kraftverdier ved modellering Dekke Bruddgrensetilstand for tverrbjelke akse Bruddgrensetilstand for peler Bruddgrensetilstand for tverrbjelke akse Bruddgrensetilstand for søyle akse Redusert kapasitet tverrbjelker akse Registreringer fra spesialinspeksjon

8 Figurliste FIGUR 3.1: EFFEKTEN AV ARMERING I BETONG [11] FIGUR 3.2: SAMMENSETNING AV BETONG [11] FIGUR 3.3: DANNELSE AV PASSIVFILM I ARMERTE BETONGKONSTRUKSJONER [11] FIGUR 3.4: KORROSJON PÅ ARMERING ETTER AT PASSIVFILMEN ER BRUTT [11] FIGUR 3.5: AVSKALLING SOM FØLGE AV RUSTSPRENGNING [11] FIGUR 3.6: ULIKE GRADER AV KARBONATISERING [11] FIGUR 3.7: FORLØP FOR GROPTÆRING (PITTING), TYPISK FOR KLORIDINITIERT KORROSJON [11] FIGUR 3.8: TYPISK KRAKELERINGSMØNSTER FOR ALKALIREAKSJONER [11] FIGUR 3.9: TILLATT TRAFIKKLAST PÅ EKSISTERENDE BRUER LANGS DET OFFENTLIGE VEINETTET [7] FIGUR 3.10: VERTIKALE LASTER FOR DE ULIKE BRUKSKLASSENE [7] FIGUR 3.11: BREDDE AV LASTFELT [7] FIGUR 3.12: OPPSTILLING AV TO LASTFELTER FOR MINIMUM FØRINGSBREDDE 6,0 METER OG INGEN SIDEKANT [7] FIGUR 3.13: VERDIER FOR BREMSELAST [7] FIGUR 3.14: INTERPOLASJONSDIAGRAM FOR BESTEMMELSE AV BREMSELAST [7] FIGUR 3.15: VINDLASTENS RESULTERENDE KRAFTKOMPONENTER [4] FIGUR 3.16: VIRKNING AV SPENNINGSNIVÅ OG VARIGHET PÅ BETONGTØYNING [10] FIGUR 3.17: VIRKNING AV SVINNTØYNING PÅ SPENNINGSDIAGRAMMET [10] FIGUR 3.18: ARBEIDSGANG VED PELEDIMENSJONERING ETTER GRENSETILSTANDSMETODEN [9] FIGUR 3.19: FAGVERKSMODELL FOR BEREGNING AV SKJÆRKAPASITET [2] FIGUR 3.20: SKJÆRSTRØM PÅ TYNNVEGGET HULLTVERRSNITT [2] FIGUR 3.21: EFFEKTEN AV ARMERINGSKORROSJON PÅ LASTBÆRENDE KAPASITET, STIVHET OG KRAFTOMLAGRING PÅ ET BETONGELEMENT [18] FIGUR 3.22: MODELLER FOR REDUKSJON AV ARMERINGSAREALET VED KARBONATISERING- OG KLORIDINITIERT KORROSJON [17] FIGUR 3.23: FORHOLD MELLOM RELATIV HEFTFASTHET OG KORROSJONSDYBDE FOR HJØRNESTENGER MED OG UTEN TVERRARMERING [17] FIGUR 3.24: ANTATT SAMMENHENG MELLOM SKJÆRSPENNINGSFORDELING I BETONGEN OG KRAFT I ARMERINGEN I FORSKJELLIGE SNITT AV ET SKJÆRSPENN [17] FIGUR 3.25: PRINSIPIELL SKISSE AV VIRKEMÅTEN TIL TRYKKBUE VED SKJÆR I BETONG [19] FIGUR 5.1: OVERSIKTSBILDE OVER LUNDEVANN BRU (VEDLEGG 12.3) FIGUR 5.2: OPPRISS AV LUNDEVANN BRU VEDLEGG (12.4) FIGUR 5.3: GRUNNRISSET AV LUNDEVANN BRU INNDELT I HOVEDAKSER OG HIMMELRETNINGER FIGUR 5.4: ANTALL MULIGE SPENNTAU OG DERES POSISJONER I NOB- BJELKER [15] FIGUR 5.5: PELETVERRSNITT AV TYPEN HERCULES FIGUR 6.1: RETNINGER AV VINDPÅVIRKNINGENE PÅ BRUER [4] FIGUR 6.2: MODELL AV HELE BRUA (AKSE 2-9) FIGUR 6.3: DEKKEMODELL FOR ANALYSE AV LUNDEVANN BRU FIGUR 6.4: MODELL MED TVERRBJELKE OG PELER FOR ANALYSE AV LUNDEVANN BRU FIGUR 6.5: BRUMODELLENS GLOBALE AKSESYSTEM FIGUR 6.6: TVERRBJELKENES- OG PELENES LOKALE AKSESYSTEM FIGUR 6.7: OVERSIKT OVER OPPLAGERNODENES NUMRE I DEKKEMODELLEN FIGUR 6.8: MODELLERT DETALJ AV DEKKENE VED AKSE FIGUR 6.9: DETALJ AV DEKKENE VED AKSE I TEGNINGSGRUNNLAGET ( VEDLEGG 12.4) FIGUR 6.10: PELENES SYMMETRILINJER I MODELL FIGUR 6.11: PELENES SYMMETRILINJER I TEGNINGSGRUNNLAG (VEDLEGG 12.4) FIGUR 6.12: KONSTRUKSJON AV TVERRBJELKE, SØYLE OG PELER I AKSE FIGUR 6.13: PELENES POSISJONER PÅ TVERRBJELKE I AKSE FIGUR 6.14: TVERRSNITT AV MODELLERT BRUDEKKE FIGUR 6.15: TVERRSNITTET TIL TVERRBJELKENE FRA AKSE 2 TIL

9 FIGUR 6.16: TVERRSNITTET TIL TVERRBJELKEN I AKSE FIGUR 6.17: TVERRSNITTET TIL SØYLEN I AKSE FIGUR 6.18: TVERRSNITTET TIL PELENE AV TYPEN HERCULES FIGUR 6.19: MODELLERTE FJÆRSTIVHETER PÅ PELENE I AKSE FIGUR 6.20: MODELLERTE FJÆRSTIVHETER PÅ PELER OG SØYLE I AKSE FIGUR 6.21: MODELLERT LAST FRA REKKVERK FIGUR 6.22: EKSEMPEL PÅ MODELLERT LAST FRA VIND FIGUR 6.23: MODELLERT TRIPPELBOGGILAST I TO LASTFELTER, HER PLASSERT MED MAKSIMAL EKSENTRISITET FIGUR 6.24: MODELLERT BREMSE-/ AKSELERASJONSLAST SAMMEN MED TRIPPELBOGGILAST FIGUR 6.25: MODELLERT SIDELAST SAMMEN MED TRIPPELBOGGILAST FIGUR 6.26: MESHET BENYTTET FOR KALKULASJON AV DEKKET FIGUR 6.27: DEFINERTE LASTBANER I BRUAS LENGDERETNING FIGUR 6.28: UNDERSØKTE POSISJONER FOR TRAFIKKLAST I BRUAS LENGDERETNING FIGUR 6.29: ETABLERT AKSESYSTEM FOR LUNDEVANN BRU FIGUR 6.30: GRUNNRISSET AV LUNDEVANN BRU, INNDELT I HOVEDAKSER OG HIMMELRETNINGER FIGUR 6.31: LOKALT AKSESYSTEM FOR POSISJON LANGS TVERRBJELKENE FIGUR 6.32: HØYDEINNDELING FOR POSISJONER LANGS PELENE FIGUR 6.33: LOKALISERING AV POSISJONER LANGS KANTBJELKER I DEKKENE FIGUR 6.34: BENYTTET AGGREGAT, BORHAMMER OG SLAGDRILL FIGUR 6.35: MÅLING AV OVERDEKNING MED PROFOMETER FIGUR 6.36: UTTAK AV BORESTØV FIGUR 6.37: MEISLING AV PRØVEOMRÅDE FIGUR 6.38: KARBONATISERINGSTEST MED FENOLFTALEINLØSNING FIGUR 6.39: BETONGPRØVER FERDIG BLANDET FOR ISE- MÅLINGER FIGUR 6.40: KJEMIKALIER TIL BRUK I ISE- METODEN FIGUR 6.41: KLARGJØRING AV MÅLEUTSTYR FOR ISE- METODEN FIGUR 6.42: ETABLERTE STANDARDKURVER FOR ISE- METODEN FIGUR 6.43: VEIING AV BETONGSTØV TIL ISE- MÅLINGER FIGUR 6.44: REGISTRERING AV MÅLTE SPENNINGER I EXCEL FOR ISE- METODEN FIGUR 6.45: BEREGNING AV KLORIDINNHOLD I MÅLTE PRØVER ETTER ISE- METODEN FIGUR 6.46: MIDLET KLORIDINNHOLD FRA ISE- MÅLINGER FIGUR 6.47: NØDVENDIG UTSTYR FOR RCT- MÅLINGER [24] FIGUR 6.48: RESULTATENE FRA SAMMENLIGNINGEN AV AASHTO T 260 OG RCT [25] FIGUR 6.49: MANUELT KALIBRERINGSSKJEMA FOR RCT- MÅLINGER [23] FIGUR 6.50: PRESISJON VED HØYE KLORIDKONSENTRASJONER FIGUR 6.51: PRESISJON VED LAVE KLORIDKONSENTRASJONER FIGUR 6.52: KALIBRERINGSKURVER FOR RCT-METODEN FIGUR 6.53 KLARGJØRING AV BETONGPRØVER TIL RCT FIGUR 6.54: VEIING AV BETONGSTØV TIL RCT FIGUR 6.55: KALIBRERINGSVERDIER FOR RCT I EXCEL FIGUR 6.56: KALIBRERINGSVÆSKER TIL RCT-METODEN FIGUR 6.57: SPENNINGSMÅLINGER FOR RCT I EXCEL FIGUR 6.58: MÅLING AV BETONGPRØVER VED RCT FIGUR 6.59: BEREGNINGER AV KLORIDINNHOLD FOR RCT I EXCEL FIGUR 6.60: MIDLET KLORIDINNHOLD FRA RCT-METODEN FIGUR 7.1: OVERSIKTSBILDE AKSE 1 (KONSOLL) FIGUR 7.2: OVERSIKTSBILDE AKSE 2 ØST FIGUR 7.3: KORRODERT ARMERING I AVSKALLINGSOMRÅDET FIGUR 7.4: LANGSGÅENDE SPREKK OG KORRODERT ARMERING FIGUR 7.5: OVERSIKTSBILDE AKSE 2 VEST

10 FIGUR 7.6: RUSTUTSLAG I NORDRE DEL AV TVERRBJELKE FIGUR 7.7: AVSKALLING OG FRILAGT ARMERING I SØRLIG ENDE AV TVERRBJELKE FIGUR 7.8: OVERSIKTSBILDE AKSE 3 ØST FIGUR 7.9: OVERSIKTSBILDE AKSE 3 VEST FIGUR 7.10: OPPSPREKKING OG DELAMINERING FIGUR 7.11: BLOTTLAGT ARMERING I SØRLIG ENDE AV TVERRBJELKE FIGUR 7.12: RUSTUTSLAG OG RISS PÅ PS2 OG TVERRBJELKE FIGUR 7.13: OVERSIKTSBILDE AKSE 4 ØST FIGUR 7.14: RUSTUTSLAG OG OPPRISSING I SØRLIG DEL AV TVERRBJELKE FIGUR 7.15: OVERSIKTSBILDE AKSE 4 VEST FIGUR 7.16: PÅBEGYNNENDE AVSKALLING OG DELAMINERING I NORDLIG DEL AV TVERRBJELKE FIGUR 7.17: OVERSIKTSBILDE AKSE 5 ØST FIGUR 7.18: AVSKALLING OG KORRODERT ARMERING I SØRLIG DEL AV TVERRBJELKE FIGUR 7.19: AVSKALLING OG KORRODERT BØYLE I SØRENDEN AV TVERRBJELKEN FIGUR 7.20: STOR LANGSGÅENDE SPREKK PÅ PS1 I AKSE FIGUR 7.21: OVERSIKTSBILDE AKSE 5 VEST FIGUR 7.22: OPPRISSING I ØVRE HJØRNET PÅ MIDTEN AV TVERRBJELKE FIGUR 7.23: MINDRE OPPSPREKKING I UNDERKANT AV TVERRBJELKE, OVER PS5 I AKSE FIGUR 7.24: OVERSIKTSBILDE AKSE 6 ØST FIGUR 7.25: AVSKALLING I SØRENDEN AV TVERRBJELKE FIGUR 7.26: FRILAGT OG KORRODERT ARMERING LANGS PS1 I AKSE FIGUR 7.27: OVERSIKTSBILDE AKSE 6 VEST FIGUR 7.28: OPPSPREKKING AV GAMMEL UTBEDRING (MØRTEL) FIGUR 7.29: OPPSPREKKING OG AVSKALLING LANGS PS6 I AKSE FIGUR 7.30: OVERSIKTSBILDE AKSE 7 ØST FIGUR 7.31: AVSKALLING OG KORRODERT ARMERING I ØVRE HJØRNE AV TVERRBJELKENS NORDLIGE DEL FIGUR 7.32: VISUELT DÅRLIG BETONG OG KORRODERT ARMERING PÅ PS6 I AKSE FIGUR 7.33: OVERSIKTSBILDE AKSE 7 VEST FIGUR 7.34: OPPSPREKKING I ØVRE DEL AV TVERRBJELKE MELLOM PS5 OG PS FIGUR 7.35: AVSKALLING OG KORRODERT ARMERING PÅ PS2 I AKSE FIGUR 7.36: OVERSIKTSBILDE AKSE 8 ØST FIGUR 7.37: RUSTUTSLAG OG RISS PÅ NORDLIG DEL AV TVERRBJELKEN FIGUR 7.38: KORRODERT ARMERINGSBØYLE I SØRLIG ENDE AV TVERRBJELKE FIGUR 7.39: AVSKALLING I NORDLIG ENDE AV TVERRBJELKE FIGUR 7.40: VISUELT DÅRLIG BETONG PÅ PS6 I AKSE FIGUR 7.41: VISUELT DÅRLIG BETONG PÅ PS2 I AKSE FIGUR 7.42: OVERSIKTSBILDE AKSE 8 VEST FIGUR 7.43: AVSKALLING I HJØRNE PÅ SØRLIG DEL AV TVERRBJELKE FIGUR 7.44: OVERSIKTSBILDE AKSE 9 ØST FIGUR 7.45: AVSKALLING PÅ ENDEFLATEN AV TVERRBJELKE FIGUR 7.46: OVERSIKTSBILDE AKSE 9 VEST FIGUR 7.47: AVSKALLING I ØVRE HJØRNEKANT AV SØYLE FIGUR 7.48: OVERSIKTSBILDE DEKKEBJELKE SØR, AKSE FIGUR 7.49: SPREKK I UNDERFLENSEN PÅ DEKKEBJELKE SETT FRA SIDEN OG I UNDERFLENSEN SETT NEDENFRA FIGUR 7.50: AVSKALLING OG KORRODERT ARMERING UNDER FUGE AKSE FIGUR 7.51: STOR AVSKALLING OG KORRODERTE SPENNKABLER VED OPPLEGG AKSE FIGUR 7.52: STOR AVSKALLING OG KORRODERTE SPENNKABLER VED OPPLEGG AKSE FIGUR 7.53: FORVITRET BETONG OG KORRODERTE SPENNKABLER VED OPPLEGG AKSE FIGUR 7.54: KLORIDPROFIL FOR PRØVENE P02 OG P FIGUR 7.55: KLORIDPROFIL FOR PRØVENE OG P

11 FIGUR 7.56: KLORIDPROFIL FOR PRØVENE P03 OG P FIGUR 7.57: KLORIDPROFIL FOR PRØVENE OG P FIGUR 7.58: KLORIDPROFIL FOR PRØVENE OG P FIGUR 7.59: KLORIDPROFIL FOR PRØVENE OG P FIGUR 7.60: KLORIDPROFIL FOR PRØVENE PEL SYD/1-2/P FIGUR 7.61: KLORIDPROFIL FOR PRØVENE P09 OG P FIGUR 7.62: TVERRBJELKE I AKSE 8 FØR BANKING FIGUR 7.63: TVERRBJELKE I AKSE 8 ETTER BANKING FIGUR 8.1: MY- DIAGRAM SOM FØLGE AV BREMSELAST FIGUR 8.2: VIRKNINGENE AV VERTIKALE LASTKOMPONENTER PÅ MY- DIAGRAMMET FIGUR 8.3: MY- DIAGRAM MED SAMTLIGE LASTER PÅSATT FIGUR 8.4: KLORIDENES SANNSYNLIGE TRANSPORTVEI VED AVRENNING FRA FUGE FIGUR 8.5: SAMMENLIGNING AV KALIBRERINGSKURVER FOR KLORIDMÅLINGER AV PELER FIGUR 8.6: KORRODERT BØYLE PÅ TVERRBÆRER FIGUR 8.7: BØYLE UTEN KORROSJON PÅ TVERRBÆRER FIGUR 8.8: AVSKALLINGER OG SYNLIG ARMERINGSKORROSJON I OVERKANT AV TVERRBJELKE FIGUR 8.9: PEL MED TYDELIG ARMERINGSKORROSJON OG SKADER FIGUR 8.10: PEL UTEN SYNLIG ARMERINGSKORROSJON OG SKADER FIGUR 8.11: PRØVEOMRÅDE PÅ DEKKEBJELKE NORD VED AKSE FIGUR 8.12: DEKKEBJELKE NORD VED AKSE 9 FØR RENGJØRING FIGUR 8.13: DEKKEBJELKE NORD VED AKSE 9 ETTER RENGJØRING FIGUR MÅLT KARBONATISERINGSDYBDE FOR PRØVE P

12 Tabelliste Masteroppgave Bygg TABELL 3.1: SANNSYNLIGHET FOR KLORIDINITIERT KORROSJON VED BRUK AV STANDARD SEMENT [11] TABELL 3.2: LASTKOMBINASJONER FOR SAMTIDIGHET AV TEMPERATURLAST TABELL 3.3: DIMENSJONERENDE LASTKOMBINASJONER I BRUDDGRENSETILSTAND [13] TABELL 3.4: FORHOLD AV BETYDNING FOR VALG AV REDUKSJONSFAKTOREN (FA) [9] TABELL 3.5: ANBEFALTE VERDIER FOR REDUKSJONSFAKTORER [9] TABELL 3.6: FORESLÅTTE VERDIER FOR Icorr, AVHENGIG AV MILJØKLASSER [17] TABELL 3.7: INNVIRKNING AV KORROSJON PÅ BØYESTYRKEPARAMETERE [19] TABELL 5.1: BRUDATA FOR LUNDEVANN BRU TABELL 5.2: KONSTRUKSJONSDELENES MATERIALER- OG KVALITETER TABELL 5.3: MATERIALEGENSKAPER FOR BETONGKVALITET B45 [2] TABELL 5.4: MATERIALEGENSKAPER FOR BETONGKVALITET B20 [2] TABELL 5.5: KONSTRUKSJONSDELENES OVERDEKNING, I HENHOLD TIL TEGNINGSGRUNNLAGET TABELL 5.6: MATERIALDATA FOR ARMERINGSSTÅL [14] TABELL 5.7: MATERIALEGENSKAPER OG OPPSPENNING FOR SPENNARMERINGEN [2] OG [15] TABELL 6.1: EGENVEKT TABELL 6.2: TABELL 6.3: DEFINERTE LASTBANER FOR TRAFIKKLAST TABELL 6.4: DEFINERTE LASTPOSISJONER FOR TRAFIKKLAST I LENGDERETNING TABELL 6.5: OVERSIKT OVER UNDERSØKTE LASTKOMBINASJONER MED TILHØRENDE FAKTORER TABELL 6.6: UTSTYR BENYTTET UNDER GJENNOMFØRING AV VISUELL INSPEKSJON TABELL 6.7. FREMGANGSMÅTEN FOR GJENNOMFØRT VISUELL INSPEKSJON TABELL 6.8: KODER FOR VURDERING AV SKADEGRAD [8] TABELL 6.9: KODER FOR VURDERING AV SKADEKONSEKVENS [8] TABELL 6.10: OVERSIKT OVER BENYTTET UTSTYR VED UTFØRELSE AV FELTARBEID TABELL 6.11: OVERSIKT OVER GJENNOMFØRINGEN AV SPESIALINSPEKSJONEN TABELL 6.12: NØDVENDIG UTSTYR FOR GJENNOMFØRING AV ISE- METODEN TABELL 6.13: PROSEDYRE FOR GJENNOMFØRINGEN AV ISE-MÅLINGER TABELL 6.14: PROSEDYRE FOR GJENNOMFØRINGEN AV RCT-MÅLINGER TABELL 7.1: OVERSIKT OVER LASTENE SOM INNGÅR I ANALYSEMODELLEN TABELL 7.2. BEREGNET KRYPTALL OG SVINNTØYNING FOR SPENNARMERTE BJELKER TABELL 7.3: TAP AV SPENNKRAFT FOR SPENNTAUENE I OVERKANT AV BJELKEN TABELL 7.4: TAP AV SPENNKRAFT FOR SPENNTAUENE I UNDERKANT AV BJELKEN TABELL 7.5: DIMENSJONERENDE FORSPENNING ETTER TAP AV SPENNKRAFT TABELL 7.6: TRIPPELBOGGILASTENS DEFINERTE POSISJONER TABELL 7.7: DIMENSJONERENDE KREFTER FOR DEKKENE TABELL 7.8: DIMENSJONERENDE KREFTER FOR TVERRBJELKER AKSE TABELL 7.9: DIMENSJONERENDE KREFTER FOR PELENE TABELL 7.10: DIMENSJONERENDE KREFTER FOR TVERRBJELKE I AKSE TABELL 7.11: DIMENSJONERENDE KREFTER FOR SØYLE I AKSE TABELL 7.12: KAPASITETSKONTROLLER I BRUDDGRENSETILSTAND FOR TVERRBJELKER AKSE TABELL 7.13: KAPASITETSKONTROLL FOR MEST BELASTEDE PEL AKSE TABELL 7.14: KAPASITETSKONTROLL FOR TVERRBJELKE I AKSE TABELL 7.15: KAPASITETSKONTROLL FOR SØYLE I AKSE TABELL 7.16: SKADEOVERSIKT FRA DEN VISUELLE INSPEKSJONEN TABELL 7.17: GRENSEVERDIER FOR VURDERING AV KLORIDINNHOLD I % AV SEMENTVEKT [23] TABELL 7.18: RESULTATER AV MATERIALUNDERSØKELSER FRA 1997 [23] TABELL 7.19: GRENSEVERDIER FOR VURDERING AV KLORIDINNHOLD I % AV BETONGVEKT [23] TABELL 7.20: RESULTATER AV MATERIALUNDERSØKELSER FRA 2010 [23]

13 TABELL 7.21: RESULTATER AV MATERIALUNDERSØKELSER FRA 2011 [23] TABELL 7.22: GRENSEVERDIER FOR VURDERING AV KLORIDINNHOLD I % AV BETONGVEKT [23] TABELL 7.23: RESULTATER AV MATERIALUNDERSØKELSER FRA TABELL 7.24: RESULTATER AV MATERIALUNDERSØKELSER FRA TABELL 7.25: SAMMENLIGNING AV KLORIDINNHOLD FOR TVERRBJELKE I AKSE TABELL 7.26: SAMMENLIGNING AV KLORIDINNHOLD FOR PEL SØR (PS1) I AKSE TABELL 7.27: SAMMENLIGNING AV KLORIDINNHOLD FOR TVERRBJELKE I AKSE TABELL 7.28: SAMMENLIGNING AV KLORIDINNHOLD FOR PEL SØR (PS1) I AKSE TABELL 7.29: SAMMENLIGNING AV KLORIDINNHOLD FOR PEL SØR (PS1) I AKSE TABELL 7.30: SAMMENLIGNING AV KLORIDINNHOLD FOR PEL NORD (PS6) I AKSE TABELL 7.31: SAMMENLIGNING AV KLORIDINNHOLD FOR PEL SØR (PS1) I AKSE TABELL 7.32: SAMMENLIGNING AV KLORIDINNHOLD FOR TVERRBJELKE I AKSE TABELL 7.33: INNVIRKNINGEN AV ARMERINGSKORROSJON PÅ TVERRBJELKENS MOMENTKAPASITET I FELT (AKSE 2-8) TABELL 7.34: INNVIRKNINGEN AV ARMERINGSKORROSJON PÅ TVERRBJELKENS MOMENTKAPASITET OVER STØTTE (AKSE 2-8) TABELL 7.35: INNVIRKNINGEN AV ARMERINGSKORROSJON PÅ TVERRBJELKENS SKJÆRKAPASITET VED STØTTE (AKSE 2-8)

14 Symbolliste Latinske store bokstaver A A b A s A s A c A k A sw Totalt arealet av tverrsnittet ytre omkrets medregnet innvendig hulrom (torsjon) Balansert armeringsmengde Strekkarmeringens tverrsnittsareal Trykkarmeringens tverrsnittsareal Arealet av betongtverrsnittet Arealet som omsluttes av tverrsnittsdelenes senterlinjer medregnet innvendig hulrom (torsjon) Skjærarmeringens tverrsnittsareal A sl Tverrsnittsarealet av strekkarmeringen med en forankringslengde (l bd + d) A ref,x Vindlastens referanseareal i x- retningen A p E p E s E cm F w G I v (z) M Rd N Ed N Rd N s P P 0 P 0, tot P x Q T Ed T min Tverrsnittsarealet av spennarmeringen Elastisitetsmodul for spennarmeringen Elastisitetsmodul for slakkarmeringen Midlere elastisitetsmodul Resulterende vindkraft Egenlast Turbulensintensitet Betongtrykksonens momentkapasitet Dimensjonerende aksialkraft Dimensjonerende aksialkraftkapasitet Fiktiv kraft for beregning av svinntøyning Forspenningskraft Forspenningskraft per spenntau Forspenningskraft totalt Gjennomsnittlig reduksjon av radius til armeringsstang i mm/ år Variabel last Dimensjonerende torsjonsmoment Minimumstemperatur 13

15 T max Maksimaltemperatur T c,min Laveste jevnt fordelte temperaturandel T c,max Høyeste jevnt fordelte temperaturandel T 0 Initialtemperatur T N,con Maksimalt temperaturkontraksjonsintervall T N,exp Maksimalt temperaturekspansjonsintervall T Rd, max Dimensjonerende kapasitet for torsjon (trykkbrudd) V Rd, max Dimensjonerende skjærkapasitet (trykkbrudd) V Ed V Rd, c V Rd, s t 0 Dimensjonerende skjærkraft Skjærstrekkapasitet uten beregningsmessig behov for skjærarmering Skjærstrekkapasitet med beregningsmessig behov for skjærarmering Diameteren av armeringsstang i mm, etter tiden t i år Den nominelle diameteren av armeringsstang i mm Latinske små bokstaver b b w c dir Bredde Den minste bredden av tverrsnittet i trykksonen (mm) Retningsfaktor for vind c season Årstidsfaktor for vind c alt c prob c r (z) c o (z) d d tot f pd f ck f cd f ctd f cm Nivåfaktor for vind Sannsynlighetsfaktor for vind Terrengets ruhetsfaktor Terrengets formfaktor Effektiv tverrsnittshøyde Tykkelsen på brudekket inkludert åpne rekkverk Dimensjonerende spenningsverdi for spennarmeringen Betongens karakteristiske sylindertrykkfasthet etter 28 døgn Betongens dimensjonerende sylindertrykkfasthet Betongens dimensjonerende sylinderstrekkfasthet Middelverdi av betongens sylindertrykkfasthet 14

16 f sd f ywd f yd n s t ef,i u u k v b,0 v m v b v 1 x Ø z z i Dimensjonerende armeringsfasthet Skjærarmeringens dimensjonerende flytegrense Stålets flytegrense Antall spenntau Senteravstand mellom skjærbøyler Effektiv veggtykkelse (torsjon) Den ytre omkretsen av tverrsnittet (torsjon) Omkretsen av areal A k (torsjon) Referansevindhastighet Stedsvindhastighet Basisvindhastighet Fasthetsreduksjonsfaktor for betong opprisset på grunn av skjærkraft Trykksonehøyde Armeringens diameter Tverrsnittets indre momentarm Lengden av sidekanten i del i definert ved avstanden mellom skjæringspunktene for senterlinjene til de tilstøtende delene (torsjon) Greske bokstaver A sl α α cc σ t Δσ p Samlet lengdearmeringareal Trykksonehøydefaktor Faktor Spenningstap i spennarmering på grunn av temperaturdifferanse Spenningstap i spennarmeringen på grunn av relaksasjon Δσ p,svinn Spenningstap i spennarmeringen på grunn av svinn Δσ p,kryp Spenningstap i spennarmeringen på grunn av kryp ε p0 γ s Initiell tøyning Materialfaktor for armering i bruddgrense ξ Reduksjonsfaktor for ugunstige permanente laster G. γ Ψ Partialfaktor Kombinasjonsfaktor 15

17 γ c ε cc ε c0 Materialfaktor for betong i bruddgrense Kryptøyning Momentantøyning for kryp φ(t, t 0 ) Kryptall ε cs ε cd ε ca Total svinntøyning Svinntøyning ved uttørking Autogen svinntøyning σ p.max Største tillatt spenning i spennarmeringen ε cu ε s ε yd ε ud ε cu2 ε cu3 ε c2 cc η Tøyningsgrense for betongen Armeringstøyning Armeringens flytetøyning Dimensjonerende grensetøyning for armering Tøyningsgrense for betong Tøyningsgrense for betong Tøyningen i det maksiamalspenningen nås Koeffisient for betong Faktor som er lik 1 for B20-B50 λ Faktor som er lik 0,8 for B20 B50 τ t,i θ cw Torsjonsskjærspenningen i vegg (i) Vinkelen mellom betongtrykkstaven og bjelkeaksen (skjær) Koeffisient som tar hensyn til spenningstilstand i trykkgurten (skjær) 16

18 1 Innledning Masteroppgave Bygg Fram til 1980 tallet ble betong sett på som et vedlikeholdsfritt materiale, noe som har vist seg å være en feil antakelse i ettertid, da betong, som andre materialer, har behov for vedlikehold og tilsyn. I tiden før dette fremsatte standarder og regelverk ingen krav til å klassifisere konstruksjonene i miljøog eksponeringsklasser. Manglende fokus på bestandighet medførte at betongkonstruksjonene ble prosjektert med liten overdekning og mer permeabel betong, i forhold til dagens krav, uavhengig av hvilket miljø de ble eksponert for. I stedet hadde standardene på den tiden økt fokus på konstruksjonenes lastbærende evner [1]. Som en konsekvens av det manglende fokuset på bestandighet på denne tiden er det mange betongkonstruksjoner med omfattende skader i dag, og et av de største problemene er armeringskorrosjon som følger av kloridinntrengning i betongen. Kloridinitiert armeringskorrosjon er spesielt truende for betongkonstruksjoners bæreevne, da dette kan medføre store lokale reduksjoner av armeringens tverrsnitt, som kan være vanskelige å oppdage. Dette medfører et økt behov for kompetanse vedrørende kartlegging av skadeomfang, og kontroll av den lastbærende evnen på eksisterende betongkonstruksjoner med påvist armeringskorrosjon. Disse kontrollene er spesielt viktige for eldre bruer, da disse er prosjektert etter gamle lastforskrifter. Denne oppgaven er utarbeidet i samarbeid med Statens vegvesen, og har til hensikt å gi en oversikt over skadeomfanget og den lastbærende evnen til Lundevann bru i Tvedestrand kommune. Lundevann bru er en del av vegtraseen på Europavei 18, og er ei spennarmert betongbjelkebru, som er fundamentert på tverrbjelker og spissbærende peler. Det har blitt dokumentert betydelige skader som følger av kloridinitiert armeringskorrosjon på brua tidligere, og det foreligger i skrivende stund konkrete planer om et større vedlikeholdsarbeid på brua. Statens vegvesen er ikke i besittelse av kapasitetsberegninger for brua i uskadet tilstand, og på bakgrunn av dette var Lundevann bru et svært aktuelt objekt til denne oppgaven. Denne oppgaven inneholder i hovedsak analyse og kapasitetsberegning av brua i uskadet tilstand og vurdering av skadeomfanget på bruas konstruksjonsdeler, basert på gjennomført visuell inspeksjonog materialundersøkelser. Det avdekkede skadeomfanget er deretter benyttet til å vurdere bruas lastbærende kapasitet i skadet tilstand. Kapasitetsberegningene er utført i henhold til krav i NS-EN (Eurokode 2): Prosjektering av betongkonstruksjoner [2], og lastene på brua er beregnet etter Statens vegvesens håndbøker for laster på bruer. Avgrensninger og forutsetninger For å tilpasse oppgavens omfang er følgende avgrensninger og forutsetninger tatt: Konsolldelen av Lundevann bru er utelatt, da det ville blitt for tidkrevende. Dette er også en del av brua som ikke har blitt omtalt i tidligere skaderapporter. Det er kun foretatt beregninger i bruddgrensetilstand, da disse er de mest relevante for oppgavens forskerspørsmål. 17

19 Pelene blir kun kontrollerte enkeltvis mot beregnet installert kapasitet. Dette er valgt da fullverdig analyse av pelegruppene krever geotekniske undersøkelser- og kompetanse. Dekkene kontrolleres ikke for moment- og skjær i tverretning, som følger av tidsbegrensning. For dekkene antas det også forenklet at påstøpen over de spennarmerte bjelkene ikke har noe å si for dekkets kapasitet. De spennarmerte bjelkene mangler informasjon om forspenning. Beregninger av disse tar utgangspunkt i Statens vegvesens Håndbok 100 for NOB- bruer, utgitt i 1983, da disse synes å samsvare bra med bjelkene som er benyttet på Lundevann bru. 18

20 2 Samfunnsperspektiv Masteroppgave Bygg Sett i et samfunnsperspektiv er det svært viktig å ha kjennskap til de lastbærende evnene til bruer i det offentlige veinettet, både i uskadet tilstand, og ikke minst bruer hvor det er påvist armeringskorrosjon. Hovedårsaken til dette beror på at manglende kontroll på konstruksjoners lastbærende evner også medfører manglende kontroll på trafikantenes sikkerhet. Bruer som er skadet av armeringskorrosjon kan ha betydelig svekket bæreevne uten at det nødvendigvis synes, slik at trafikantene kan være utsatt for fare uten at verken de eller forvaltningsansvarlig instans er klar over det. Følgelig er det svært viktig å tilegne seg informasjon om skadeomfangets påvirkning på bruenes bæreevne tidlig, slik at utbedrende tiltak kan utføres i god tid før det blir uforsvarlig å lede trafikk over den. Dersom skadeomfanget blir så omfattende at bruer må rives, medfører det normalt at ei ny bru må bygges. Rivning og nybygging har store økonomiske konsekvenser totalt sett, i tillegg til at det er en miljøpåkjenning, i kraft av det høye utslippet av klimagasser i tilknytning til arbeidene. For ei bru som er en del av en høyt trafikkert vei, vil eventuell stenging eller rivning av en skadet bru kunne få store ringvirkninger for samfunnet. Lundevann bru, som eksempel, er en del av Europavei 18, og er en svært viktig veg mellom Sørlandet og Østlandet, spesielt for langtransport. I tillegg ligger brua i et område med svært begrensede muligheter for omkjøring. Dette vil innebære betydelige logistikkproblemer dersom brua må stenges eller rives, både for private og for næringslivet. 19

21 3 Teori 3.1 Standarder og håndbøker Dette kapittelet presenterer kort de standarder og håndbøker som er aktuelle for arbeidet med denne oppgaven. Eventuelle konflikter mellom de ulike regelverkene løses etter offisiell rang, det vil si at standardene er overordnet håndbøkene, og deretter veiledere og øvrig litteratur Standarder I Norge benyttes i dag Eurokodeserien til prosjektering av konstruksjoner. Eurokodene utgjør en felles europeisk serie standarder på ni deler/temaer, hvor hver del har en eller flere tilhørende standarder. Eurokodene avløste de norske standardene som gjeldende regelverk i Norge i I denne oppgaven benyttes NS-EN : 2004+NA:2008: Eurokode 2: Prosjektering av betongkonstruksjoner - Del 1-1: Allmenne regler og regler for bygninger [2] for kapasitetsberegningene. Det er også benyttet andre standarder som: NS-EN : 2004+NA:2008: Eurokode 1: Laster på konstruksjoner - Del 1-1: Allmenne laster [3] NS-EN : 2005+NA:2009: Eurokode 1: Laster på konstruksjoner - Del 1-4: Allmenne laster Vindlaster [4] NS-EN : 2003+NA:2008: Eurokode 1: Laster på konstruksjoner - Del 1-5: Allmenne laster - Termiske påvirkninger [5] Håndbøker Statens vegvesen utgir håndbøker som samlet omhandler retningslinjer og veiledere til alle deres fagområder. Håndbøkene er delt inn i to nivåer. Nivå 1 er normaler og retningslinjer og nivå 2 er veiledninger. Normaler og retningslinjer er kravdokumenter og de viktigste håndbøkene i Statens vegvesen håndbokhierarki. Disse skal alltid ligge til grunn når oppdragstakere utfører arbeid på vegne av Statens vegvesen. Veiledningshåndbøkene er dokumenter som skal fungere som understøtte, og som beskriver mer detaljert hvordan retningslinjene og normalene skal brukes. Samtlige håndbøker er tilgjengelige for allmenheten på Statens vegvesen sine nettsider. I denne oppgaven benyttes Håndbok N400 Bruprosjektering [6], Håndbok R412 Bruklassifisering [7] og Håndbok V441 Inspeksjonshåndbok for bruer [8]. Håndbok N400 - Bruprosjektering Bruprosjekterings- håndboken N400 er en av Statens vegvesen vegnormaler i håndbokserien. Håndbokens bruksområde og krav gjelder for prosjektering av bruer, ferjekaier og andre bærende konstruksjoner i det offentlige vegnettet, og for private tiltakshavere langs eller over det offentlige vegnettet. Håndboken gjelder for alle faser i konstruksjonenes byggetid og brukstid (100år). Håndboken gjelder også for vedlikeholdstiltak og reparasjonstiltak. 20

22 Utforming og dimensjonering av bruer og andre konstruksjoner skal utføres i henhold til aktuelle standarder, og håndbok N400 som supplement der standardene ikke har spesifikke krav til brukonstruksjoner. Håndbok R412 - Bruklassifisering Bruklassifisering blir utført for å bestemme maksimalt tillatt trafikklast for eksisterende bruer ut fra tidligere beregninger, tegninger, dokumenterte materialkapasiteter og tilstand. Regelverket for bruklassifisering består av to håndbøker: Statens vegvesen håndbok R412 (Normaler): Bruklassifisering Statens vegvesen håndbok 239 (Veiledning): Bruklassifisering De trafikklastene som bruene skal kontrolleres for er angitt i håndbok R412, som da brukes for å klassifisere eksisterende bruer. I vedlegget i håndbok R412 er det gitt veiledning for å bestemme materialfasthet, last- og materialfaktorer. Håndbok 239 gir en historisk oversikt over laster og standardtegninger som har blitt brukt for bruer av Statens Vegvesen. Håndbok V441 Inspeksjonshåndbok for bruer Inspeksjonshåndboken for bruer er en veileder, utarbeidet av Statens vegvesen for å sikre forvaltning, drift og vedlikehold av bruer med god kvalitet og sikkerhet. Innholdet i håndboken tar for seg alt fra planlegging av inspeksjoner og hva de skal inneholde, nødvendig utstyr, gjennomføring av inspeksjoner, samt skadevurdering og rapportering. Peleveiledningen 2012 Peleveiledningen ble utgitt i 2012 av Norsk geoteknisk forening, og er tilpasset gjeldende Eurokoder og norske standarder. Utgivelsen gir retningslinjer og veiledning tilknyttet prosjektering og utførelse av pelefundamentering under norske forhold. Den behandler også geotekniske problemstillinger knyttet til pelefundamentering. Peleveiledningen er forankret i aktuelle standarder og regelverk, og fungerer som en forenklet, mer brukervennlig sammenfatning av disse. Det presiseres at veiledningen ikke skal være til hinder for bruk av andre metoder, dersom anvendeligheten kan dokumenteres, og det kan påvises at tilstrekkelig sikkerhet oppnås [9]. 21

23 3.2 Armert betong Armert betong som konstruksjonsmateriale har mange positive egenskaper, og er et av de mest brukte byggematerialene i dag. Årsakene til dette er formbarhet, anvendbarhet, økonomi og bestandighet av materialet, som gjør det spesielt brukbart for en del konstruktive anvendelser Virkemåte Betong i seg selv har høy trykkfasthet, men lav strekkfasthet, og må derfor armeres for å kunne ta opp strekkreftene. Ved beregninger kan det antas at betong uten armering nesten ikke kan ta strekkrefter, og derfor har betongens trykkfasthet blitt det viktigste kvalitetsparametret [10]. Figur 3.1 illustrerer det gunstige samvirket mellom betong og armering. Figur 3.1: Effekten av armering i betong [11] Uarmert betong vil oppføre seg veldig sprøtt ved brudd, mens en armert betongkonstruksjon vil få økt duktilitet, altså en seigere oppførsel mot brudd. Armeringsstålet har evnen til å motvirke store strekkspenninger, og materialets høye E- modul vil bidra til å begrense opprissingen av betongen, slik at konstruksjonens bestandighet øker [11] Sammensetning Betong består av vann, sement, tilslag og eventuelle tilsetningsstoffer, slik det fremgår av figur 3.2. Tilslag er en fellesbetegnelse for sand, grus og stein. Sement er hovedbestanddelen i betong, som ved tilsetning av vann vil bli omgjort til sementlim, og sørger for å binde det hele sammen til betong. Tilsetningsstoffer tilsettes for å få oppnå ulike ønskede egenskaper ved betongen. For å oppnå disse egenskapene er et imidlertid viktig at sammensetningen av betongen for øvrig er riktig [11]. Figur 3.2: Sammensetning av betong [11] 22

24 3.2.3 Spennarmert betong Spennarmert betong er betong som påføres en trykkspenning med størrelse og fordeling som er slik at virkningen av ytre laster til en viss grad blir motvirket. Trykkspenningene innføres ved at spennarmering gis en initialtøyning med en strekkraft som er uavhengig av betongens tøyning. Strekkraften i spennarmeringen overføres som trykk i betongen ved endeforankringer av spennarmeringen eller ved heft mellom betong og spennarmeringen [10]. De store bestandighetsfordelene med spennarmert betong er at opprissing og rissvidder begrenses. Dette gir en tettere betong og bedre motstandsdyktighet mot nedbrytningsmekanismer. 3.3 Betongens nedbrytningsmekanismer Armeringskorrosjon Armeringskorrosjon er et av de største problemene for bestandigheten til betongkonstruksjoner. Armering som korroderer kan føre til at konstruksjonen får redusert bæreevne, i tillegg til estetisk forringelse som følger av rustsprengning. Fersk betong er sterkt basisk og alkalisk, som regel med en ph- verdi mellom 12,5-14. Dette kommer av betongens høye innhold av kalsiumhydroksid, Ca(OH) 2, samt alkalier som er fritt oppløste i betongens porevann. Denne høye ph- verdien sørger for at det dannes en oksidfilm (ofte kalt passivfilm) rundt betongens armering, som vil virke korrosjonsbeskyttende for armeringen, slik figur 3.3 illustrerer [11]. Denne passivfilmen er bare noen få nanometer tykk, og består av mer eller mindre av hydratiserte jernoksider, og er immun mot eventuelle mekaniske skader på betongens overflate. Den kan imidlertid bli ødelagt av karbonatisering og ved høy konsentrasjon av klorider i betongen [12]. Figur 3.3: Dannelse av passivfilm i armerte betongkonstruksjoner [11] Så lenge passivfilmen er til stede, vil det ikke være fare for armeringskorrosjon. Korrosjon kan først starte dersom passivfilmen brytes, samt at det er tilgang på fuktighet og oksygen. Det vil da dannes rustprodukter som kan ha et volum opptil 7 ganger høyt som armeringsjernet. Etter hvert som det dannes mer rustprodukter, vil volumutvidelsen gradvis øke og virke sprengende på betongen. Når disse spenningene blir høyere enn betongens strekkfasthet vil det oppstå riss, før betongen til slutt skaller av i området rundt armeringen. Dette fenomenet omtales ofte som rustsprengning [11]. 23

25 Figur 3.4: Korrosjon på armering etter at passivfilmen er brutt [11] Figur 3.5: Avskalling som følge av rustsprengning [11] Karbonatisering Karbonatisering av betong er en naturlig kjemisk prosess som oppstår når betongkonstruksjoner eksponeres for luft. Det er karbondioksidet i lufta som sammen med vann reagerer med kalsiumhydroksidet i betongen, og danner kalsiumkarbonat (CaCO 3). Dette medfører at ph- verdien i betongen reduseres til et nivå rundt 8-9. Passivfilmen rundt armeringen brytes dersom ph- verdien kommer under 9,5, og dermed vil armering i karbonatisert betong kunne korrodere ved nok tilgang på luft og fuktighet (RF > 65%). Karbonatiseringen starter i betongens ytterste sjikt, og beveger seg gradvis innover med avtakende hastighet. Karbonatiseringsdybden vil øke proporsjonalt med kvadratroten av tiden, og korrosjon kan først starte når karbonatiseringsfronten har nådd armeringen. Figur 3.6: Ulike grader av karbonatisering [11] Betongens fuktinnhold vil styre mye av hastigheten på karbonatiseringen. Mellom RF 40-90% vil karbonatisering foregå i mer eller mindre grad, og raskest mellom RF 50-60%. Betongens kvalitet vil også ha betydning for hastigheten på karbonatiseringen. 24

26 Karbonatisering også vil foregå langs overflatene i et riss eller en sprekk i betongen, selv om overdekningen for øvrig er svært god. Dersom risset eller sprekken går helt inn til armeringen, kan det følgelig oppstå armeringskorrosjon mye raskere enn det ellers ville gjort [11] Kloridinitiert korrosjon Passivfilmen rundt armeringen i en betongkonstruksjon brytes når kloridinnholdet i dette området av betongen overgår et visst nivå. Dersom dette inntreffer, vil korrosjon kunne oppstå. Den nødvendige mengden klorider som er nødvendig for å initiere korrosjonsprosessen blir ofte kalt for den kritiske grenseverdi. Denne grenseverdien varierer for hver enkelt konstruksjon, og avhenger av faktorer som ph- nivå rundt armeringen, fuktnivå og betongens kvalitet. Av dette kommer det at den kritiske grenseverdi for klorider i karbonatisert betong er betydelig lavere enn i ikke- karbonatisert betong. Årsaken til dette er den lave ph- verdien i betong som er karbonatisert. Disse forholdene vil sørge for at bundne klorider løses opp, og det oppstår en anrikning av klorider foran karbonatiseringsfronten [11]. Vurdering av CI % av sementvekt Cl % av betongvekt grenseverdier Neglisjerbart < 0,4 < 0,045 Korrosjon mulig 0,4-1,0 0,045-0,11 Korrosjon sannsynlig 1,0-2,0 0,11-0,25 Korrosjon sikker >2,0 >0,25 Tabell 3.1: Sannsynlighet for kloridinitiert korrosjon ved bruk av standard sement [11] Kloridene i betongen kan komme fra kloridholdige delmaterialer i betongen eller de kan ha trengt seg inn i betongen utenfra, enten ved diffusjon eller direkte transport via væsker og gasser gjennom betongens poresystem. Korrosjonsfaren er like stor uavhengig av hvordan kloridene har funnet vei inn i betongen, men det er av stor betydning for å kartlegge eventuelle vedlikeholdstiltak. For kloridinitiert armeringskorrosjon er det typisk at det kan oppstå såkalt groptæring, også kalt pitting. Dette innebærer at man får lokale områder som korroderer med stor hastighet, i forhold til jevn korrosjon rundt armeringen. Årsaken til dette er at lokale områder som korroderer fungerer som et lite anodisk areal, samtidig som alle ståloverflater som fortsatt har ubrutt passivfilm vil fungere som er stort katodisk areal. Kloridene har i tillegg en katalyserende virkning på korrosjonsprosessen ved det anodiske arealet, og følgelig blir korrosjonshastigheten høy. Groptæring er det minst gunstige med hensyn på reduksjon av konstruksjonens bæreevne, da den kan føre til dramatiske reduksjoner av armeringens tverrsnitt lokalt. Det kan også være vanskelig å oppdage, da det kan opptre uten at betongoverdekningen har skallet av [11]. Figur 3.7: Forløp for groptæring (pitting), typisk for kloridinitiert korrosjon [11] 25

27 3.3.2 Fysisk nedbrytning Frostskader Frostskader er en betydelig utfordring for betongkonstruksjoner i fuktig miljø, som er utsatt for fryse/tine- sykluser. Vann som fryser til is i betongens poresystem vil få en volumutvidelse (ca. 9%), hvilket fører til at det oppstår indre strekkspenninger i betongen. Dersom de indre strekkspenningene blir høyere enn betongens strekkfasthet, vil det dannes riss og sprekker i betongen, ofte etterfulgt av avskallinger. Dette kalles ofte for frostsprengning. Frostskadene oppstår normalt i de ytterste sjiktene av betongen, hvor porene lett fylles med vann, og vil gradvis skalle av lenger innover i tverrsnittet dersom konstruksjonen utsettes for gjentatte fryse/tine- sykluser. Det er betongens kapillærporesystem som lettest transporterer vann, og det er primært i disse at frostangrepene vil oppstå, dersom fyllingsgraden av vann overskrider 90%. Luftporene i betongen fylles normalt ikke med vann, og vil i stedet gi en gunstig trykkavlastende effekt, dersom de er store nok og ligger tett nok sammen. Osmotiske effekter kan også oppstå i frostutsatte betongkonstruksjoner. Dette gjelder spesielt når saltholdig vann fryser til is i poresystemet. Da blir saltkonsentrasjonen høy nær isfronten, og det vil strømme til vann med lavere saltkonsentrasjon for å utjevne den totale konsentrasjonen. Dette skaper et osmotisk trykk i poresystemet, med de samme konsekvensene som nevnt ovenfor. Islagte betongoverflater som tines opp ved hjelp av salting vil bli svært nedkjølte. Dette skjer fordi all energien som kreves for å tine isen tas opp av underlaget. Når betongen blir veldig nedkjølt, vil det oppstå spenninger i betongens ytterste sjikt, og gjentatte sykluser vil føre til avskallinger [11]. Andre fysiske nedbrytningsmekanismer Fuktighetsvariasjoner i nystøpt betong kan gi uønsket nedbrytning allerede i betongens herdefase. Vannet i betongens kapillærporer tørker først, og betongen trekker seg litt sammen i takt med dette. Dersom denne uttørkingen skjer for raskt, vil spenningene som følger av sammentrekningen kunne bli høyere enn betongens strekkfasthet på det aktuelle tidspunktet. Dette vil resultere i uttørkingsriss i den herdede betongen. Temperaturvariasjoner i betongen kan gi betydelige riss- og sprekkdannelser, som noen ganger kan være helt gjennomgående i konstruksjonen. En herdet betongkonstruksjon vil utvide seg ved temperaturøkning, mens den vil trekke seg sammen når temperaturen synker. Dersom betongen blir fastholdt mot disse temperaturbevegelsene, vil konstruksjonen bli påført spenninger, som resulterer i sprekkdannelser hvis de overskrider betongens strekkfasthet. Variasjoner i temperatur vil oppstå under hydratiseringsfasen hvor det utvikles høy indre temperatur i betongen. Samtidig blir betongoverflatene avkjølte, noe som gjør at betongen ikke utvider seg like mye her. Overflatene vil i stedet virke som en indre fastholding mot temperaturbevegelsene lenger inne i betongen. Resultatet blir sprekkdannelser i betongoverflaten. Ved støp mot eksisterende konstruksjoner kan lignende situasjoner oppstå, da den eksisterende kalde overflaten vil opptre som en fastholding av den nye varme betongen. Overbelastning og/eller underdimensjonering kan føre til riss og oppsprekking av betongkonstruksjoner. Det finnes flere ulike typer riss som relateres til skadeårsaken, og disse har gjerne visuelle særtrekk som gjør det lettere å forutsi skadeårsaken i ettertid. Aksialriss, bøyeriss, 26

28 skjærriss, torsjonsriss og forankringsriss er alle eksempler på dette. Setninger og forskyvninger vil også kunne gi de samme skadene på betongkonstruksjoner. Mekanisk slitasje er avsliting av betong i overflaten over tid. Det mest vanlige tilfellet er hjulsporslitasje på dekker. Erosjon er avsliting av betongoverflaten som følger av at den over tid blir eksponert for partikler som fraktes i vann. Støtskader kan også oppstå på betongkonstruksjoner, ofte forårsaket av påkjørsel, ras, flom og lignende [11] Kjemisk nedbrytning Kjemiske nedbrytningsmekanismer er en betegnelse på kjemiske reaksjoner som bryter ned betongen over tid, og reduserer konstruksjonens funksjonsdyktighet. Det er vanlig å dele disse opp i to deler [11]: Oppløsning og utvasking av betongens bindestoff Kjemiske reaksjoner som danner produkter med større volum enn reaktantene, og som følgelig skaper spenninger med sprengende kraft på betongen Alkalireaksjoner Alkalireaksjoner er kjemisk-fysiske reaksjoner mellom tilslag og sementpasta i betong. Sementpastaen inneholder alkalier, og reaktive tilslagstyper vil kunne reagere med disse og danne en hygroskopisk og svellende alkaligel. Vannopptaket fører til at denne gelen utvider seg. Mindre mengder alkaligel vil kunne ligge i porer og riss uten å gjøre skader på betongen, men dersom mengden blir større vil det kunne oppstå et overtrykk i betongen. Dersom dette overtrykket overskrider strekkfastheten på betongen, vil det oppstå riss og sprekker. For alkalireaksjoner vil rissene og sprekkene ofte danne et karakteristisk krakeleringsmønster, i tillegg til at rissene ofte har et mørkt og fuktig utseende, selv etter at betongen er uttørket. Selve reaksjonen kan pågå i år før skadeomfanget har nådd dette stadiet. For at skadelige alkalireaksjoner skal kunne oppstå, må det være tre betingelser som inntreffer samtidig [11]: Reaktivt tilslag RF > 80% Alkaliinnhold over kritisk verdi (3-5 kg/m 3, avhengig av sementtype) Figur 3.8: Typisk krakeleringsmønster for alkalireaksjoner [11] 27

29 Utluting Utluting er en kjemisk prosess hvor kalken i kalsiumhydroksidet i betongen blir vasket ut av vann. Kalken løses opp i vann og transporteres videre ut av betongkonstruksjonen. Bløtt van med lavt kalkinnhold har en større tendens til å vaske ut mye av kalken i betongen. Utlutingen er primært et estetisk problem, og skaden ses som hvitfarget kalkutslag på betongoverflaten. Selv om utluting kun er et estetisk problem, så må det tas hensyn til at kalkdrypp kan skade lakk på kjøretøy og lignende [11]. Syreangrep Normale betonger har dårlig bestandighet når den blir eksponert for syrer. Når betongkonstruksjoner angripes av syre, vil betongens bindemiddel bli omdannet til ikke-bindende kjemiske forbindelser. Betongen i overflaten løses opp, og tilslaget blir frilagt. Skadegraden av syreangrep avhenger av syrens konsentrasjon. Betong angrepet av en svak syre vil få tungt løselige saltprodukter som reaksjonsprodukt, som fyller porene og tetter betongen og gir en beskyttende effekt. Sterke syrer vil derimot gi lettløselige reaksjonsprodukter som gjentatte ganger kan vaskes bort og bidra til at betongen på nytt kan utsettes for et syreangrep. Dette medfører at disse sterke syrene medfører en akselerert nedbrytning av betongen [11]. Sulfat-/nitratangrep Betong som blir utsatt for store mengder sulfater og/eller nitrater vil bli utsatt for en sprengende effekt, og kan i verste fall sprenges i stykker. Sulfatene og nitratene reagerer med aluminatet i sementen, og reaksjonsproduktene som dannes binder vann og sveller. I en tidlig fase av angrepet vil disse reaksjonsproduktene fylle porer i betongen og samtidig gi økt fasthet. Deretter bygger det seg opp et indre trykk som gjør at betongen sprekker opp, hvis det overskrider betongens strekkfasthet [11] Biologisk nedbrytning Betongkonstruksjoner kan også bli brutt ned ved at levende organismer. Dersom enkelte bakterier er til stede kan det oppstå angrep som virker nedbrytende på betongen. Eksempelvis vil tilstedeværelsen av svovelbakterier kunne starte svovelsyreangrep eller sulfatangrep på betongen. Dette er typisk for spillvann fra kloakkrør og lignende, hvor det dannes hydrogensulfider av sulfater eller proteiner i vannet. Når disse oppløses i vann, vil det dannes svovelsyre og sulfatangrep. Alger, mose og lignende, som gror på betongen, vil kunne virke nedbrytende, da det bidrar til å holde fuktighet inntil konstruksjonen, og blant annet øke faren for frostskader [11]. 28

30 3.4 Laster I dette kapittelet presenteres laster som er aktuelle for Lundevann bru. Håndbok R412 Bruklassifisering [7] legges til grunn for bestemmelse av de maksimalt tillatte lastene på brua, slik det gjelder for alle eksisterende bruer på riks- og fylkesveier. De øvrige lastene bestemmes etter Håndbok N400 Bruprosjektering [6]. Lastene er i delt inn i grupper etter sin art og sannsynligheten for at de skal opptre [7]: Permanente laster Variable laster Deformasjonslaster Ulykkeslaster Permanente laster En permanent last regnes å være tilnærmet konstant innenfor det tidsrommet som betraktes. Følgende laster er å regne som permanente laster [7]: Konstruksjonens egenvekt Vekt av permanente installasjoner og ballast Ytre vanntrykk regnet fra midlere vannstand eller midlere grunnvannsstand og med midlere tetthet. Jordtrykk, vekt av jord og andre fyllmasser Egenlast Den samlede vekten av alle permanente konstruksjonsdeler regnes som egenlast. Egenlast for armert betong er 25 kn/m 3, i henhold håndbok N400, men dersom armeringsmengden overstiger 150 kg/m 3 betong, må tyngdetettheten til armert betong beregnes for den aktuelle armeringsmengden [6]. Tyngdetettheten til asfaltslitelaget kan settes lik 25 kn/m 3, i henhold til HB R412 [7]. Egenvekt for brurekkverket av stål antas å tilsvare en jevnt fordelt last lik 0,5 kn/m på hver side av brua, i henhold til kapittel i HB R412 [7] Variable laster Variable laster er påkjenninger som varierer i tid. Følgende laster er å regne som variable laster [7]: Trafikklaster Naturlaster Støt- og fortøyningslaster fra ferje Andre variable laster o Last fra installasjoner og ballast som skal fjernes o Laster som påføres konstruksjonen i midlertidige faser, som fabrikasjon, installasjon, spesielle kortvarige operasjoner, fjerning og lignende Naturlastene opptrer variabelt etter naturforholdene og innbefatter snølast, vindlast, temperaturlast, islast, bølgelast, samt last fra vannstrøm, skred og jordskjelv. 29

31 Trafikklast Trafikklast omhandler belastninger i horisontal og vertikal retning på kjørebane, skulder, gangbane, sykkelbane og midtdeler. Belastningene kan komme fra både lette og tunge kjøretøy, samt fotgjengere. Trafikklaster plasseres i den mest ugunstige posisjon i lengde- og tverretning innenfor den tilgjengelige føringsavstanden [7]. Eksisterende bruer skal klassifiseres etter brukslast, som er den trafikklast som kan kjøre dispensasjonsfritt på det offentlige veinettet dag. Brukslasten angis som en bruksklasse (Bk), som angir største tillatte aksellast, last fra akselkombinasjoner og totalvekt, avhengig av avstanden mellom akslene. Ei bru skal gis den bruksklassen som tillates ut fra kapasiteten på konstruksjonens svakeste element [7]. Aksellast/ totalvekt skal benyttes for angivelse av brukslast dersom bruer ikke kan klassifiseres til en bruksklasse. Da bestemmes største tillatte aksellast og største tillatte totalvekt som kan passere brua. Typiske eksempler på dette er bruer med lav bæreevne. Figur 3.9 viser oversikten over all tillatt trafikklast på eksisterende bruer langs det offentlige veinettet i dag. Figur 3.9: Tillatt trafikklast på eksisterende bruer langs det offentlige veinettet [7] Vertikale trafikklaster Bruksklasse (BK) Hver av bruksklassene inneholder hjullast, aksellast, boggilast, trippelboggilast, kjøretøylast og vogntoglast. Kjøretøylast og vogntoglast omgjøres til en jevnt fordelt last pluss en aksellast. Denne aksellasten skal plasseres i mest ugunstige posisjon innenfor henholdsvis 7,0 meter og 18,0 meter. Foran og/eller bak vogntoglasten skal det tas med en jevnt fordelt last på 6 kn/m per lastfelt, dersom denne virker ugunstig. Dette tillegget representerer lettere blandet trafikk [7]. De vertikale lastene for de ulike bruksklassene fremgår av figur Dynamiske tillegg er inkluderte i de oppgitte lastene. Figuren inneholder følgende forkortelser: H = hjullast A = aksellast V = totalvekt p = lettere blandet trafikk 30

32 Figur 3.10: Vertikale laster for de ulike bruksklassene [7] 31

33 For det enkelte konstruksjonselement er det kun en av de angitte lastene i figur 3.10 som skal velges, det vil si den last som gir den mest ugunstige lastvirkningen. Det er tidkrevende å kontrollere brua for alle lastene, men i praksis vil dimensjonerende laster for korte bruer og sekundærkonstruksjoner bli bestemt av aksel-, boggi-, eller trippelboggilasten. Hovedkonstruksjonen for lengre bruer vil normalt bli bestemt av kjøretøy- eller vogntoglasten [7]. Plassering i tverretning De vertikale lastene til aktuell bruksklasse plasseres på det mest ugunstige stedet i tverretning, innenfor tilgjengelig føringsavstand. Føringsavstand er definert som den minste horisontale bredde av [7]: Avstand mellom kantstein Avstand mellom kantstein og høy vertikal kant eller føringsskinne Avstand mellom to høye vertikale kanter eller føringsskinner Lastfelter Et lastfelt med tunge kjøretøy/vogntoglast har bredde lik 3,0 meter. Jevnt fordelt last, som representerer lett blandet trafikk, regnes å oppta et lastfelt med bredde på 2,0 meter, slik figur 3.11 illustrerer. Hjullastens anleggsflater rektangulære, med 0,6 meter bredde i tverretningen og 0,2 meter i kjøreretningen. Figuren illustrerer også behovet for 0,2 meter fritt rom på utsiden av kjøretøyet i lastfeltet. Figur 3.11: Bredde av lastfelt [7] Maksimalt to lastfelter kan belastes med aksellaster, kjøretøylaster eller vogntoglaster. Øvrige lastfelt belastes kun med jevnt fordelt last på 6 kn/m. Lastfeltene skal plasseres i bruas tverretning i den mest ugunstige stillingen innenfor hele området som er tilgjengelig for kjørende trafikk, inklusive skuldre og andre flater i kjørebanens plan. De delene av dette området som faller utenfor lastfeltene gis ingen trafikklast. Figur 3.12 viser oppstilling av lastfelt for ei bru med minimum føringsbredde 6,0 meter og ingen sidekant [7]. Figur 3.12: Oppstilling av to lastfelter for minimum føringsbredde 6,0 meter og ingen sidekant [7] 32

34 Horisontale trafikklaster De tre ulike horisontale trafikklastene man må ta høyde for er bremselast, sidelast og sentrifugallast. Felles for disse er at de ikke kan opptre alene, bare samtidig med tilhørende vertikale trafikklaster. Sentrifugallast kan imidlertid ikke opptre samtidig med bremselast og sidelast. Den opptrer kun dersom brua har horisontal kurvatur [7]. Bremselast Bremselasten er virkningen av bremsende og akselererende kjøretøy i lastfelt, og beregnes på grunnlag av en horisontallast B 1 for brulengde lik 10 meter og B 2 for brulengde lik 40 meter. Figur 3.13 viser verdiene for de ulike bruksklassene. Brulengde i denne sammenheng er definert som den samlede lengden av den eller de brudelene som samtidig kan overføre bremselast til den brudelen som skal kontrolleres [7]. Figur 3.13: Verdier for bremselast [7] For bruer med lengde mellom 10 og 40 meter benyttes lineær interpolasjon i henhold til figur 3.14 for å finne riktig verdi for B. Ved to eller flere lastfelter i samme retning, settes bremselasten lik 1,5B. Figur 3.14: Interpolasjonsdiagram for bestemmelse av bremselast [7] Det forutsettes at bremselasten virker i bruas lengderetning, i høyde med kjørebanen. Den antas jevnt fordelt over hele kjørebanens bredde [7]. Sidelast Sidelast opptrer samtidig med bremselast og tilhørende vertikallast, og ivaretar virkningen av skjev eller usymmetrisk bremsing av kjøretøy, sidestøt og lignende. Sidelasten påføres som en vilkårlig plassert horisontallast med en verdi S = 25% av bremselasten. Sidelast forutsettes å virke vinkelrett på bruas lengderetning, og i høyde med kjørebanen [7]. 33

35 Vindlast Vindlast på brukonstruksjoner beregnes etter Håndbok N400 [6] og NS-EN [4]. Vindlastklasser HB N400 definerer vindlaster etter tre ulike vindlastklasser, I, II og III, ved bestemmelse av vindlast på en brukonstruksjon: Vindlastklasse I: Brukonstruksjoner med ubetydelig dynamisk lastvirkning fra vind. Omfatter alle bruer hvor høyeste egensvingeperiode er < 2s. Eksempler på bruer i vindlastklasse I er platebruer, bjelkebruer i betong eller stål, samvirkebruer, fagverksbruer, fritt frambyggbruer i ferdigtilstand og hvelvkonstruksjoner. Vindlastklasse II: Brukonstruksjoner med dynamisk lastvirkning fra vind, som ikke kan neglisjeres. Omfatter alle bruer som oppfyller en av følgende betingelser: o høyeste egensvingeperiode er 2s og spennvidde < 300m o høyeste egensvingeperiode er < 2s og spennvidde 300m Vindlastklasse III: Brukonstruksjoner med utpreget dynamisk lastvirkning fra vind. Omfatter bruer hvor de to følgende betingelsene er oppfylt: o høyeste egensvingeperiode er 2s o spennviddene er 300m Vindlastklasse III gjelder også for bruer med særlig spesiell utforming, eksempelvis slanke gangbruer, selv om spennviddene er < 300m, gitt at høyeste egensvingeperiode er 2s [6]. Grensetilstander og lastkombinasjoner I henhold til kapittel i HB 400 [6] skal brukonstruksjoner i vindlastklasse I, II og III kontrolleres både for vindlast uten trafikk og vindlast med samtidig virkende trafikklast. Vindlasten skal beregnes med et vindfelt hvor kastvindhastigheten ved kjørebanens høyeste punkt er lik 35 m/s, eller med et vindfelt med returperiode på 50 år, dersom det gir lavere verdi. Vindlast uten samtidig virkende trafikklast Beregninger av alle vindlastene følger anvisninger i henhold til NS-EN NA [4]. Fullstendige beregninger i denne oppgaven fremgår av vedlegg I det følgende skisseres fremgangsmåten for beregning av vindlast uten samtidig virkende trafikklast. Referansevindhastighet Referansevindhastigheten, v b,0,er vindhastighet som er midlet over 10 minutter, med årlig sannsynlighet for overskridelse på 0,02, uavhengig av vindretning. Den regnes å opptre i en høyde på 10 meter over flatt og åpent terreng, og tar hensyn til høyden over havet, hvis påkrevd [4]. Referansevindhastigheten finnes i tabell NA.4 (901.1) i det nasjonale tillegget til NS-EN

36 Basisvindhastighet Basisvindhastigheten er en referansevindhastighet som er modifisert for å ta hensyn til den aktuelle vindretningen (c dir ) og årstiden (c season ), hvis påkrevd. Den tar også høyde for nivå (c alt ) og returperiode (c prob ) [4]. Basisvindhastigheten beregnes etter formelen: Stedsvindhastighet v b = c dir. c season. c alt. c prob. v b,0 Ligning 3.1 Stedsvindhastigheten, v m, er en basisvindhastighet som er modifisert for å ta hensyn til virkningene av terrengets ruhet, c r (z), og form, c o (z). Bestemmelse av disse faktorene innebærer at det må foretas vurderinger av terrenget rundt brukonstruksjonen, og utføres i henhold til anvisninger i NS- EN [4]. Stedsvindhastigheten beregnes etter formelen: Vindkasthastighetstrykk v m (z) = c o (z). c r (z). v b Ligning 3.2 Vindkasthastighetstrykket, q p (z), beregnes fra stedsvindhastigheten og største kortvarige hastighetsfluktuasjon i høyden z over terrenget. For å kunne regne ut vindkasthastighetstrykket må turbulensintensiteten, I v (z), beregnes. Turbulensintensiteten defineres som standardavviket av momentanvindhastigheten dividert med middelvinshastigheten, v m (z). Turbulensintensiteten beregnes etter kapittel 4.4 i NS-EN [4]. Vindkasthastighetstrykket beregnes så etter formelen: q p (z) = [1 + 7 I v (z)] 1 2 ρ v m 2 (z) Ligning 3.3 ρ representerer lufttrykket i området når det er sterk vind, og settes til anbefalt verdi lik 1,25 kg/m 3 [4]. Resulterende vindkrefter De resulterende vindkreftene som virker på brua beregnes etter anvisninger i henhold til kapittel 8 i NS-EN [4]. Vindpåvirkningen på ei bru danner krefter i x-, y- og z- retning. X- komponenten virker parallelt på dekkets bredde, vinkelrett på spennet. Y- komponenten virker i retningen langs spennet, og z- komponenten virker vinkelrett på dekket, slik figur 3.15 illustrerer. Figur 3.15: Vindlastens resulterende kraftkomponenter [4] 35

37 Vindkrefter i x- og y- retning opptrer normalt ikke samtidig, da de forårsakes av vind som blåser i ulike retninger. Vindkrefter i z- retning kan imidlertid forårsakes av vind som blåser i en rekke ulike retninger, og bør antas å opptre samtidig med en av de andre retningene, dersom de er ugunstige eller betydelige. Vind i z- retning kan både gi løftekrefter oppover og trykk nedover på brukonstruksjonen [4]. For bruer i vindklasse I er det ikke nødvendig med beregning av dynamisk respons. Følgelig kan forenklet metode benyttes for beregning av resulterende vindkraft i x- retningen [4]: F w = 1 2 ρ v b 2 c e c fx A ref,x Ligning 3.4 c e er en eksponeringsfaktor som finnes ved å dividere vindkasthastighetstrykket på basisvindhastighetstrykket. Kraftfaktoren, c f,x, finnes ved hjelp av figur 8.3 i NS-EN [4]. A ref,x er vindlastens referanseareal i x- retningen, og beregnes etter formelen: A ref,x = d tot L Ligning 3.5 d tot er tykkelsen på brudekket inkludert åpne rekkverk, og L settes lik 1 meter brulengde, i henhold til figur 8.3 i NS-EN [4]. Innsetting i ligning 3.4 gir vindkraft i x- retning, F w,x i kn/m. Vindkrefter i y- retning, F w,y, settes normalt til 25 % av vindkraften i x- retning, i henhold til kap i NS-EN [4]. For vindkrefter i z- retning, vinkelrett på dekket, benyttes en egen kraftfaktor, c f,z. Dersom det ikke + er utført vindtunnelberegninger settes denne til 0,9, slik det er angitt i NA 8.3.3(1) [4]. Z- komponenten kan virke både oppover og nedover. Det dimensjoneres for det tilfellet som er mest kritisk. Vindlasten i z- retning kan også ha en eksentrisitet opptil b/4 fra veibanens senterlinje [4]. Referansearealet i z- retning, A ref,z, er lik overflatearealet av dekket, og beregnes etter formelen: A ref,z = b L Ligning 3.6 Innsetting av z- komponentens kraftfaktor og referanseareal i ligning 3.4 gir vindkraft i z- retning, F w,z. Vindlast med samtidig virkende trafikklast Beregning av vindlast med samtidig virkende trafikklast følger hovedsakelig samme prosedyre som beskrevet for vindlast uten samtidig virkende trafikk. Vindkrefter som opptrer samtidig med trafikklast vil få større referanseareal i x- retning, i form av kjøretøyene på brua. Referansearealet får et bidrag fra kjøretøy, som antas å være en rektangulær flate med høyde 2 meter fra kjørebanens overside [4]. Dette medfører beregning av nye verdier: d tot = d tot + 2m Ligning 3.7 A ref,x = d tot L Ligning

38 Masteroppgave Bygg I henhold til punkt 8.1 (4) i NS-EN bør referansevindhastigheten, 𝑣𝑏,0, erstattes med en verdi 𝑣𝑏,0. I henhold nasjonalt tillegg, punkt NA.8.1(4) i NS-EN , skal denne verdien tilpasses slik at vindkasthastigheten, 𝑣𝑝,𝑡, i kjørebanens høyeste punkt er lik 35 m/s, når vindlasten opptrer samtidig med trafikklast på brua. Det skal imidlertid ikke medføre at basisvindhastigheten overskrider referansehastigheten for kommunen [4]. De oppdaterte verdiene settes inn i ligning 3.4, og kraftkomponentene kan beregnes. Det er imidlertid lite sannsynlig at maksimal vind inntreffer samtidig med trafikklast på brua, da den eksempelvis kan stenges under slike forhold. Følgelig angir NS-EN 1990, tabell NA. A2.1 [13] at vindlasten kan reduseres med en faktor Ψ = 0,7 når den kombineres med trafikklast. Temperaturlast Temperaturlast beregnes etter NS-EN :2003+NA:2008: Eurokode 1: Laster på konstruksjoner, Del 1-5: Allmenne laster, Termiske påvirkninger [5] og Håndbok N400 [6]. Håndbok N400 [6] definerer temperaturlast som en sammensatt virkning av: Jevnt fordelt temperaturandel Vertikal lineært- eller ikke-lineært varierende temperaturandel Horisontal lineært varierende temperaturandel Forskjell i jevnt fordelt temperaturandel mellom konstruksjonsdeler Temperaturdifferanse over veggtykkelsen og mellom utvendige og innvendige vegger i kassetverrsnitt Hvilke virkninger som er gjeldende vurderes for den aktuelle konstruksjonen. I henhold til i NS-EN [5] deles bruoverbygninger i 3 grupper, etter byggemateriale- og konstruksjon. Jevnt fordelt temperaturandel Den jevnt fordelte temperaturandelen avhenger av den laveste og høyeste temperaturen som kan forventes for ei bru, i henhold til NS-EN , punkt 6.1.3(1) [5]. Denne tar hensyn til bruas geografiske beliggenhet og maksimal- og minimumstemperatur for området. En jevnt fordelt temperaturendring over hele brua vil medføre henholdsvis ekspansjon og kontraksjon av konstruksjonen. Maksimal (𝑇𝑚𝑎𝑥 )- og minimumstemperatur (𝑇𝑚𝑖𝑛 ) for den aktuelle kommunen, med returperiode på 50 år, leses av isotermkartet i nasjonalt tillegg [5]. Verdier for høyeste (𝑇𝑐,𝑚𝑎𝑥 ) og laveste jevnt fordelte temperaturandel (𝑇𝑐,𝑚𝑖𝑛 ),for bruer av type 3, finnes i henhold til figur NA.6.1 i NS-EN [5]: 𝑇𝑒,𝑚𝑎𝑥 = 𝑇𝑚𝑎𝑥 3 𝑇𝑒,𝑚𝑖𝑛 = 𝑇𝑚𝑖𝑛 + 8 I henhold til NS-EN , punkt NA.A.1.(3), kan verdien for initialtemperatur (𝑇0 ) normalt settes til 10 C. Den karakteristiske verdien for maksimalt temperaturkontraksjonsintervall og maksimalt temperaturekspansjonsintervall for en jevnt fordelt brutemperaturandel kan beregnes i henhold til punkt [5]: 37

39 T N,con = T 0 T e,min T N,exp = T e,max T 0 Vertikalt varierende temperaturandel Oversiden av et brudekke vil i løpet av et bestemt tidsrom bli oppvarmet og avkjølt. Dette kan for eksempel inntreffe dersom oversiden av brudekket bli oppvarmet av solstråling, samtidig som undersiden er skyggelagt. Slike tilfeller medfører vertikalt varierende temperatur i tverrsnittet. Temperaturforskjeller i vertikalretning kan føre til lastvirkninger i en konstruksjon på grunn av [5]: Fastholding mot fri krumning på grunn av bruas kontinuerlige bjelke Friksjon i rotasjonslagre Ikke-lineære geometriske virkninger Det nasjonale tillegget i NS-EN [5] angir to metoder for beregning av varierende temperaturandel. Valg av metode vurderes for den aktuelle brukonstruksjonen: Metode 1: Vertikal lineært varierende temperaturandel Metode 2: Vertikal ikke-lineært varierende temperaturandel For betongbjelkebruer etter metode 1 kan lineært varierende temperaturdifferanseandel leses av tabell 6.1 i NS-EN [5]: Overside varmere enn underside: T M,heat = 15 Underside varmere enn overside: T M,cool = 8 Den lineært varierende temperaturdifferanseandelen som skal benyttes i beregningene av temperaturlast avhenger også av tykkelsen på slitelaget. Tykkelsen av slitelaget har innvirkning på oppvarmingen av oversiden av brua, og en faktor k sur finnes ved lineær interpolasjon, i tabell NA.6.2 i NS-EN [5]. Det benyttes en faktor for k sur når oversiden er varmere enn undersiden, og en faktor når undersiden er varmere enn oversiden. Dermed blir de endelige verdiene for lineært varierende temperaturdifferanseandel lik: Overside varmere enn underside: Underside varmere enn overside: T M,heat = 15 k sur T M,cool = 8 k sur Samtidighet av jevnt fordelte temperaturandeler og temperaturdifferanser I henhold til punkt NA i NS-EN , skal det tas høyde for samtidighet av største intervall for jevnt fordelt temperaturandel og temperaturdifferanser. Dette gjøre ved å benytte den mest ugunstige av lastkombinasjonene man får fra ligning (6.3) og 6.4) i NS-EN [5]: eller T M,heat (eller T M,cool ) + T N,exp (eller T N,con ) ω N T M,heat (eller T M,cool ) ω M + T N,exp (eller T N,con ) 38

40 Masteroppgave Bygg hvor ωn= 0,35 og ωm=0,75 [5]. Totalt gir dette 8 mulige lastkombinasjoner som må kontrolleres, slik det fremgår av tabell 3.2. Den lastkombinasjonen som gir de mest ugunstige lastvirkningene blir dimensjonerende. Kombinasjon 1. ΔTM, heat + ΔTN, exp *ωn 2. ΔTM, heat + ΔTN, con * ωn 3. ΔTM, cool + ΔTN, exp *ωn 4. ΔTM, cool + ΔTN, con * ωn 5. ΔTM, heat * ωm + ΔTN, exp 6. ΔTM, heat * ωm + ΔTN, con 7. ΔTM, cool * ωm + ΔTN, exp 8. ΔTM, cool * ωm + ΔTN, con Tabell 3.2: Lastkombinasjoner for samtidighet av temperaturlast Deformasjonslaster Deformasjonslaster er laster som er knyttet til påførte deformasjoner eller konstruksjonsmaterialenes egenskaper, slik som [7]: Forspenning av konstruksjonen Svinn, kryp og relaksasjon Setninger Deformasjoner fra laster påført konstruksjonen som resultat av fabrikasjons- bygge eller installasjonsmetoden Kryp Dersom betong blir belastet av trykk over lang tid vil det fortsette å trykkes sammen utover den momentane sammentrekningen, (𝜀𝑐0 ), når lasten påføres. Denne tilleggsdeformasjonen kalles kryp (𝜀𝑐𝑐 ). Figur 3.16 viser et typisk resultat for krypforsøk med kryptøyning (𝜀𝑐𝑐 ) og momentantøyningen, (𝜀𝑐0 ). Den illustrerer også at kryptøyningen er avhengig av spenningsnivå og den tiden spenningen virker [10]. Figur 3.16: Virkning av spenningsnivå og varighet på betongtøyning [10]. 39

41 Kryptøyningen kan beregnes etter ligning 3.9, hvor spenningen i betongen divideres med betongens E- modul, som justeres for spenningens tidsavhengighet. Videre multipliseres denne tøyningen med et beregnet kryptall [10]: ε cc (t, t 0 ) = φ(t, t 0 ) ε c0 = φ(t, t 0 ) σ E c Ligning 3.9 Kryptallet, φ(t, t 0 ), er avhengig av konstruksjonsdelenes dimensjoner, betongens sammensetning, omgivelsenes relative fuktighet (RH), og temperatur. Kryptallet beregnes i henhold til Tillegg B i NS- EN [2], og fås fra følgende ligning: Svinn φ(t, t 0 ) = φ 0 β c (t, t 0 ) Ligning 3.10 Uttørking av betong fører det til at den krymper, og denne krympingen kalles svinn. Tøyningene som oppstår på grunn av dette kalles svinntøyning. Svinntøyninger avhenger hovedsakelig av de forholdene som kryptøyninger er avhenger av, men i motsetning til kryptøyning, er den ikke avhengig av lastnivå. Figur 3.17 illustrerer spenning-tøynings diagrammet ved svinntøyning [10]. Figur 3.17: Virkning av svinntøyning på spenningsdiagrammet [10] Beregning av svinntøyninger er utføres i henhold til punkt og Tillegg B i NS-EN [2] I henhold til pkt i NS-EN er total svinntøyning, ε cs, satt sammen av to bidrag. Disse er svinntøyning ved uttørking, ε cd, og autogen svinntøyning, ε ca, også kalt selvuttørkingssvinn. Uttørkingssvinnet utvikler seg langsomt, da det er en funksjon av fukttransport gjennom den herdede betongen. Den autogene svinntøyningen utvikler seg med betongens fasthetsutvikling. Dette utvikler seg da hovedsakelig på et tidlig stadium etter utstøping. Autogen svinntøyning er en lineær funksjon av betongfastheten. Total svinntøyning kan beregnes i henhold til følgende ligning [2]: ε cs = ε cd + ε ca Ligning 3.11 Utviklingen av svinntøyning ved uttørking over tid kan beregnes i henhold til NS-EN [2], etter formelen: ε cd (t) = β ds (t, t 0 ) k h ε cd,0 Ligning 3.12 Den autogene svinntøyningen kan beregnes etter formelen angitt i punkt i NS-EN [2]: ε ca = β as (t) ε ca ( ) Ligning

42 Forspenning Forspenning forstås som de totale trykkspenningene som påføres et betongelement fra spennkablene i spennarmerte konstruksjoner. Forspenningstapet trekkes fra den største tillatte armeringsspenningen, som i henhold til NS-EN , punkt er [2]: σ p.max = min{0,8f pk ; 0,9f p0.1k } Ligning 3.14 Videre blir dimensjonerende spenningsverdi for spennarmeringen etter fratrukket forspenningstap: Tap av spennkraft f pd = σ p.max σ tap γ s Ligning 3.15 Den oppspenningskraften som måles ved oppspenning av armeringen vil reduseres noe av ulike årsaker. Dette betegnes ofte som spennkrafttap, og disse tapene kan generelt deles inn umiddelbare og tidsavhengige tap [10]: Umiddelbare tap: Låsetap Tap ved kapping av spennarmeringen Temperaturtap Alle disse tapene gir tap av tøyningsdifferanse mellom spennarmeringen og betongen. Tidsavhengige tap: Kryp og svinn for betongen Relaksasjon for spennstålet Låsetap Låsetap oppstår som følger av at spennstålet glir før kilen låser seg i den aktive enden, der hvor jekkekraften blir påført. Dette medfører et varig tap av spennkraft i spennarmeringen. Glidningen angis i millimeter, og defineres som L lås. Den relative forkortelsen av spennstålet med lengde L, som følge av glidningen, kan finnes ved [10]: ε lås = L lås L Ligning 3.16 Oppspenningstøyningen av spennstålet som følger av en avlest oppspenningskraft, P jekk, beregnes etter [10]: ε p,jekk = P jekk E s A p Ligning 3.17 hvor E s er stålets E- modul og A p er tverrsnittsarealet av spennarmeringen. Spennkrafttapet, ΔP lås, beregnes etter [10]: Fullstendig beregning av låsetap fremgår av ΔP lås = Δε lås ε p,jekk P jekk Ligning

43 Temperaturtap Tap av spennkraft som følger av temperaturdifferanse er spesielt aktuelt for føroppspente konstruksjoner, og forekommer i perioden før spennarmeringen har fått full heftforbindelse til betongen. Spenntau som spennes opp til spenningen σ p0 = P 0 /A p mellom faste mothold i en spennbenk med lengde L ved utgangstemperaturen T 0, og som senere varmes opp til temperaturen T 1 over en lengde L 1 uten at mothold forskyves, vil få et spenningstap etter [10]: σ t = L t E L p = (T 1 T 0 ) k t L 1 E L p Ligning 3.19 hvor k t er stålets temperaturutvidelseskoeffisient 10-5 per C. Dette spennkrafttapet blir permanent, da avkjølingen som oftest skjer etter at full heftforbindelse er etablert og etter at spenntauene er kappet. Betong og stål har tilnærmet lik temperaturutvidelseskoeffisient, og følgelig vil ikke spenningene endre seg etter avkjøling [10]. Tap ved kapping av spennarmeringen Spennkrafttapet som oppstår rett etter kapping av spennarmeringen skyldes at spennarmeringens initialtøyning (ε p0 ) reduseres på grunn av at det oppstår en felles trykktøyning i betong og spennarmering (Δε p ). Dette medfører at strekkraften i spennarmeringen blir redusert [10]. For å finne Δε p må det foretas en spenningsberegning i bruksgrensetilstand. Dette beregnes etter prosedyrene som er angitt for stadium I (urisset betong) eller II (opprisset betong) i henhold til boken til Sørensen [10], og fremgår av beregningene i vedlegg Deretter kan spenningsreduksjonen i spennarmeringen, Δσ p, beregnes etter ligningen [10]: Tap fra kryp Δσ p = Δε p E s Ligning 3.20 Spennarmerte konstruksjonsdeler vil utsettes for store trykkrefter som følge av oppspenningen. Dette fører til kryp i betongen over tid, og en negativ kryptøyning, ε cc. Spennstålet vil få den samme negative kryptøyningen som betongen, og dette vil bidra til tap av spennkraft i spennarmeringen [10]. Egenlaster og nyttelaster bidrar også til kryp og påfølgende spenningstap i spennarmeringen. De ulike lastenes bidrag til kryp avhenger av tidspunktet for pålasting (innvirker på kryptallet), og om lastene regnes som korttids- eller langtidslaster (innvirker på E-modul). Spenningstapet på grunn av kryp er differansen mellom langtidsendringene og korttidsendringene, og finnes etter ligningen [10]: Δσ p,kryp = Δσ pl Δσ pk Ligning 3.21 Fullstendige beregninger fremgår av vedlegg

44 Tap fra svinn Svinntøyning, ε cs, oppstår ved uttørking av betongen. Betongen får en fri svinntøyning før heft er etablert mellom betongen og spennarmeringen. Spennarmeringen tvinges til å følge betongen, og dette fås ved å introdusere en fiktiv kraft, N s, for å gi armeringen samme svinntøyning for betongen [10]: N s = ε cs E p A p Ligning 3.22 Etter at heft er etablert mellom betongen og armeringen, vil det oppstå en motkraft til N s, og det statisk ekvivalente tilfellet, med N s virkende i det armerte tverrsnittets tyngdepunktakse vil gi spennarmeringens resulterende svinntøyninger, Δε p,svinn [10]. Spenningstapet som følge av svinn blir [10]: Δσ p,svinn = Δε p,svinn E p Ligning 3.23 Fullstendige beregninger fremgår av vedlegg Relaksasjon Relaksasjon er spenningsfall i stål som oppstår når stålet utsettes for en konstant tøyning over lang tid. Dette må tas hensyn til, da spennstålet står med store strekktøyninger i hele konstruksjonens levetid [10]. NS-EN , punkt 3.3.2(4) [3] definerer tre ulike relaksasjonsklasser, som vurderes for det aktuelle tilfellet: - Klasse 1: Tråd eller tau med vanlig relaksasjon - Klasse 2: Tråd eller tau med lav relaksasjon - Klasse 3: Varmvalsete og bearbeidete stenger De ulike relaksasjonsklassene har ulike verdier for verdien p 1000, som representerer relaksasjonstapet i %, 1000 timer etter oppspenning, og med middeltemperatur på 20 C [10]. NS-EN , punkt 3.3.2(6) angir følgende verdier for p 1000, avhengig av relaksasjonsklasse [3]: - Klasse 1: p 1000 = 8 % - Klasse 2: p 1000 = 2,5 % - Klasse 3: p 1000 = 4 % Ligningene for beregning av spenningstapet forårsaket av relaksasjon er oppgitt i NS-EN , punkt 3.3.2(7) for de tre ulike relaksasjonsklassene. Relaksasjonstap for klasse 2 beregnes etter ligningen [3]: Δσ pr σ pi = 0,66 ρ 1000 e 9,1μ ( t 1000 )0,75(1 μ) 10 5 Ligning

45 hvor Δσ pr er absoluttverdien av relaksasjonstapet, og σ pi er absoluttverdi av den initielle Masteroppgave Bygg forspenningen. For føroppspente tilfeller representerer denne verdien den største påførte strekkspenningen på spennarmeringen, etter at tap fra oppspenningsprosessen er trukket fra. t = tid etter oppspenning i timer μ = σ pi f pk Fullstendige beregninger av relaksasjonstap fremgår av vedlegg Lastkombinasjoner Ved dimensjonering av konstruksjoner skal det påvises at konstruksjonen oppfyller dimensjoneringsreglenes krav i de forskjellige grensetilstandene som er gitt under [10]: Bruddgrensetilstanden Bruksgrensetilstanden Ulykkesgrensetilstanden Utmattingsgrensetilstand Bruddgrensetilstanden Kontroll i bruddgrensetilstanden er et minimumskrav for bruklassifisering. I henhold NS-EN 1990 [13] skal følgende bruddgrensetilstand påvises der det er aktuelt: a. EQU: Tap av statisk likevekt for en konstruksjon eller enhver del av den, betraktet som stivt legeme, der: Mindre variasjoner i verdien eller den romlige fordelingen av permanente laster fra en enkelt kilde er av betydning og Byggematerialenes eller grunnens fasthet vanligvis ikke er av vesentlig betydning; b. STR: brud eller for store deformasjoner i konstruksjonen eller konstruksjonsdelene, medregnet fundamenter, peler, kjellervegger osv. der byggematerialenes fasthet er av betydning for å sikre kapasiteten c. GEO: Brudd eller for store deformasjoner i grunnen, der fastheten i jord eller berg er av betydning for å sikre kapasiteten d. FAT: utmattingsbrudd i konstruksjonen eller konstruksjonsdelene e. UPL: Tap av likevekt i konstruksjonen eller i grunnen forårsaket av oppløft på grunn av vanntrykk (oppdrift) eller andre vertikale laster f. HYD: Hydraulisk grunnbrudd, indre erosjon og kanaldannelse i grunnen forsaket av hydrauliske gradienter 44

46 I denne oppgaven er det sett på tilfelle b) der brukonstruksjonsdelenes kapasitet bestemmes og kontrolleres mot brudd. Det skal kontrolleres for to sett med lastkombinasjoner, der den mest ugunstige legges til grunn for dimensjoneringskontrollen. For å finne de mest ugunstige lastkombinasjonene i bruddgrensetilstand er ligningene 6.10a og 6.10b fra NS-EN 1990 [13] benyttet. j 1 γ G.j * G k.j"+" γ p * p"+" γ Q,1 * ψ 0.1 * Q k.1"+" i>1 γ Q,.i * ψ 0.i * Q k.i Ligning 3.25 j 1 ξ G.j * γ G.j * G k.j"+" γ p p"+" γ Q,1ψ 0.1Q k.1"+" i>1 γ Q,.iψ 0.i * Q k.i Ligning 3.26 "+" - betyr "kombineres med" - betyr "kombinert virkning av " ξ reduksjonsfaktor for ugunstige permanente laster G. γ partialfaktor Ψ - kombinasjonsfaktor G - egenlast P forspenningskraft Q variabel last Anbefalte verdier for Ψ-faktorene er gitt i Tabell NA. A2.1 Nasjonalt tillegg NA i NS-EN 1990 [13] ψ 0.1= 0,7 trafikk (for jevnt fordelt last og boggilast) ψ 0.1=0,7 temperatur ψ 0.1= 0,7 vind Tabell NA. A2.4(B) Nasjonalt tillegg NA i NS-EN 1990 [13] angir dimensjonerende verdier for (STR/GEO) ulike faktorene som: ξ=0,89 (reduksjonsfaktor for egenlast) γ G.sup= 1,35 (ugunstig permanent last) γ G.sup= 1,0 (deformasjonslaster (kryp og svinn)) γ G.inf=1 (gunstig permanenet last) γ p= 0,9 (gunstig forspenning) gitt i NS-EN , NA [2] Lastfaktorer for forspenning γ p= 1,1 (ugunstig forspenning) γ Q.1= 1,35 (ugunstig trafikklast) γ Q.1= 0 (gunstig trafikklast) γ Q.2=1,2 (ugunstig temperaturlast) γ Q.2=0 (gunstig temperaturlast) γ Q.3=1,6 (ugunstig vindlast) 45

47 γ Q.3=0 (gunstig vindlast) γ Q.4=1,5 (øvrige ugunstig last) γ Q.4=0 (øvrige gunstig last) I Tabell 3.3 er det angitt dimensjonerende verdier for laster og lastkombinering i bruddgrensetilstanden (STR/GEO). Permanente laster Forspenning Dominerende variabel last Øvrige variable laster ugunstig gunstig Ligning 6.10a) 1,35 * G k,j,sup 1 * G k,j,inf 0,9*P eller γ Q,1 * ψ 0.1 * Q k.1 γ Q,i * ψ 0,i * Q k,i 1,1*P Ligning 6.10b) 0,89 *1,35 * G k j,sup 1 * G k,j,inf 0,9*P eller γ Q,1 * Q k.1 γ Q,i * ψ 0,i * Q k.i 1,1*P Tabell 3.3: Dimensjonerende lastkombinasjoner i bruddgrensetilstand [13] De ulike lasttilfellene er analysert hver for seg og den dimensjonerende lastkombinasjonen blir valgt utfra det. 3.5 Peleteori Dimensjonering av peler i denne oppgaven utføres etter metoder som fremgår av Peleveiledningen 2012, som er videre forankret i aktuelle standarder og regelverk. Peletyper Peler klassifiseres i to ulike peletyper, avhengig av hvordan pelen overfører last til grunnen. De to ulike klassene er friksjonspeler og spissbærende peler. Friksjonspeler Friksjonspeler overfører lasten til de omkringliggende massene ved en kombinasjon av spissmotstand og friksjon langs pelenes overflate. Hvor stor andel av spissmotstanden som inngår i pelens totale bæreevne kan variere stort. Andelen blir høyere jo mindre de omkringliggende massene setter seg [9]. Spissbærende peler Spissbærende peler overfører hovedsakelig lasten gjennom pelespissen til berg eller faste jordlag omkring spissen. For denne typen peler regnes det normalt ikke med noe bidrag til den totale bæreevnen fra sidefriksjon langs pelenes overflate [9]. 46

48 Prosjektering av peler Pelefundamenter prosjekteres etter grensetilstandsmetoden. Denne metoden går ut på å bevise at en konstruksjon har nok kapasitet til å motstå bestemte laster med hensyn på brudd, og samtidig påvise at det ikke fører til skadelig deformasjon eller nedbryting på konstruksjonen [9]. Ved bruk av grensetilstandsmetoden innføres formelle sikkerhetskrav, i kraft av partielle sikkerhetsfaktorer, ofte kalt partialfaktorer. Disse har til hensikt å avdekke usikkerheter vedrørende lastenes størrelse og virkning, materialenes fasthet, jordens fasthet, beregningsmetoder og toleranser ved fremstilling, med mer. Partialfaktorene vurderes også ut fra bruddmekanisme og skadekonsekvens [9]. Figur 3.18 illustrerer arbeidsgangen ved dimensjonering av pelefundament etter grensetilstandsmetoden. Geoteknisk prosjektering er ikke en del av denne oppgaven. Den røde rammen på figur 3.18 illustrerer arbeidsgangen som er gjeldende i dette tilfellet. Figur 3.18: Arbeidsgang ved peledimensjonering etter grensetilstandsmetoden [9] 47

49 Laster og lastfaktorer Dimensjonerende laster De dimensjonerende lastene på pelefundamentene beregnes i henhold til angitte metoder i NS-EN 1990 [13] og NS-EN [3]. Lagring, håndtering og transport Lagring av peler kan gi momenter som følge av egenlast og snølast, avhengig av den lagrede pelens understøttelse, som kan påvirke pelens retthet før den rammes ned i jord. Slike tilfeller må kontrolleres ved mistanke [9]. Lastvirkninger på peler under håndtering og transport vil avhenge av fremgangsmåte. Støt og øvrige dynamiske effekter ivaretas ved bruk av en særskilt lastfaktor, γ F = 1,5 2,0 [9]. Ramming Under ramming blir pelen utsatt for aksialtrykk- og strekk. Det kan også oppstå momenter dersom pelen rammes mot stein eller skrått berg. Bruddgrensetilstanden kontrolleres ved at rammespenninger beregnes etter anvisninger i peleveiledningens kapittel 4.6, og sammenholdes med de dimensjonerende fastheter som gjelder for ramming. Dersom det kreves et høyt antall slag for å ramme ned pelen, kan også vurdering av utmatting være aktuelt, spesielt for betongpeler [9]. Ferdig installert pel Ferdig installerte peler påvirkes av aksiale laster, laterale laster og momenter, samt eventuelle påhengslaster fra omkringliggende løsmasser. For høye estimater av påhengslaster settes partialfaktor for last, γ F = 1,0. Lastfordelingen på ferdig installerte peler vil være avhengig av grunnforhold, pelenes lengder og stivheter, samt overbygningens stivhet [9]. Peletverrsnittets kapasitet og reduksjonsfaktor Dimensjonerende kapasitet Peletverrsnittets dimensjonerende kapasitet, N c.rd, beregnes etter fremgangsmåten i prosjekteringsstandarden for det aktuelle pelematerialet. For betongpeler vil NS-EN [2] være gjeldende. Den dimensjonerende kapasiteten regnes som kapasiteten til en rett og knekkavstivet søyle med sentrisk last [9]. Installert kapasitet Pelens installerte kapasitet, N i, beregnes ved å multiplisere dimensjonerende kapasitet, N c.rd, med en reduksjonsfaktor, f a : N i = N c,rd f a Reduksjonsfaktoren, f a, tar hensyn til de forholdene som skiller peler fra andre konstruksjonselementer, samt forhold som er spesifikke for det aktuelle pelearbeidet. 48

50 Reduksjonsfaktoren bør derfor fastlegges etter en samlet vurdering av alle forhold som kan tenkes å påvirke pelens kapasitet [9]. Valg av reduksjonsfaktor Det er flere ulike forhold som har betydning for valg av reduksjonsfaktoren f a. Tabell 3.4 angir en oppsummering av hva de forholdene som må vurderes ved valg av reduksjonsfaktor, samt hva som regnes som gunstig og ugunstig. Forhold som befinner seg et sted i mellom disse ytterlighetene kan anses som midlere [9]. Gunstige forhold Ugunstige forhold Grunnforhold - Homogen og steinfri grunn. - Økende fasthet med dybden. - Jevnt og godt berg for feste av pelespissen ved spissbærende peler. - Varierende grunnforhold. - Korrosjonsfarlig grunn. - Stein og blokker i grunnen med fare for påtvunget krumning. - Skrått, ujevnt berg og hard bergart, ved spissbærende peler. Grunnundersøkelser - Omfattende grunnundersøkelser. - Lite omfattende eller mangelfulle grunnundersøkelser. Antall peler i gruppen - Antall peler i grupper er større enn fem. - Små variasjoner i pelelengder. - Bøyningsstive, strekkfaste skjøter. - Antall peler i grupper er mindre enn tre. - Store variasjoner i pelelengde. - Dårlige skjøter, tap av rammeenergi. Rammeutstyr og utførelse Installasjonsmetode Kontroll av pelearbeidet - Tilstrekkelig tungt lodd, god slaghette og god føring. - Ikke bruk av jomfru. - Loddrette peler. - Erfaren entreprenør. - Peler installeres kontrollert ved boring, støping og gysing. - God kontroll av peler og ramming, samt av utstøping av betong og trekking av borerør. - Føring av fullstendige protokoller. - Tilpassing av spesifikasjoner under arbeidet. - For lett lodd, dårlig slaghette og føring, stort tap av rammeenergi. - Bruk av jomfru. - Ramming fra flåte. - Uerfaren entreprenør. - Ramming/vibrering/pressing/bruk av luftlodd/diesellodd, sett i sammenheng med peletype/peledimensjon/pelelengde, samt grunnforhold. - Lite omfattende eller mangelfull kontroll. - Ingen tilpassing under arbeidet. Tabell 3.4: Forhold av betydning for valg av reduksjonsfaktoren (f a) [9] 49

51 Tabell 3.5 angir de anbefalte verdiene som velges for reduksjonsfaktoren f a, basert på en samlet vurdering av forholdene som fremgår av tabell 3.4. Kapasitetskrav Vurderte forhold f a Gunstige 0,90 Midlere 0,75 Ugunstige 0,60 Tabell 3.5: Anbefalte verdier for reduksjonsfaktorer [9] Utelatelsen av pelenes bæreevne i jord/ på berg medfører at dimensjonerende motstand for pelefundamenter er tilstrekkelig i denne oppgaven, dersom følgende krav er oppfylt [9]: N i = pelens installerte kapasitet F d = dimensjonerende lastvirkning på pelen N i F d 3.6 Beregninger i bruddgrensetilstand I bruddgrensetilstanden blir konstruksjonsdelers bæreevne kontrollerte mot brudd, ved beregninger på grunnlag av materialenes tøyningsegenskaper og dimensjonerende fastheter [10]. I dette kapittelet omtales teorigrunnlaget med ligninger for dimensjonering og kontroll av de aktuelle lastvirkningene bøyemoment, aksialkraft, skjærkraft, torsjonsmoment, samt kombinasjoner av disse. Ligninger og kontrollkriterier baserer seg på NS-EN (Eurocode 2) [2], og boken «Betongkonstruksjoner beregning og dimensjonering etter Eurocode 2» av Svein Ivar Sørensen [10] Aksialkraft I bruddgrensetilstanden oppstår trykkbrudd i betongkonstruksjoner når betongen og armeringen har nådd sin maksimale fasthet. Aksialkraftkapasiteten kan da beregnes etter følgende ligning [10]: N d = f cd (A c A s ) + f yd A s Ligning 3.27 I ligning 3.27 summeres den maksimale bæreevnen for hvert av delmaterialene etter addisjonsloven. Denne gjelder fordi betongens bæreevne holder seg konstant ved økende tøyning utover ε c2, helt til fastheten i armeringsstålet nås ved ε uk [10]. 50

52 3.6.2 Bøyemoment Generelle forutsetninger I henhold til NS-EN , punkt 6.1(2) skal det ved bestemmelse av momentkapasiteten for slakkarmerte eller forspente betongtverrsnitt gjøres følgende beregningsforutsetninger [2]: Plane tverrsnitt forblir plane (Naviers hypotese) Tøyningen i armering eller spennkabler med heft, uavhengig av om de er i strekk eller trykk, er den samme som for betongen omkring Det ses bort fra betongens strekkfasthet Spenningen i betongen under trykk er utledet fra dimensjonerende spenningstøyningssammenheng gitt i punkt Spenningen i armeringsstål og spennstål er utledet fra de dimensjonerende kurvene som er gitt i punkt (figur 3.8) og punkt 3.3 (figur 3.10) Den initielle tøyningen i spennkablene legges til grunn ved bestemmelsen av spenningene i spennkablene For å kunne beregne tverrsnittets kapasitet mot bøyning må det defineres et bruddkriterium, altså når brudd inntreffer. I praksis betyr dette å sette tøyningsbegrensninger for henholdsvis betongen og armeringen. Følgende bruddkriterier kan benyttes [10]: Trykkbrudd i betong når ε c = ε cu, ε cu2 eller ε cu3 avhengig av spenningtøyningssammenhengen som er gitt i NS-EN , figur 3.3 eller figur 3.4 Trykkbrudd i betong når ε c = ε c2 eller ε cu3 ved rent trykk (NS-EN , punkt 6.1(6)) Brudd i armeringen når ε s = ε ud Ren bøyning For gitt betongtverrsnitt og armeringsmengde (A s ) må trykksonehøydefaktoren, α, bestemmes for å kunne beregne betongtrykksonens momentkapasitet, M Rd. For å kunne bestemme α må det undersøkes om tverrsnittet er overarmert, balansert- eller underarmert. Den balanserte armeringsmengden, A s,b, beregnes ved ligningen [10]: A s,b = λη f cd f yd bd α b Ligning 3.28 hvor λ og η er faktorer som definerer henholdsvis den effektive trykksonehøyden og den effektive trykkfastheten. For fasthetsklasser B50 benyttes verdiene λ = 0,8 og η = 1. α b = ε cu ε cu +ε yd Ligning 3.29 Ved beregning av trykksonehøydefaktoren α benyttes en av følgende ligninger [10]: A s > A s,b (overarmert tverrsnitt): ληf cd bdα 2 + E s A s ε cu α E s A s ε cu = 0 Ligning 3.30 A s A s,b (balansert-/underarmert): ληf cd bdα f sd A s = 0 Ligning 3.31 Når riktig verdi for α er beregnet, kan denne settes inn i ligningen for betongtrykksonens momentkapasitet [10]: M Rd = ληα (1 0,4 α) f cd bd 2 Ligning

53 Masteroppgave Bygg Tverrsnittets momentkapasitet for ren bøyning er tilstrekkelig dersom: 𝑀𝐸𝑑 1,0 𝑀𝑅𝑑 Skjærkraft Generelt Beregninger av skjærkapasiteter beregnes i henhold til anvisninger i NS-EN , 6.2 [2]. Skjærkapasiteten skal kontrolleres både for strekkbrudd og trykkbrudd. Standarden foreskriver ulike beregningsmodeller for skjærkapasitet, avhengig av om det er beregningsmessig behov for skjærarmering eller ikke [10]. Skjærkapasitet uten beregningsmessig behov for skjærarmering Skjærstrekkapasitet Skjærkapasitet uten beregningsmessig behov for skjærarmering beregnes i henhold til NS-EN punkt [2]. Dimensjonerende skjærkapasitet for konstruksjonsdeler uten beregningsmessig behov for skjærarmering i henhold til NS-EN punkt 6.2.2(1) gitt ved [2]: 1 𝑉𝑅𝑑,𝑐 = [𝐶𝑅𝑑,𝑐 𝑘 (100 𝜌1 𝑓𝑐𝑘 )3 + 𝑘1 𝜎𝑐𝑝 ] 𝑏𝑤 𝑑 Ligning 3.33 og med en minsteverdi: 𝑉𝑅𝑑,𝑐𝑐 = (𝑣𝑚𝑖𝑛 + 𝑘1 𝜎𝑐𝑝 ) 𝑏𝑤 𝑑 Ligning 3.34 For ligning 3.34 er 𝑣𝑚𝑖𝑛 = 0,035𝑘 3/2 (𝑓𝑐𝑑 )1/2 For elementer uten aksialkraft er 𝜎𝑐𝑝 = 0 𝑜𝑔 𝑘1 = 0. Da kan ligning 3.33 skrives som: 1 𝑉𝑅𝑑,𝑐 = 𝐶𝑅𝑑,𝑐 𝑘 (100 𝜌1 𝑓𝑐𝑘 )3 𝑏𝑤 𝑑 Ligning 3.35 For utregning og anbefalte verdier av øvrige parametere til ligningene henvises det til NS-EN , punkt [2]. I henhold til NS-EN punkt 6.2.2(3) og (5) er det ikke beregningsmessig behov for skjærarmering dersom [2]: 𝑉𝐸𝑑 1,0 𝑉𝑅𝑑,𝑐 Skjærkapasitet med beregningsmessig behov for skjærarmering Skjærstrekkapasitet Beregninger for konstruksjonsdeler med beregningsmessig behov for skjærarmering foretas i henhold til NS-EN , punkt [2]. For konstruksjonsdeler hvor det er beregningsmessig behov for skjærarmering, tilfeller hvor 𝑉𝐸𝑑 > 𝑉𝑅𝑑,𝑐, forutsettes det at hele skjærkraften tas opp av skjærarmeringen [10]. 52

54 Skjærkapasiteten beregnes basert på en antatt indre fagverksmodell, som vist i figur Vinkelen på betongtrykkdiagonalen (θ) velges i henhold til grensene som er angitt NS-EN punkt 6.2.3(2) [2], uttrykt med cot θ: 1,0 θ 2,5 (svarer til 45 θ 21,8 ) For aksialstrekk σ t = N Ed /A c f ctk,0.05 er grensen [10]: 1,0 θ 1,25 (svarer til 45 θ 38,7 ) Figur 3.19: Fagverksmodell for beregning av skjærkapasitet [2] I henhold til Sørensen er skjærstrekkapasiteten for konstruksjonsdeler med skrå armering gitt ved [10]: V Rd,s = A sw s z f ywd (cot θ + cotα) sin α Ligning 3.36 For konstruksjonsdeler med vertikale skjærbøyler vil = 90, sin = 1 og cot = 0. I henhold til NS-EN punkt 6.2.3(3) blir ligningen for skjærstrekkapasiteten i disse tilfellene [2]: Der V Rd,s A sw s z f ywd cotθ Ligning 3.37 A sw - skjærarmeringens tverrsnitts areal (A sw = A bøyle antall bøylebein) s - senteravstand mellom bøylene f ywd skjærarmeringes dimensjonerende flytegrense (f ywd er 80 % av f yk ) θ - vinkelen mellom betongtrykkstaven og bjelkeaksen z - Innvendig momentarm Den totale skjærkapasiteten for en konstruksjonsdel med skjærarmering er henhold til NS-EN punkt 6.2.1(2): V Rd = V Rd,s, dersom betongelementet ikke består av skrå gurter. Det vil i praksis si at all skjærstrekkapasitet tilskrives skjærarmeringen [2]. Konstruksjonselementet har dermed tilstrekkelig skjærstrekkapasitet dersom: V Ed V Rd,s 1,0 53

55 Masteroppgave Bygg Skjærtrykkapasitet Betongtrykkdiagonalene må også kontrolleres for om de har tilstrekkelig kapasitet og at trykkspenningen ikke overskrider en dimensjonerende trykkfasthet [10]. I henhold til NS-EN , pkt.6.2.3(4) er skjærtrykkapasiteten for konstruksjonsdeler med skrå skjærarmering gitt ved ligning [2]: 𝑉𝑅𝑑,𝑚𝑎𝑥 = 𝑐𝑤 𝑏𝑤 𝑧 𝑣1 𝑓𝑐𝑑 (𝑐𝑜𝑡𝜃+𝑐𝑜𝑡𝛼) (1+𝑐𝑜𝑡 2 𝜃) Ligning 3.38 𝑐𝑤 er en koeffisient som tar hensyn til spenningstilstanden i trykkgurten. For konstruksjonsdeler uten forspenning eller aksialtrykk 𝑒𝑟 𝑐𝑤 =1. For konstruksjonsdeler med forspenning og aksialtrykk er 𝑐𝑤 gitt i NS-EN , NA.6.2.3(3) [2]. V1- er en fasthetsreduksjonsfaktor for betong opprisset på grunn av skjærkraft og finnes etter anvisninger i NS-EN punkt NA6.2.3(3) [2]. For konstruksjonsdeler med vertikale skjærbøyler er 𝑐𝑜𝑡𝛼 =0 og i henhold NS-EN punkt NA.6.2.3(3) blir utrykket for skjærtrykkapasiteten [2]: 𝑉𝑅𝑑,𝑚𝑎𝑥 = 𝑐𝑤 𝑏𝑤 𝑧 𝑣1 𝑓𝑐𝑑 1 𝑐𝑜𝑡𝜃+𝑡𝑎𝑛 𝜃 Ligning 3.39 𝑉𝑅𝑑,𝑚𝑎𝑥 er den maksimale skjærkraften er konstruksjon kan tåle. Dersom denne kapasiteten overskrides kan man ikke løse problemet ved ytterligere armering. Det eneste fornuftige er å øke betongtverrsnittet. I henhold NS-EN punkt NA.6.2.3(8) har konstruksjonselementet tilstrekkelig kapasitet mot skjærtrykkbrudd dersom [2]: 𝑉𝐸𝑑 𝑉𝑅𝑑,𝑚𝑎𝑥 1, Torsjon Kapasitetskontroll og dimensjonering for torsjonsmoment fremgår av NS-EN punkt 6.3 [2]. I henhold til NS-EN , pkt kan torsjonskapasiteten for et tverrsnitt beregnes på grunnlag av et tynnvegget lukket hulltverrsnitt der likevekten oppfylles ved lukket skjærstrøm. Massive tverrsnitt kan modelleres ved hjelp av et likeverdig tynnvegget hulltverrsnitt, som vist på figur 3.22 [2]. Figur 3.20: Skjærstrøm på tynnvegget hulltverrsnitt [2] 54

56 I henhold til NS-EN punkt kan skjærspenningen i en del av tverrsnitt som utsettes for et rent torsjonsmoment beregnes ved følgende ligning [2]: τ t,i t ef,i = T Ed 2A k som gir skjærspenningen τ t,i = T Ed 2A k t ef,i Ligning 3.40 τ t,i torsjonsskjærspenningen i vegg (i) T Ed dimensjonerende torsjonsmoment A k arealet som omsluttes av senterlinjene av tverrsnittsdelene, medregnet innvendig hulrom t ef,i effektiv veggtykkelse. Den kan settes lik A/u, men bør ikke settes mindre enn to ganger avstanden mellom overflaten og senteret av lengdearmeringen. A det totale arealet av tverrsnittet innenfor den ytre omkretsen, medregnet innvendig hulrom u den ytre omkretsen av tverrsnittet z i lengden av sidekanten i del i,definert ved avstanden mellom skjæringspunktene for senterlinjene til de tilstøtende delene Den effektive veggtykkelsen for et rektangulært tverrsnitt beregnes følgelig som [10]: t ef,i = b h 2(b + h) Kapasitet for trykkbrudd I henhold til NS-EN punkt 6.3.2(4) vil største kapasitet for en konstruksjonsdel utsatt for ren torsjon begrenses av betongtrykkstavenes kapasitet i det rissete trykkfeltet [2]. Torsjonsmomentkapasiteten for trykkbrudd (T Rd,max ) beregnes etter ligningen: der T Rd,max = 2 v α cw f cd A k t ef,i sinθcosθ Ligning 3.41 v- fasthetsreduksjonsfaktor for betong opprisset grunnet skjærkraft, som i henhold til NS-EN punkt 6.2.2(2) er gitt ved [2]: v=0.6 (1 f cd 250 ) cw =1 Absoluttkravet for tilstrekkelig torsjonsmomentkapasitet vil da være: T Ed T Rd,max 1,0 For konstruksjonsdeler som utsettes for både torsjonsmoment og skjærkraft, begrenses trykkbruddkapasiteten av interaksjonsformelen [2]: T Ed + T Rd,max V Ed V Rd,max 1,0 Ligning

57 Dersom trykkbruddkapasiteten ved bruk interaksjonsformelen ikke tilfredsstiller kravet må tverrsnittet økes, da trykkbruddkapasitet ikke kan økes med armering [10]. Kapasitet for strekkbrudd For strekkbrudd blir torsjonsarmering nødvendig dersom T Ed > T Rd,c. Riss-torsjonsmomentet, (T Rd,c ), bestemmes ved ligningen [10]: T Rd,c = 2 f ctd A k t ef,i Ligning 3.43 Masteroppgave Bygg I henhold til NS-EN , pkt.6.3.2(5) er det bare behov for minimumsarmering dersom T Rd,c T Ed. Dersom det kun er behov for minimumsarmering blir kontrollkravet for kapasitet mot strekkbrudd [2]: T Ed T RD.c + V Ed V Rd.c 1 Ligning 3.44 Dersom det oppstår behov for torsjonsarmering kan nødvendig tverrsnittsareal for lengdearmering for torsjon, A sl, beregnes av uttrykket [2]: der A sl f yd u k A sl samlet lengdearmeringareal = T Ed 2A k cotθ A sl = T Edu k 2A k f yd cotθ Ligning 3.45 u k omkretsen av areal A k Dersom lengdearmeringen for torsjonsmoment er tilstrekkelig (A sl A s ) er det ikke nødvendig å kontrollere for bøylearmering. Nødvendig bøylearmering per lengdeenhet langs bjelkeaksen kan beregnes ved [10]: A sw s = T Ed 2A k f yd tanθ for enkeltsnitt Ligning 3.46 Kontrollkrav for tverrsnitt som trenger mer torsjonsarmering, det vil si tverrsnitt som ikke tilfredsstiller kravet i ligning 3.47, fremgår ikke av Eurokoden. I henhold til Norconsults brukerdokument til programmet ISY-Design, fremgår det likevel et anvendelig kontrollkrav for strekkbrudd som tas av armering [16]: A sw,behov /s A sw,reell /s + V Ed V Rd.s 1 Ligning

58 3.7 Konsekvenser av armeringskorrosjon For betongkonstruksjoner som er utsatt for armeringskorrosjon har det blitt foreslått flere ulike modeller for beregning av konstruksjoners reduserte kapasitet. Mange av disse modellene er imidlertid basert på helt spesielle betingelser, og er derfor lite egnet for betongkonstruksjoner som er utsatt for vanlig skader. Forslag til formler for beregning av heft-, moment-, og skjærkapasiteten til bjelker og plater, i henhold til reglene i ENV , gjengis i et litteraturstudium utført av Sintef [15]. Forslaget baseres dels på forsøksresultater og dels på antakelser om skadetilstand, avhengig av hvor mye armeringen har rustet. Modellene som er foreslått er rent deterministiske, slik at svaret blir det mest sannsynlige, basert på de antakelsene som er tatt. De gir imidlertid en oversikt over hva som kan forventes når en skade utvikler seg [15] Mekanisk oppførsel Armeringskorrosjon påvirker den mekaniske oppførelsen av armerte betongkonstruksjoner, både når det kommer til lastbærende kapasitet, stivhet og kraftfordeling/omlagring. Både jevnt fordelt korrosjon og pittingkorrosjon (groptæring) vil føre til redusert areal på armeringen, samt en reduksjon av armeringens duktilitet, som videre forårsaker volumutvidelse. Reduksjonen av armeringens tverrsnittsareal vil føre til redusering av konstruksjonens momentkapasitet og skjærkapasitet, i tillegg redusert stivhet [18]. Endringer av duktiliteten til armeringsjernene vil ha dirkete innvirkning på konstruksjonens stivhet, muligheten for kraftfordeling og momentomlagring, og reduserer bæreevnen til statisk ubestemte konstruksjoner [16]. Volumutvidelsen av armeringsjernet, som følge av armeringskorrosjon, kan føre til oppsprekking og avskalling av betongen. Dette vil medføre reduksjon av betongtverrsnittet, og svekke betongoverdekningen. Avskalling av betong på trykksiden vil medføre reduksjon av effektiv tverrsnittshøyde og indre momentarm, og på den måten redusere tverrsnittets momentkapasitet. Videre får det også konsekvenser for samvirket mellom betongen og armeringen, og påvirker forankringskapasiteten negativt [16]. Oppsprukken betong rundt korrodert hovedarmering og korroderte bøyler vil influere forankringskapasiteten og skjærkapasiteten til en bjelke, da denne betongen allerede har nådd sin maksimale strekkapasitet. Mekaniske belastninger som påfører betongen ytterligere skjærspenninger vil føre til at sprekkene i betongen øker. Dette har økt negativ innvirkning på skjærog forankringskapasiteten, samt bæreevnen i et langtidsperspektiv, da sprekkene muliggjør raskere korrosjon av den eksponerte armeringen [16]. 57

59 Figur 3.21: Effekten av armeringskorrosjon på lastbærende kapasitet, stivhet og kraftomlagring på et betongelement [16] Reduksjon av armeringens tverrsnitt En stålstang som er utsatt for jevnt fordelt- eller pittingkorrosjon vil få det effektive tverrsnittet enten jevnt eller lokalt redusert. Den mest nøyaktige metoden for å bestemme reduksjonen av armeringen er å foreta direkte målinger av jernets diameter, etter at det er rengjort for rustprodukter. Dette lar seg enkelt gjøre i områder hvor betongen har skallet av. Dersom betongen enda ikke har skallet av, kan det meisles ut litt betong i et område som ikke er kritisk for konstruksjonens lastbærende evne [16]. Dersom det konstruksjonselement som er utsatt for korrosjon og betongoverdekningen er avskallet, kan en enkelt måle den gjenværende stang diameter direkte etter at rustlaget er fjernet. Dersom betongoverdekningen på ikke kritiske områder av konstruksjonen har ikke sprekk av, kan små deler av betongoverdekningen fjernes og deretter kan diameteren av stanget måles direkte [16]. Dersom direkte måling av armeringen ikke lar seg gjøre, kan det benyttes en rekke modeller til å beregne armeringens reduserte tverrsnittsareal. I henhold til foreslått modell av Sintef, kan armeringens reduserte diameter som følge av korrosjon beregnes etter følgende uttrykk [15]. der t diameteren i mm etter tiden t i år 0 den nominelle diameteren i mm t = 0 αp x Ligning 3.48 α faktor som er 2 for karbonatisert betong og opp til 10 for kloridinitiert korrosjon P x gjennomsnittlig reduksjon av radius til stangen i mm pr. år 58

60 Masteroppgave Bygg Modellene som benyttes for reduksjon av tverrsnittet, ved korrosjon fra klorider og karbonatisering, er illustrerte i figur 3.24 [15]. Pitting Jevnt fordelt Figur 3.22: Modeller for reduksjon av armeringsarealet ved karbonatisering- og kloridinitiert korrosjon [17]. Den jevne reduksjonen, 𝑃𝑥, er gitt ved følgende uttrykk [15]: 𝑟𝑒𝑝 𝑃𝑥 = 0,0115𝐼𝑐𝑜𝑟𝑟 𝑡 Ligning 3.49 𝑟𝑒𝑝 𝑟𝑒𝑝 𝐼𝑐𝑜𝑟𝑟 - uttrykker korrosjonshastigheten i mm per år, dersom strømstyrken 𝐼𝑐𝑜𝑟𝑟 er gitt i 𝑟𝑒𝑝 𝜇𝐴/𝑐𝑚2. Dersom 𝐼𝑐𝑜𝑟𝑟 =1,0 𝜇𝐴/𝑐𝑚2 som er en vanlig verdi for korrrosjon forårsaket av klorider, blir 𝑟𝑒𝑝 korrosjonshastigheten= 0, ,01 𝑚𝑚 𝑝𝑟. å𝑟. Foreslåtte verdier for 𝐼𝑐𝑜𝑟𝑟,som er avhengige av miljøet konstruksjonen står i, er gjengitt i tabell 3.12 [15]. Miljøklasser 0 Ingen korrosjon Karbonatisering C1 Tørket og helt vått C2 Vått, sjeldent tørt C3 Moderat fuktig C4 Syklisk vått- tørt Kloridinitiert korrosjon D1 Lite fuktig D2 Vått, sjelden tørt D3 Syklisk vått-tørt S1 Lett sjøsprut S2 I sjøvann S3 Tidevannsone/mye sjøsprut 𝒓𝒆𝒑 𝑰𝒄𝒐𝒓𝒓(𝝁𝑨/𝒄𝒎𝟐 ) 0,01 Delvis Fullstendig -0,01-0,1 0,1-0,5 0,2-0,5 0,05-0,1 0,1-0,2 0,01-0,2 0,2-0,5 0,1-0,2 0,1-0,5 0,5 5 0,5 5 0, Hastighet (mm/år) 0,001 0,001 0,001-0,005 0,0005-0,002 0,0001-0,005 0,001-0,002 0,001-0,005 0,005-0,05 0,005-0,05 0,001-0,01 0,01-0,1 Tabell 3.6: Foreslåtte verdier for 𝐼𝑐𝑜𝑟𝑟, avhengig av miljøklasser [15] Innvirkning på stålets styrke og duktilitet Det er blitt utført flere studier for å undersøke effekten av jevn korrosjon på materialegenskapene til armeringen. Disse viser at stålets flytegrense, maksimale strekkfasthet, og E- modul ikke påvirkes i vesentlig grad av jevn korrosjon. Dette indikerer at fasthetsegenskapene som gjelder for ukorrodert armering også vil gjelde for armering utsatt for jevnt fordelt korrosjon [16]. Beregninger har vist at nivået av armeringskorrosjon ikke påvirker strekkfastheten til armering i det aktuelle tverrsnittet. Bruddtøyningen vil imidlertid bli betydelig redusert, som følge av jevnt fordelt 59

61 korrosjon. Reduksjonen av bruddtøyningen har vist seg å hovedsakelig være en funksjon av korrosjonsnivå, fremfor ståltype- og diameter [16]. For et tilfelle med pittingkorrosjon vil effekten av gropen føre til lokalt store tøyninger i stålet. Da gropen ved pittingkorrosjon er liten i forhold til lengden på de fleste armeringsjern, omtrent 2 ganger diameteren, er den gjennomsnittlige tøyningen over hele armeringsjernet lavere enn den lokale tøyningen ved gropen. Dette fører til at armeringsjernet går til brudd ved en lavere tøyning enn bruddtøyningen for et ukorrodert armeringsjern, og duktiliteten til det korroderte armeringsjernet blir svekket [16] Innvirkning på heftegenskaper Heft er i denne sammenheng en betegnelse for samvirket mellom betong og armering, og forstås som skjærspenningen langs kamstålets overflate, når den er omsluttet av herdet betong. Heftfastheten er dermed avgjørende for konstruksjonens evne til å motstå aktuelle lastpåvirkninger. Korrodert armering og påfølgende oppsprekking av betongen vil føre til at heftfastheten reduseres. Heftfastheten er vanligvis det første som reduseres når en betongkonstruksjon utsettes for armeringskorrosjon. Korrosjonsskader avsløres som oftest ved observasjon av spalteriss i betongens overflate. På dette stadiet har ikke heftfastheten blitt betydelig redusert, og spesielt ikke dersom bøyler eller annen tverrarmering krysser spalterisset [15]. Tidligere forsøk har vist at litt korrosjon er fordelaktig for heftfastheten, men denne fordelen er kortvarig, og heftfastheten vil avta betydelig med videre korrosjon [15]. Dette kan forklares med at litt korrosjon øker ruheten på stålets overflate. En tidligere undersøkelse (Rodriguez et al.) har undersøkt forholdet mellom relativ heftfasthet og korrosjonsdybde i millimeter fra stålets overflate, for hjørnestenger med og uten tverrarmering. Resultatet viste at heftfastheten for hjørnestenger uten tverrarmering gikk lineært mot 0 når korrosjonsdybden gikk fra 0-0,4mm. For hjørnestenger med tverrarmering ble heftfastheten redusert fra 100 % til 40 % når korrosjonsdybden gikk fra 0 0,6mm [15]. Figur 3.25 illustrerer dette. Figur 3.23: Forhold mellom relativ heftfasthet og korrosjonsdybde for hjørnestenger med og uten tverrarmering [17]. Heftfastheten er vanligvis bare et problem i forbindelse med forankring av stenger ved oppleggene og der hvor de eventuelt er skjøtt med omfaring. Heftspenningene i bjelke- eller platespenn er normalt ikke større enn at armeringen vil klare å overføre de, selv om mye av overdekningen er borte [15]. 60

62 Hovedregelen er at skjøting av armering skal utføres i områder hvor det er lite kraft i armeringen. Det finnes imidlertid tilfeller der dette er vanskelig å oppnå, og disse skjøtene må vies ekstra oppmerksomhet, med tanke på korrosjonsskader. Typiske områder er der hvor armering avtrappes eller avsluttes, eksempelvis i områder hvor støttearmering avsluttes. Dårlig heftfasthet i et slikt område vil medføre problemer med å bygge opp spenningen over støtte, og dermed ta opp støttemomentet. Spesielt utsatt vil dekker på bruer utsatt for veisalt kunne være. Støttearmering er også spesielt utsatt fordi den normalt ikke har tverrarmering på utsiden [15]. På bakgrunn av dette vil det være viktig å utbedre korrosjonsskader i forankrings- eller skjøteområder. Selv om armeringen har utenforliggende tverrarmering, vil denne ofte være tynnere, og således kunne være sterkt angrepet av korrosjon før spalterissene langs hovedarmeringen blir synlige. Dette gjelder spesielt for bøylehjørner i bjelker. Problematikken tilknyttet heftfasthet er størst for jevnt fordelt korrosjon, og således mest aktuelt for karbonatiseringsinitiert korrosjon. For kloridinitiert korrosjon er den største problematikken knyttet til det potensielt store reduksjonene av armeringens tverrsnitt, som følge av groptæring Innvirkning på momentkapasitet Bøyemoment gir strekk i armeringen på strekksiden og et like stort trykk i betongen på trykksiden. Det mest sentrale ved vurderingen av momentkapasiteten til en korrosjonsskadet konstruksjon er å vurdere hvor mye armeringens tverrsnitt er redusert, og hvor mye som tillates i forhold til strekkraften armeringen er dimensjonert for å ta opp [15]. Som tidligere beskrevet vil også korrosjonsangrep virke negativt på konstruksjonens duktilitet, som igjen påvirker stivheten. God duktilitet oppnås ved å underarmere tverrsnittet, slik at armeringen flyter før betongen knuses [17]. På denne måten tillates konstruksjonen opprissing og momentomlagring før den går til brudd. Med andre ord vil redusert duktilitet medføre at konstruksjonens lastbærende evne reduseres, da evnen til kraftfordeling og momentomlagring begrenses. Dersom korrosjon av armering i betongens trykksone har forårsaket sprekker og avskallinger, vil det medføre reduksjon av den tilgjengelige bredden av tverrsnittet i trykksonen. Rodriguez et al. Hevder at dette må tas hensyn til i kalkulasjoner av redusert momentkapasitet. Det vil imidlertid ikke ha stor effekt på underarmerte tverrsnitt, da det er strekkarmeringen som hovedsakelig sørger for den lastbærende kapasiteten i disse tilfellene [17]. For den effektive tverrsnittshøyden, d, vil ikke konsekvensene bli av særlig betydning, med mindre det meste av betongen i trykksonen skaller av. Betongens styrke har liten sannsynlighet for å bli påvirket. Tabell 3.13 gjengir de parameterne av betydning som kan bli påvirket av armeringskorrosjon, og som er av betydning for tverrsnittets momentkapasitet [17]. 61

63 Masteroppgave Bygg Parameter 𝑏 trykksonens bredde 𝑑 - effektiv tverrsnittshøyde 𝐴𝑠 - armeringens tverrsnittsareal 𝑓𝑦 stålets flytespenning Innvirkning av korrosjon Eventuell reduksjon av trykksonens tilgjengelige bredde, på grunn av avskalling i hjørner. Dette bør også gjøres dersom det er synlig oppsprekking langs trykkarmeringen. Samme som for ukorrodert tilstand, med mindre majoriteten av betongoverdekningen i trykksonen er tapt. Redusert armeringstverrsnitt. Samme som for ukorrodert armering. Tabell 3.7: Innvirkning av korrosjon på bøyestyrkeparametere [17] Innvirkning på skjærkapasitet Armeringskorrosjon på betongkonstruksjoner har den effekten at det kan endre den mest kritiske bruddtypen til konstruksjonen. Dette kan inntreffe fordi korrosjonen kan redusere skjærkapasiteten raskere enn momentkapasiteten, begrunnet med følgende [17]: Skjærbøyler har nødvendigvis mindre betongoverdekning enn hovedarmeringen, og vil korrodere først Skjærbøylene har normalt mindre tverrsnittsareal enn hovedarmeringen, og er følgelig mer utsatt for raskere reduksjon og korrosjon Skjærkapasiteten er mer avhengig av heft ved forankringene av strekkarmeringen ved opplegg Hvilke spenninger en skjærkraft gir i et betongtverrsnitt, avhenger sterkt av hvilken tilstand tverrsnittet er i. Før det oppstår riss på betongtverrsnittet, det vil si mens tverrsnittet fortsatt er lineært-elastisk både på strekksiden og trykksiden, følger skjærspenningsfordelingen over tverrsnittet en parabel med maksimalverdi ved nøytralaksen gitt ved [15]: 𝜏𝑚𝑎𝑥 = 3 𝑉 2 𝑏𝑑 Ligning 3.50 Når det starter å oppstå riss på strekksiden av betongbjelken antas det imidlertid at en gradvis går over til en fordeling med økende skjærspenning i trykksonen fra toppen og ned til nøytralaksen og konstant spenning derfra og ned til strekkarmeringen. For dette tilfellet, med opprisset tverrsnitt, vil den konstante skjærspenningen være gitt ved: 𝜏𝑚𝑎𝑥 = 𝑉 𝑏𝑑 62

64 Figur 3.24: Antatt sammenheng mellom skjærspenningsfordeling i betongen og kraft i armeringen i forskjellige snitt av et skjærspenn [15]. Tilstanden med konstant skjærspenning i strekksonen forutsetter at risset betong kan overføre strekk, trykk og skjærspenninger. Dette er mulig for betongen mellom rissene og som friksjon i selve rissene. I forhold til det som virkelig skjer når det er blitt et stabilt system av skråriss i et område er denne tilstanden med konstant skjærspenning i strekksonen sterkt idealisert [15]. I et slikt område antar en normalt at skjærkraften overføres i trykksonen og som skrå trykkdiagonaler i betongen mellom rissene. De kreftene som er i trykkdiagonalene overføres delvis til rissene som friksjonskrefter (aggregate interlock) og til lengdearmeringen som dybelkrefter over rissene. De resterende skjærkreftene i trykkdiagonalene må tas opp av eventuelle bøyler som krysser rissene. Dersom tverrsnittet ikke har bøyler, vil den andelen av kraften som bæres av trykkdiagonalene gradvis avta med økningen av lastnivå og rissvidder [15]. For tilfeller med mye jevnt fordelt last, trykkspenningene som oppstår blir tatt opp ved hjelp av trykkbuer [17]. Figur 3.25: Prinsipiell skisse av virkemåten til trykkbue ved skjær i betong [17] For at hele skjærkraften skal kunne bæres av en trykkdiagonal eller en trykkbue, er det en forutsetning at det ikke er heft og at spenningen i armeringen er konstant i området [15]. Det har blitt utført forsøk tidligere som har konkludert med at all økning av kraft i armeringen utover det momentet skaper, kan tilskrives buevirkning. Den andel lasten som bæres av buevirkning vil normalt bli enda mindre for lengre spenn og ved korrosjonsskade kan enn få lokale buevirkninger som kan bli gunstig for skjærkapasiteten. Ut fra dette kan en tenke seg at skjærkapasiteten blir høyrere i et korrosjonsskadet område, enn den i utgangspunktet var [15]. Tidlig i korrosjonsprosessen vil overdekningen sprenges av, noe som vil føre til at heften blir dårligere. Konsekvensen av dette er at det blir lettere å etablere en buevirkning. Dersom mye av armeringen fortsatt er innstøpt i betongen er det lite sannsynlig at det blir noe buevirkning. Årsaken til dette er at når overdekningen sprenges av, blir den ytterste halvparten frilagt, og da vil det 63

65 normalt være nok heftkapasitet igjen til å ta opp den variasjonen en har i spenningen i armeringen fra snitt til snitt. Det er stor sannsynlighet for dette dersom armeringen har utvendige bøyler som er intakte. For å få full buevirkning må hele armeringen bli frilagt. Dette vil normalt bare være tilfellet i forbindelse med reparasjoner [15]. Generelt vil man derfor anta at skråriss som har oppstått tidligere i lasthistorien vil fortsette å utvikle seg dersom det oppstår en omlagring av krefter, som følge av korrosjonsskade i et område. En slik omlagring kan forårsakes av redusert heft, redusert dybeleffekt, eller redusert tverrsnittsareal på skjærbøylene [15]. For å vurdere hvilken betydning en korrosjonsskade har for sikkerheten mot skjærbrudd, må en vurdere om det er nødvendig med bøylene for kapasiteten eller ikke [15]. Normalt sett vil den ytterste armeringen begynne å ruste først, det vil si bøylene, dersom det er bøyler i konstruksjonsdelen. Da korrosjonen av bøylene ofte kan være vanskelige å oppdage før det kommer spalteriss langs hovedarmeringen, kan korrosjonen allerede ha kommet langt før det oppdages. Dette fordi bøylene ofte er relativt tynne, og således mer utsatt for korrosjonsfare [15]. På bakgrunn av dette er det anbefalt at skader på bøyler som er viktig for bæreevnen blir utbedret så tidlig som mulig. En årsak til denne anbefalingen er at det er svært vanskelig å reparere en skadet bøyle. Det hevdes imidlertid at det i de fleste tilfeller vil ta minst 50 år før en 10mm bøyle ruster av [15]. 64

66 4 Forskerspørsmål I dette kapittelet presenteres forskerspørsmålet som skal besvares, i tillegg til de operasjonelle underspørsmålene tilknyttet dette. Forskerspørsmålet som skal besvares i denne oppgaven er som følger: Hvilke konsekvenser har skadeomfanget for den lastbærende evnen til Lundevann bru? Operasjonelle underspørsmål: Hvordan er bruas lastkapasitet i uskadet tilstand, etter dagens krav i Eurokodene? Hva er skadeomfanget i dag, og hva kan forventes i fremtiden? Hva kan gjøres for å bremse skadeutviklingen? Hvor mye kan dagens skadeomfang redusere bruas lastkapasitet? I hvor stor grad er brua avhengig av utbedringstiltak? 65

67 5 Case og materialer Masteroppgave Bygg I dette kapittelet presenteres det spesifikke caset i denne oppgaven, med mer utfyllende informasjon rundt hvilket arbeid som skal utføres, basert på forskerspørsmålet som skal besvares. Videre omtales de materialene og materialkvalitetene som oppgaven innbefatter seg med, med oppgitte materialegenskaper, samt de forutsetningene som er tatt ved manglende informasjon tilknyttet dette. 5.1 Case Denne oppgaven har til hensikt å skaffe til veie en oversikt over det faktiske skadeomfanget på Lundevann bru i Tvedestrand kommune. Brua har vært inspisert og holdt under oppsyn i over 20 år allerede, da man gradvis har observert utvikling av skader, forårsaket av armeringskorrosjon. Da Statens vegvesen ikke har eksplisitt dokumentasjon på bruas lastbærende kapasitet i arkivet, skal det foretas en kontrollregning av bruas bæreevne i uskadet tilstand, basert på analyser av en brumodell som modelleres i Robot Structural Analysis Professional Kapasitetskontrollene gjennomføres etter dagens lastforskrifter, og i henhold til dagens standarder og regelverk. I kraft av en visuell inspeksjon, samt en spesialinspeksjon med uttak og analyser av nye materialprøver, skal det hentes inn ny informasjon vedrørende skadeomfanget som kan være truende for bruas lastbærende bæreevne. Videre skal den nye informasjonen sammenlignes med resultater fra tidligere materialprøver, slik at forutsetningene for å kunne trekke slutninger vedrørende skadenes årsak, omfang, og eventuelle utbedringstiltak blir styrket. Resultatene fra bruas kapasitetskontroller i uskadet tilstand skal, sammen med resultatene fra skadevurderingen, benyttes til å estimere skadenes innvirkning på bruas lastbærende evne. Disse estimatene skal foretas i henhold til et utvalg teori av tidligere studier og forsøk, som er utført med den hensikt å kunne forutsi hvilken effekt armeringskorrosjon har på den lastbærende evnen til betongkonstruksjoner Lundevann bru Lundevann bru er ei bru langs Europavei 18, lokalisert i Tvedestrand kommune i Aust-Agder. Brua ble prosjektert og bygd av Statens vegvesen, og stod ferdig i Brua er klassifisert for bruklasse Bk 10/60, etter lastforskriftene fra 1969, i henhold til brudata fra BRUTUS (vedlegg 12.3). Brua er en del av en veg med høy ÅDT og stor andel tunge kjøretøy. Figur 5.1: Oversiktsbilde over Lundevann bru (vedlegg 12.3) 66

68 Bruas totale lengde er 135,65 meter, som består av 11 spenn, hvor det lengste er på 24,5 meter. I enden med retning mot Oslo er brua fundamentert på en betongkonsoll. Videre mot Arendal følger 9 spenn på 11 meter, hvor brudekket består av prefabrikkerte spennarmerte betongbjelker (19 stk. i bredden) med en påstøp over. Disse dekkemodulene er fritt opplagte på en tverrbjelke i begge ender, som så fundamenteres til fast fjell på spissbærende peler. Hver tverrbjelke understøttes av en pelegruppe på 6 peler. Dekkemodulene separeres av gummiasfaltfuger i hver akse. Aksesystemet er inndelt kronologisk fra akse 1, ved landkar mot Oslo, til akse 10 ved overgang til konsolldelen mot Arendal, slik figur 5.3 viser. Akse 1 består av en betongkonsoll og landkar, mens akse 2-8 består av tverrbjelker og pelegrupper. Ved akse 9 er tverrbjelken støpt sammen med en søyle på nordsiden, mens 3 peler understøtter den på sørsiden. Fra akse 10 og vestover er brua bygd som ei konsollbru med utkraget vinge. Se for øvrig tegningsgrunnlaget i vedlegg (12.4). Figur 5.2: Oppriss av Lundevann bru vedlegg (12.4) Figur 5.3: Grunnrisset av Lundevann bru inndelt i hovedakser og himmelretninger Brudata Brulengde 135,65 meter Antall spenn 11 Største spenn 24,5 meter (konsolldel mot Arendal) Spennlengde akse ,0 meter Bredde veibane 9,0 meter Antall spennarmerte 19 stk. bjelker i dekket Antall tverrbjelker 8 stk. (akse 2-9) Dimensjon tverrbjelker 800 x 800 mm akse 2-8 Dimensjon tverrbjelke 1000 x 1150 mm akse 9 Dimensjon søyler akse x 1300 mm Antall peler 45 stk. 7 x 6 peler (akse 2-8) 1 x 3 peler (akse 9) Dimensjon peler Se figur 5.5 Tabell 5.1: Brudata for Lundevann bru 67

69 Masteroppgave Bygg 5.2 Materialer I det følgende omtales all relevant informasjon som ligger til grunn for de materialene som har blitt behandlet ved utførelse av oppgaven om Lundevann bru. Informasjonen er hentet ut fra tegningsgrunnlag (vedlegg 12.4), brudata fra BRUTUS (vedlegg 12.3), Rapport fra Dagfin Skaar [18]. I tillegg presenteres de materialkvalitetene de ulike materialene har. Samlet utgjør dette dimensjoneringsgrunnlaget for det videre arbeidet. Materialene som behandles i denne oppgaven begrenser seg til betong, og stål, i form av både slakkarmering og spennarmering. I tabell 5.2 presenteres en oversikt over hvilke materialer som inngår i de ulike konstruksjonsdelene, i tillegg til aktuell materialkvalitet. Konstruksjonsdel Dekkebjelker Tverrbjelker akse 2-8 Tverrbjelke akse 9 Søyle akse 9 Peler Betong B600 B45 B300 B20 B300 B20 B300 B20 B45 Slakkarmering Ks40 Ks40 Ks40 Ks40 Ks40 Spennarmering St. 170/190 Ingen Ingen Ingen Ingen Tabell 5.2: Konstruksjonsdelenes materialer- og kvaliteter Materialegenskaper for betong Basert på tegningsgrunnlaget for Lundevannsbrua består brua av ulike konstruksjonselementer av betongkvalitetene B600 og B300. Disse betegnelsene brukes imidlertid ikke i dag. De ble omsider avløst av C- klassene, før man innførte dagens B- klasser for betegnelse av betongkvalitet. På bakgrunn av dette vil betong av kvaliteten B600 og B300 henholdsvis tilsvare betongkvalitetene B45(C55), B30 (C35) og B20 (C25) [7] og [2]. Materialegenskapene til de ulike betongkvalitetene fremgår av tabellene ( ). Betongkvalitet B45 (B600) Materialfaktor ULS (γc) Faktor Karakteristisk sylindertrykkfasthet 28 døgn Dimensjonerende betongtrykkfasthet Karakteristisk sylinderstrekkfasthet Dimensjonerende sylinderstrekkfasthet Symbol γc Verdi 1,5 αcc 0,85 fck 45 N/mm2 fcd= 𝛼𝑐𝑐.𝑓𝑐𝑘 𝛾𝑐 Fctk,0.,05 fctd= 𝛼𝑐𝑡.𝑓ctk,0.,05 𝛾𝑐 25,5 N/mm2 2,7 N/mm2 1,50 N/mm2 𝛼𝑐𝑡 = 0,84 Aksialstrekkfasthet Fctm 3,8 N/mm2 E-modul Ecm N/mm2 Middelverdi av betongens sylindertrykkfasthet fcm 53 N/mm2 Tabell 5.3: Materialegenskaper for betongkvalitet B45 [2] 68

70 Masteroppgave Bygg Betongkvalitet B20 (B300) Materialfaktor ULS (γc) Faktor Karakteristisk sylindertrykkfasthet 28 døgn Dimensjonerende sylindertrykkfasthet Karakteristisk sylinderstrekkfasthet Dimensjonerende sylinderstrekkfasthet Symbol γc Verdi 1,5 αcc 0,85 fck 20 N/mm2 fcd= 𝛼𝑐𝑐.𝑓𝑐𝑘 𝛾𝑐 Fctk,0.,05 fctd= 𝛼𝑐𝑡.𝑓ctk,0.,05 𝛾𝑐 11,333 N/mm2 1,5 N/mm2 0,85 N/mm2 𝛼𝑐𝑡 = 0,84 Aksialstrekkfasthet Fctm 2,2 N/mm2 E-modul Ecm N/mm2 Middelverdi av betongens sylindertrykkfasthet fcm 28 N/mm2 Tabell 5.4: Materialegenskaper for betongkvalitet B20 [2] Betongoverdekning Tverrbjelkene fra akse 2-8 har en oppgitt betongoverdekning lik 30mm, i henhold til tegningsgrunnlaget i vedlegg (12.4). Dette gjelder også tverrbjelken i akse 9, mens søylen har en overdekning på 70mm. Prosjektert overdekning for de spennarmerte bjelkene i dekket, og pelene, er ikke oppgitt i tegningsgrunnlaget. Det kreves inspeksjon av disse elementene for å fastslå den reelle betongoverdekningen. Tabell 5.5 viser en oversikt over konstruksjonselementenes oppgitte overdekning. Konstruksjonsdel Dekkebjelker Tverrbjelker akse 2-8 Tverrbjelke akse 9 Søyle akse 9 Peler Betongoverdekning N/A 30mm 30mm 70mm N/A Tabell 5.5: Konstruksjonsdelenes overdekning, i henhold til tegningsgrunnlaget Materialegenskaper for slakkarmering Slakkarmeringen som er benyttet i de betraktede delene av Lundevann bru er av kvaliteten Ks 40. Betegnelsen angir at det er kamstål med karakteristisk flytespenning lik 400 MPa. Betegnelsen var den offisielle benevningen i Norge fr innføringen av Eurokodene. Tabell 5.6 angir materialegenskapene til stålkvalitet Ks 40. For armeringsmengdene i de ulike konstruksjonsdelene henvises det til tegningsgrunnlaget i vedlegg (12.4). 69

71 Masteroppgave Bygg Armeringskvalitet Ks 40 Stangdiameter 8-20 mm mm Karakteristisk armeringsfasthet (fyk) 400 MPa 380 MPa Flytetøyning (εsy) 0,0020 0,0019 Dimensjonerende armeringsfasthet (fsd) Materialfaktor i bruddgrense 𝑓𝑠𝑑 = 𝑓𝑠𝑘 /𝛾𝑠 1,15 (ULS), (γs) Materialfaktor i bruksgrense 1,0 (SLS), (γs) Elastisitetsmodul (Esk) MPa Tabell 5.6: Materialdata for armeringsstål [19] Spennarmerte bjelker Lundevann bru har et brudekke hvor spennarmerte betongbjelker står for det meste av bærekapasiteten. Disse bjelkene har ikke Statens vegvesen dokumentasjon på, bortsett fra et anbudsgrunnlag som setter krav til motstandskapasitet mot gitte nyttelaster (vedlegg 12.4). Basert på tverrsnittsgeometrien er det imidlertid klare likheter med bjelker av typen NOB, som det senere ble utgitt normaler til. Dette var Håndbok 100- Bruprosjektering 09- NOB- bruer av 1983 [20]. Da dokumentasjon på bjelkene i Lundevann bru mangler, blir antakelser tatt med forankring i denne håndboken. Formtegning på anbudsgrunnlaget til dekkebjelkene viser at bjelkene på Lundevann bru er tilnærmet like NOB 400- bjelkene i håndboken. NOB 400 kan benyttes for spenn opptil 12 meter, i henhold til figur [20]. Lundevann bru har et spenn i anvendelsesområdet på 11 meter, noe som støtter opp under antakelsen om at NOB 400 har vært utgangspunktet den gang brua ble prosjektert. NOB 400- bjelker med føringsavstand større enn 6 meter og spenn på 11 meter gir bjelkenummer 6 i figur i håndboken [20]. For bjelkenummer 6 hentes det så ut informasjon om antall spenntau og deres respektive posisjoner fra figur [20]. Alle NOB- bjelker armeres alltid med to spenntau i overflensen. Figur 5.4 viser en NOB- bjelke med mulige posisjoner for spenntau. De posisjonene som er merket med rødt utgjør antatt spennarmering for bjelkene på Lundevann bru, basert på informasjonen i håndboken. Spenntauene antas å ha kontinuerlig eksentrisitet i hele bjelkens lengde [20]. 70

72 Figur 5.4: Antall mulige spenntau og deres posisjoner i NOB- bjelker [15] Av håndboken for NOB- bruer forutsettes det at spenntauene avspennes etter 1 døgn, og ved dimensjonering av forspenningskraften skal det forutsettes at betongen etter 1 døgn har fasthet tilsvarende 40 N/mm 2 eller omtrent 70 % av 28- døgnfastheten. Samvirke med påstøp etableres også etter 28 døgn [20]. Hvert spenntau i underflensen forutsettes oppspent med en kraft lik 134 kn, og hvert spenntau i overflensen forutsettes oppspent med en kraft lik 126,5 kn. Disse verdiene gjelder før spenntauene kappes. Spenntauene har en diameter Ø12,7mm, og er av stålkvaliteten St. 170/190. Dette medfører et tverrsnittsareal per spenntau på A p = 93,7 mm 2, ifølge håndboken [20]. E-modul for spenntau er MPa i henhold til punkt 3.3.6(3) i NS-EN [2]. Spennarmeringens antatte materialegenskaper og oppspenningsinformasjon fremgår i sin helhet at tabell 5.7. Spennarmering St. 170/190 Diameter Ø 12,7 mm Spennameringsareal A p 93,7 mm 2 Antall spenntau n 7 stk. (uk.)/ 2 stk. (ok.) Totalt spennarmeringsareal A p, tot 843 mm 2 ( ) Forspenningskraft per tau P kn (uk.)/ 126,5 kn (ok.) Forspenningskraft totalt P 0, tot 1191 kn ( ) Karakteristisk fasthet f pk 1860 N/mm 2 (antatt) Karakteristisk fasthet 0,1% f p0.1k 1700 N/mm 2 (antatt) Elastisitetsmodul E p MPa Initiell tøyning ε p0 0,0072 Materialfaktor ULS γ s 1,15 Dimensjonerende fasthet f pd f p0,1k/γ s = 1478 N/mm 2 Tabell 5.7: Materialegenskaper og oppspenning for spennarmeringen [2] og [20] 71

73 5.2.5 Peler Lundevann bru er fundamentert på prefabrikkerte, sekskantede betongpeler av typen Hercules 600, som ble levert av Hercules Fundamentering A/S. Pelene er spissbærende peler som i henhold til tegningsgrunnlaget (vedlegg 12.4) er rammet ned til fjell. Pelenes lengde varierer fra cirka 8 27 meter. De er organiserte i pelegrupper bestående av 6 peler, som har peletoppene støpt sammen med en tverrbjelke. Denne fungerer som et stivt fundament i toppen av pelegruppen. Pelene internt i en pelegruppe er skråstilte med en helning på 1:5, og har ulik retning, slik at pelegruppen som helhet kan betraktes som en stabil konstruksjon, sammen med tverrbjelken. Statens vegvesen besitter ikke dokumentasjon på disse pelene ut over det som står i tegningsgrunnlaget. Forfatterne har imidlertid vært i kontakt med Hercules Fundamentering og mottatt tverrsnittsgeometri, samt bekreftelse på at pelene er utført med den svenske betongkvaliteten K60, som tilsvarer B45 etter gjeldende regelverk i Norge. Dette samsvarer bra med dagens minstekrav for betongkvalitet i betongpeler, i henhold til Peleveiledningen [9]. Firmaet hadde ikke informasjon om armeringen i pelene, men under forfatternes visuelle inspeksjon ble det observert en utskiftet pel med frilagt armering. Denne viste at pelene har slakkarmering i hvert av de seks hjørnene, med stangdiameter anslått til Ø16mm. Det antas at kvaliteten på armeringsstålet er Ks 40, som var det mest brukte da brua ble bygget. Figur 5.5 illustrerer peletverrsnittet med målsatt geometri og angitte materialkvaliteter. Figur 5.5: Peletverrsnitt av typen Hercules

74 6 Metode Antakelser for lastberegninger Ulykkeslaster ses helt bort fra i denne oppgaven, da dette ikke har relevans for problemstillingen. Permanente laster Ytre vanntrykk og jordtrykk opptrer ikke i nevneverdig grad på de betraktede snittene av Lundevann bru. Disse blir følgelig ikke videre omtalt i denne oppgaven. Dermed er det konstruksjonens egenvekt, samt vekt av slitelag og rekkverk som utgjør de permanente lastene. Egenlast Tabell 6.1 viser en oversikt over egenvekten til de ulike materialene og konstruksjonsdelene som er aktuelle for Lundevann bru. Variable laster Material/konstruksjonsdel Lastverdi Slakkarmert betong 25 kn/m 3 Spennarmerte dekkebjelker 25 kn/m 3 Asfaltslitelag 25 kn/m 3 Rekkverk 0,5 kn/m per side Tabell 6.1: Egenvekt Det er kun trafikklaster og naturlaster som er aktuelle for Lundevann bru i denne oppgaven. Det ses bort fra laster fra bølger og vannstrøm, da vannstanden normalt ikke medfører kontakt med konstruksjonen. Ved høyvann vil pelene stå i grunt vann, men forholdene ligger ikke til rette for betydelige bølge og vannstrømpåkjenninger. Dette utelukker også islast i denne oppgaven. Skred og jordskjelv har så lav sannsynlighet for å inntreffe at de vurderes som ulykkeslaster. Snølast ses også bort fra, da den ikke antas å inntreffe samtidig med trafikklast på bruer [6]. Lundevann bru er en del av vegtraseen på E18, som har høy beredskap på snørydding ved store snøfall. I tillegg saltes vegen kontinuerlig gjennom vintersesongen. De variable lastene som er relevante for denne oppgaven er dermed trafikklast, vindlast og temperaturlast. Trafikklast Lundevann bru er klassifisert til Bk 10/60 etter lastforskriftene av Bk 10/60 benyttes også for kapasitetsberegningene i denne oppgaven. Vertikale trafikklaster Lundevann bru har ingen føringskant, slik at føringsbredden blir avstanden mellom de to rekkverkene. Denne måler 9,0 meter, i henhold til ferdigbrutegningen i tegningsgrunnlaget (vedlegg 12.4). 73

75 Dette gjenspeiler situasjonen for Lundevann bru godt, bortsett fra at føringsbredden der er 9,0 meter. (To lastfelter. Kan referere til figur i teoridelen). Horisontale trafikklaster Sentrifugallast vil ikke opptre på Lundevann bru, da den betraktede delen av brua ikke har horisontalkurvatur. For Lundevann bru er det regnet med en brulengde lik 11 meter, som tilsvarer ett dekkeelement. Bakgrunnen for den antakelsen er at alle dekkeelementene er tilknyttet en asfaltfuge i hver ende. Det regnes følgelig med at bremselast bare kan overføres fra ett dekke samtidig til det undersøkte snittet (tverrbjelke). Interpolasjon etter figur 3.14 i teorikapittelet gir dermed en bremselast lik 155 kn. Da det regnes med to lastfelter som virker i samme retning, må bremselasten multipliseres med en faktor lik 1,5. Den totale bremselasten som påføres modellen er dermed 232,5 kn. Lasten fordeles som en jevnt fordelt flatelast over hele dekkets bredde, og 3 meters utstrekning i dekkets lengderetning. Dette er valgt for å fordele lasten rundt trippelboggilastene. Bremselasten følger dermed trippelboggilastens posisjon. Sidelasten for Lundevann bru blir 58,1 kn, og modelleres som en jevnt fordelt flatelast med samme fordeling som bremselasten. Den eneste forskjellen er at sidelasten virker på tvers av bruas kjøreretning. Sidelasten følger også trippelboggilastens posisjon. Vindlast Lundevann bru er ei bjelkebru i betong, og kan antas å tilhøre vindlastklasse I, som gjelder for brukonstruksjoner med ubetydelig dynamisk lastvirkning fra vind. Brua ligger lavt i terrenget og regnes ikke som spesielt utsatt for vindpåvirkninger. På bakgrunn av dette har enkelte faktorer som terrengruhetssoner og undersøkelse av skrånende terreng på nordsiden av brua uteblitt. Det antas at vind fra sør mot nord er dimensjonerende, da denne siden av brua har åpent og flatt terreng. På nordsiden av brua skråner terrenget meget bratt oppover. Vindlasten regnes ut manuelt og påføres som jevnt fordelte laster i x-, y- og z- retning, i henhold til figur 6.1. Figur 6.1: Retninger av vindpåvirkningene på bruer [4] Vindlast kan opptre alene på brukonstruksjonen, men også med samtidig virkende trafikklast. Vindlaster må beregnes for begge de to tilfellene, da lastarealet for vind i x- retning blir større når det befinner seg kjøretøy på brua. 74

76 Tabell 6.2: Masteroppgave Bygg Beregning av vindlast uten trafikk Referansevindhastigheten for Tvedestrand er v b,0 = 26 m/s, i henhold til tabell NA.4 (901.1) i NS-EN Øvrige faktorer kan settes lik 1,0 [4]. Basisvindhastigheten for Lundevann bru blir følgelig: Stedsvindhastighet v b = 26 m/s Faktoren for terrengruhet, c r(z), tar høyde for variasjoner i stedsvindhastigheten som følge av høyden over terrengnivå og terrengruheten på losiden av konstruksjonen i den aktuelle vindretningen. Terrenget rundt Lundevann bru består av en liten fjord på sørsiden av brua, hvor det kun er begrenset vegetasjon langs vannkanten. Bak fjorden er det spredt skog og landbruksarealer. På nordsiden av brua skråner terrenget bratt oppover, med moderat tre- og buskvekst. I øst- og vestgående retning er vindlasten neglisjerbar, da brukonstruksjonen ligger skjermet under kjørebanen. Det antas at vind som kommer fra sør mot nord blir dimensjonerende. På bakgrunn av dette antas Lundevann bru å tilhøre terrengruhetskategori II, som gjelder for landbruksområde og områder med spredte små bygninger eller trær, i henhold til tabell NA.4.1 i NS-EN [4]. Brukonstruksjonen varierer noe i høyde over terrenget, men det antas en verdi for z lik 2 meter over hele brulengden. Innsetting av verdiene fra nevnte tabell i ligning 4.4 i NS-EN , gir en beregnet terrengruhetsfaktor: c r (2m) = 0,833 Terrengformfaktor, c o (z), settes lik 1,0, da terrenget er flatt på sørsiden av brua. Deformasjonslaster Denne oppgaven tar for seg deformasjonslaster fra forspenning, kryp, svinn og relaksasjon. Setninger og deformasjoner fra fabrikasjon, bygging og installasjon utelates, da det er for omfattende i forhold til relevans for denne oppgaven. Det er i tillegg en tidkrevende prosess å fremskaffe nødvendig informasjonsgrunnlag om disse temaene for Lundevann bru. Kryp Den relative fuktigheten settes lik 70%, i henhold til håndbok N400 punkt [6]. t er betongens alder i døgn på det betraktede tidspunktet. Lundevann bru ble trafikkert i 1970, og er i dag 47 år gammel. Dermed blir t = døgn. t 0 er betongens alder i døgn ved pålasting. For Lundevann bru kan det antas at pålastingen startet 28 døgn etter støpning (t 0=28 standard pålastingstid). Det er beregnet kryptall for bjelkene i brudekket, tverrbærere i akse 1-8, samt tverrbærere i akse 9, som har en annerledes utforming enn de øvrige. Oversiden av brudekket på Lundevann bru er i dag godt beskyttet med membran, og på bakgrunn av det regnes kun undersiden av brudekkets tverrsnitt som omkrets utsatt for uttørking. For tverrbærerne antas det at hele tverrsnittets omkrets er utsatt for uttørking i kontakt med atmosfæren. Fullstendige beregninger av kryptall fremgår av vedlegg 12.8, og de utregnede kryptall er gjengitt i tabell

77 Svinn Tabell 7.2 gjengir beregnede verdier av svinntøyningene for brudekke og tverrbærere. Fullstendige beregninger av svinntøyninger fremgår av Vedlegg Tap av spennkraft Generelle antakelser Lundevann bru har fritt opplagte dekkeelementer bestående av 19 bjelker liggende inntil hverandre. Disse bjelkene er føroppspente med en total oppspenningskraft lik 1191 kn per bjelke. Hver bjelke har 2 spenntau i overflensen som spennes opp med en kraft lik 126,5 kn, og 7 spenntau i underflensen somspennes opp med en kraft lik 134 kn. Spennarmeringen antas å være rettlinjet. Bjelkene utgjør sammen med en påstøp et dekkeelement, som er statisk bestemt. Antakelsene om antall spenntau, spenntauenes diameter, samt rettlinjet spennarmering har blitt bekreftet under inspeksjonene av brua i forbindelse med denne oppgaven. Spennstålet har oppgitt stålkvalitet St.170/190, etter gammel norsk standard, NS 481, del 3, i henhold til håndboken for NOB- bruer [20]. Da de mekaniske egenskapene til dette stålet ikke har vært mulig å oppdrive, har det blitt antatt verdier f pk = 1860 N/mm 2 og f p0.1k = 1700 N/mm 2. Både det opptredende momentet og skjærkraften vil få bidrag fra spennarmeringen. Da dekket er en statisk bestemt konstruksjon vil momentet som følge av spennarmeringen bli oppspenningskraften multiplisert med spenntauenes eksentrisitet fra tverrsnittets tyngdepunktakse (M P = P e). Låsetap Det antas en normal glidning på 5mm for bjelkene i denne oppgaven, da ingen annen informasjon foreligger. Temperaturtap I håndboken om NOB- bruer forutsettes det at bjelkene skal herde innendørs det første døgnet ved temperatur på 20 C, før spenntauene kappes. Resterende herding foregår utendørs i 15 C. En realistisk utgangstemperatur i spenntauene, T 0, vil da være 15 C [20]. Temperaturen i bjelken etter fasthetsutviklingen av betongen er avhengig av flere faktorer ved betongsammensetningen, som det ikke foreligger opplysninger om for bjelkene i denne oppgaven. På bakgrunn av de forutsatte herdetemperaturene vil reaksjonsprosessene i betongen ha en tilnærmet normal reaksjonshastighet. Egen erfaring tilsier også at en utstøpningstemperatur i betongen på rundt 25 C vil kunne være en realistisk antakelse. Ifølge en brosjyre utgitt av Norcem FoU [21], vil den adiabatiske prosessen i betongen kunne medføre ytterligere temperaturøkning på inntil 60 C. Bjelkene i dette tilfellet er imidlertid ikke så massive, og en del varmetap til omgivelsene på påregnes. Det antas på bakgrunn av dette at den adiabatiske temperaturøkningen blir 30 C, og verdi for T 1 settes lik 55 C. Antar at spennstålet oppvarmes i tilnærmet hele lengden, slik at L 1 L. 76

78 Tap fra kryp For kryptapene antas det at egenlast fra dekkebjelkene, påstøpen og asfaltdekket inngår i langtidsvirkningene. Disse bidragene beregnes med en langtids E- modul, med kryptall beregnet for pålasting etter 28 døgn. Relaksasjonstap For beregninger av relaksasjonstap har det blitt antatt relaksasjonsklasse 2, som i praksis vil si lav relaksasjon for tråd eller tau. Det beregnes relaksasjon fra byggeår og frem til Dette gir en tid etter oppspenning på t = timer. 6.2 Modellering i Robot Structural Analysis Til å modellere og kalkulere Lundevann bru har Robot Structural Analysis Professional 2017 blitt benyttet. Robot er et verktøy for BIM- integrert analyse, levert av Autodesk. I tillegg til å kunne importere og analysere modeller fra andre BIM- programmer, fungerer det like bra til å modellere og analysere konstruksjoner direkte i programmet. Robot har også funksjoner for å dimensjonere konstruksjoner av betong, stål og tre. Robot er utstyrt med mange nyttige funksjoner, og spesielt bevegelige trafikklaster er sentralt for effektiv analyse av brukonstruksjoner Valg av modell For å beregne de dimensjonerende kreftene på Lundevann bru har det blitt forsøkt med to ulike tilnærminger til modeller. I det følgende beskrives de forsøkte tilnærmingene, samt vurderingene som ligger til grunn for valget av endelig analysemodell. Modell av hele brua Det ble først modellert en modell av hele den betraktede delen av brua (akse 2-9), som deretter ble analysert for alle laster og kombinasjoner. Analysen av denne modellen avslørte imidlertid at de resulterende kreftene ble mistenkelig høye. Modellen fremgår av figur 6.2. Figur 6.2: Modell av hele brua (akse 2-9) 77

79 En av hovedårsakene til de høye resulterende kreftene var temperaturlasten, herunder jevnt fordelt temperaturandel og vertikalt varierende temperaturgradient. Dette er tvangskrefter som ikke vil oppstå i den størrelsesorden på Lundevann bru, da dekkene ligger fritt opplagt på neoprenmatter og er separerte med elastiske fuger i bruas lengderetning. Det er også litt uklart for forfatterne hvordan Robot beregner temperaturlastene. På bakgrunn av dette ble det besluttet å se bort fra temperaturlast i videre analyser. En annen feil med modellen av hele brua var overførselen av laster fra dekkeelementene til tverrbjelkene, som trolig også henger sammen med de høye temperaturlastene. For at dekkene skulle overføre krefter til tverrbjelkene ble de modellert sammen bjelkeelementene. Dette medfører også at dekkene modelleres inntil hverandre, og Robot tolker automatisk dekkeelementene som et kontinuerlig dekke. For å få dekkene til å oppføre seg uavhengig av hverandre ble dekkekantene i hver akse gitt en linear release, som i praksis vil si å gi dekkekantene lineære frihetsgrader. Den ene dekkekanten ble frigitt i x- retning, og den andre i y- retning, for å oppnå uavhengige dekker og stabilitet i konstruksjonen. Denne måten å modellere på gir ikke en realistisk overførsel av horisontale krefter fra dekkene til tverrbjelkene, da alt i henholdsvis x- og y- retning overføres kun i en av dekkekantene. Når det er kjent at dekkenes opplagre er eksentrisk plassert på tverrbjelkene, blir denne overførselen av krefter feil i forhold til virkeligheten. På bakgrunn av dette ble det besluttet at modellen ikke var brukbar til analyseformålet, og at en ny tilnærming var påkrevd. To uavhengige modeller For å oppnå en mer realistisk overførsel av kreftene fra dekket til tverrbjelkene ble det i stedet modellert en egen modell for analyse av dekkene, og en modell for analyse av tverrbjelkene og pelene. Modellen for analyse av dekkene består av to dekker med 20 fastlagre langs dekkekantene, som tilsvarer et opplager for hver halvmeter. Dette samsvarer med de spennarmerte bjelkenes senteravstand. Innbyrdes avstand mellom dekkene over en tenkt tverrbjelke er 350mm (2x 175mm), som tilsvarer eksentrisiteten i henhold til tegningsgrunnlaget (vedlegg 12.4). Alle lastene og kombinasjonene ble analysert i denne modellen, og kraftkomponentene til de 40 fastlagrene ble hentet ut av dekkemodellen. Figur 6.3 illustrerer den modellerte dekkemodellen. Figur 6.3: Dekkemodell for analyse av Lundevann bru Kraftkomponentene fra dekkemodellen ble påført som last i henholdsvis x-, y-, og z- retning på modellen med tverrbjelken og pelene. Lastene ble gitt både horisontal og vertikal eksentrisitet som 78

80 samsvarer med kreftenes reelle angrepspunkter på tverrbæreren, slik det fremgår av figur 6.4. Lastene ble gitt lastfaktor 1,0, da kombinasjonsfaktorene tas høyde for i dekkemodellen. Egenlast av tverrbjelke og peler fikk imidlertid lastfaktor i henhold til aktuell lastkombinasjon. Dimensjonerende krefter for tverrbjelke og peler ble til slutt hentet ut av modellen Aksesystemer Figur 6.4: Modell med tverrbjelke og peler for analyse av Lundevann bru Ved modellering i Robot er det to ulike aksesystemer å forholde seg til. Det globale aksesystemet er det overordnede koordinatsystemet for hele brumodellen. I tillegg har hvert modellerte element egne lokale aksesystemer. Globalt aksesystem Det globale aksesystemet i modellen er et x-, y-, z- system, som er orientert etter høyrehåndsregelen. Det globale aksesystemet benyttes til navigering, definering av modellakser, modellering av noder og elementer, påføring av laster, og all generell preprosessering. Det globale referansesystemet i modellen for Lundevann bru er orientert med x- aksen i bruas lengderetning, y- aksen i bruas tverretning, og z- aksen normalt på brudekket. Figur 6.5: Brumodellens globale aksesystem 79

81 Lokalt aksesystem Det lokale aksesystemet er et x-, y-, z- system som tildeles hvert enkelt element i modellen. Disse representerer det interne koordinatsystemet til det enkelte element, og er styrende for endringer av elementenes parametere. Det lokale aksesystemet til hvert enkelt element er også styrende for analyseresultatene, og kan ha ulike retninger for ulike elementer, avhengig av hvordan elementene har blitt modellert. Det betyr at det er svært viktig å ha kontroll på de lokale aksesystemene, dersom man skal kunne forstå kraftflyten i modellen og hente ut riktige resultater fra analysene. Det lokale aksesystemet til dekkene i modellen for Lundevann bru er orientert identisk med modellens globale aksesystem, slik figur 6.5 viser. Det lokale askesystemet til tverrbjelkene er orientert slik at x- aksen går i bjelkens lengderetning (bruas tverretning), y- aksen i tverretning (bruas lengderetning), og z- aksen vertikalt på bjelkeelementet. Pelene har x- aksen orientert i sin lengderetning, med positiv retning nedover. Figur 6.6 redegjør for de orienteringen til de lokale aksene for henholdsvis tverrbjelke og peler Noder Figur 6.6: Tverrbjelkenes- og pelenes lokale aksesystem Noder er punkter i det globale aksesystemet, som hver har sitt unike nodenummer og gitte koordinater langs x-, y-, og z- aksen. Nodene kan angis manuelt ved angivelse av koordinater, eller bli opprettet automatisk ved direkte modellering av elementer. I Robot har nodene flere ulike funksjoner i modellen. Nodene skal først og fremst definere de modellerte elementene i modellen. To eller flere noder binder sammen et element, som har sin geometri i mellom nodene. Eksempelvis er det behov for to noder ved modellering av et bjelkeelement. Da vil det være plassert en node i hver ende av bjelkeelementet. Nodene opererer på samme måte når elementer analyseres ved hjelp av såkalt meshing. Analyseelementene vil her vil være forbundet med noder, og disse genereres automatisk i henhold til den meshingen man har definert i preprosesseringen. Ekstra noder kan også plasseres ut manuelt etter ønske, og kan være veldig nyttige for å sette på opplagerbetingelser, laster og lignende. I disse tilfellene fungerer nodene utelukkende som referansepunkter, og vil ikke automatisk dele elementer de er knyttet til. 80

82 I denne oppgaven er nodene i opplagrene til dekkemodellen viktige. Det er fra disse nodene opplagerkreftene i x-, y-, og z- retning fra analysen i dekkemodellen hentes ut, og videre blir påført modellene med tverrbjelker og peler. Figur 6.7 viser nodenummer for disse nodene. Nodene ses i sammenheng med kraftverdiene fra analysen, som fremgår av vedlegg (12.11) Elementer Figur 6.7: Oversikt over opplagernodenes numre i dekkemodellen Elementer i Robot forstås som konstruksjonsdeler, avgrenset av to eller flere noder. Noen av de vanligste elementtypene i Robot er bjelker, søyler og plater. En bjelke eller søyle modellert som ett element kan deles opp i flere mindre elementer, noe som resulterer i mer nøyaktige analyser av den bjelken eller søylen alle de mindre elementene utgjør. Dette er spesielt nyttig ved kompliserte modeller og karakteristiske punkter der de resulterende kreftene endrer retning eller størrelse. Eksempelvis vil en kontinuerlig bjelke over en eller flere søyler få flere punkter i nærheten av støttene der kreftene endres brått. For et slikt tilfelle oppnår man mer presise verdier og diagrammer ved å dele bjelken i flere mindre deler. Jo flere deler den er delt opp i, jo høyere blir presisjonen på resultatene. Det samme prinsippet gjelder for meshing av plater, der finere mesh gir mindre kalkulasjonselementer og høyere presisjon. Dekkeelementer De to dekkeelementene modelleres hver for seg på sine respektive posisjoner i aksesystemet. Dekkene defineres som panels, og angis ved tegning av en rektangulære polylinjer, som angir omrisset av hvert dekkeelement. Tykkelse og materialkvalitet angis på forhånd, slik at egenvekten kan kalkuleres. Tykkelsen settes lik 595mm, og tar høyde for spennarmerte bjelker, påstøp og asfaltlaget. Materialkvalitet er fastsatt til B45, som tilsvarer den gamle betongkvaliteten B600, som er benyttet for de spennarmerte bjelkene. Dekkeelementene er rektangulære med bredde (tverretning) lik 9,64m, og høyde (lengderetning) lik 10,65m, som tilsvarer dekkenes teoretiske spenn. Da dekkenes opplegg på tverrbjelkene har en eksentrisk avstand på 175mm, modelleres de to dekkene med en innbyrdes avstand lik 350mm. Figur (6.8 og 6.9) viser henholdsvis den modellerte- og den originale detaljen over en akse. 81

83 Figur 6.8: Modellert detalj av dekkene ved akse Figur 6.9: Detalj av dekkene ved akse i tegningsgrunnlaget (vedlegg 12.4) Tverrbjelker og peler (akse 2-8) Tverrbjelkene modelleres som bjelkeelementer (beam), som har en lengde lik 9,64m. Disse deles opp i 20 mindre elementer med lengde 0,48m. De seks pelene modelleres som søyler (column) med sine respektive lengder i henhold til peleplanen i vedlegg Pelene er knyttet til bjelkeelementet, og har en innbyrdes senteravstand på 1,6m. Avstanden fra tverrbjelkens ende til de ytterste pelene er 0,82m. Bjelkene roteres 11,537 grader, som tilsvarer et fall på 5:1, slik at de har helning i henhold til peleplanen. Pelene har teoretisk krysningspunkt høyt i tverrbjelkens tverrsnitt, som i praksis betyr at pelenes symmetriakser ikke angriper gjennom tverrbjelkenes symmetriakse. For å oppnå dette i modellen gis pelene horisontale offsets på +/-90mm fra tverrbjelkens symmetriakse, avhengig av hvilken vei pelen står. Figur (6.10 og 6.11) viser hvordan pelenes symmetrilinjer er organisert i tverrbjelkene, for henholdsvis modell og tegning i tegningsgrunnlaget (vedlegg 12.4). Figur 6.10: Pelenes symmetrilinjer i modell Figur 6.11: Pelenes symmetrilinjer i tegningsgrunnlag (vedlegg 12.4) 82

84 Tverrbjelke, søyle og peler (akse 9) Tverrbjelken i akse 9 er støpt sammen med en søyle på nordsiden av brua, slik at dette fungerer som en momentstiv rammekonstruksjon. På sørsiden er tverrbjelken støttet opp av 3 peler. Figur 6.12 illustrerer konstruksjonen i akse 9. Figur 6.12: Konstruksjon av tverrbjelke, søyle og peler i akse 9 Tverrbjelken modelleres med en lengde på 9,64m, og deles deretter inn i 20 mindre elementer, slik som for akse 2-8. Søylen (column) modelleres med en lengde på 3m, og knyttes sammen med tverrbjelken i en avstand 650mm inn fra bjelkens ende. Dette gjøres for å få søylens tyngdepunktakse i riktig posisjon. Pelene på sørsiden av brua modelleres som beskrevet for akse 2-8. Figur 6.13 illustrerer de tre pelenes posisjon på tverrbjelken i akse 9. Pelen lengst sør heller utover med fall 5:1, mens de to pelene innenfor er modellert rette, i henhold til tegning i tegningsgrunnlaget (vedlegg 12.4) Tverrsnitt Figur 6.13: Pelenes posisjoner på tverrbjelke i akse 9 Tverrsnittene som skal benyttes i modellen defineres under kommandoen Sections for bjelker og søyler, og Panels for plater. Under disse kommandoene angis også tverrsnittenes materialer og geometri. Betongtverrsnittene er forhåndsdefinert som armerte betongtverrsnitt. Dette betyr ikke at det regnes med virkningen fra armeringen i tverrsnittet, men parametere som egenvekt blir mer riktige. Dekkene Brudekket på Lundevann bru har et stegvis oppbygget tverrsnitt, med prefabrikkerte, føroppspente betongbjelker med betongkvalitet B45, og en påstøp med betongkvalitet B20 over disse, i henhold til tegningsgrunnlag (vedlegg 12.4). Dette lar seg vanskelig modellere i Robot eller andre programmer som har vært tilgjengelig. Det har derfor blitt besluttet å modellere dekket som en toveis- bærende plate med betongkvalitet B45. Platen har blitt gitt en jevn tykkelse på 595mm, som tilsvarer den samlede tykkelsen av betongbjelkene, påstøpen og asfalten. Disse materialene har tilnærmet samme egenvekt. 83

85 De resulterende kreftene i denne platen blir senere benyttet i kapasitetskontrollen av dekket, hvor dette blir justert til reelle stivheter. Tverrbjelker (akse 2-8) Figur 6.14: Tverrsnitt av modellert brudekke Tverrbjelkene fra akse 2 til 8 blir gitt et kvadratisk betongtverrsnitt med bredde og høyde lik 800mm, i henhold til tegningsgrunnlaget (vedlegg 12.4). Betongkvaliteten settes til B20, som tilsvarer den gamle betegnelsen B300. Tverrbjelke, søyle og peler (akse 9) Figur 6.15: Tverrsnittet til tverrbjelkene fra akse 2 til 8 Tverrbjelken ved akse 9 har en geometri som skiller seg fra de øvrige aksene. Denne blir gitt et rektangulært betongtverrsnitt med bredde lik 1150mm og høyde lik 1000mm, i henhold til tegningsgrunnlaget (vedlegg 12.4). Betongkvaliteten er også her B20. Tverrbjelken i akse 9 er støpt sammen med en betongsøyle med bredde lik 1150mm og høyde lik 1300mm, slik at disse oppfører seg som en rammekonstruksjon. Robot tar automatisk høyde for stivhetsforskjellene, og fordeler kreftene i henhold til det. Figur 6.16: Tverrsnittet til tverrbjelken i akse 9 Figur 6.17: Tverrsnittet til søylen i akse 9 84

86 Peler Alle pelene på brua er av typen Hercules 600, og blir gitt et regulært, sekskantet betongtverrsnitt med mål i henhold til figur Betongkvaliteten for pelene er satt til B45, som tilsvarer den gamle betegnelsen B Randbetingelser Dekker Figur 6.18: Tverrsnittet til pelene av typen Hercules 600 De to dekkene modelleres med fastlagre langs sine respektive opplagerkanter. Det påføres 20 fastlagre per dekkekant, som tilsvarer et opplager per halve meter. Dette samsvarer med neoprenopplagrene til hver enkelt spennarmerte bjelke i dekket, i henhold til tegningsgrunnlaget. Figur 6.7 av dekkemodellen illustrerer opplagrene. Tverrbjelker og peler akse 2-8 Pelene er spissbærende til fjell, og modelleres som fast innspente i ved pelespiss. Pelene og tverrbjelken er støpt sammen i en stiv forbindelse. Denne forbindelsen opprettes automatisk ved å modellere pelene sammen med tverrbjelken, slik at ingen ytterligere randbetingelser er nødvendig. Tverrbjelken og pelene på Lundevann bru er en stabil konstruksjon i seg selv. Da pelene hovedsakelig er dekket av omkringliggende masser, settes det på elastiske fjærer på pelene, slik at bare en lengde på ca. 1 meter av pelene står i luft, under tverrbjelkene. Dette korresponderer bra med informasjon i tegningsgrunnlaget (vedlegg 12.4). Nøyaktig beregning av slike fjærstivheter krever informasjon om jordmassene rundt pelene, noe forfatterne ikke har hatt tilgang på. Følgelig baseres de modellerte fjærstivhetene på konservative antakelser. Fjærstivheten som er modellerte- med kommandoen Bar Elastic Ground- i denne oppgaven tar utgangspunkt i udrenert skjærfasthet for bløt leire lik 25 MPa over hele dybden. Verdien for udrenert skjærfasthet er hentet fra boken «Geoteknikk» av Olav R. Aarhaug, og følger anbefalinger fra Norsk Geoteknisk Forening [21]. I henhold til kapittel 4.4 i peleveiledningen [9] kan det benyttes en empirisk relasjon for leire for å finne jordens reaksjonsmodul for korttidstilstand. Denne fås ved å multiplisere verdien for udrenert skjærfasthet med 200. Dette tilsvarer dermed en reaksjonsmodul for jordmassene lik 5000 MPa på Lundevann bru. Denne fjærstivheten virker om både x- og y- aksen. Figur 6.19 illustrerer de modellerte fjærene. 85

87 Figur 6.19: Modellerte fjærstivheter på pelene i akse 2-8 Tverrbjelke og søyle akse 9 Tverrbjelken og søylen i akse 9 er støpt sammen til en stiv forbindelse i hjørnet. Denne etableres automatisk i Robot når søylen modelleres på bjelken, slik at ingen ytterligere randbetingelser er nødvendig. Søylen er fundamentert på fjell, og modelleres som fast innspent i bunnen. Pelene påføres fjærstivheter etter samme metode som for akse 2-8. I tillegg påføres de samme fjærstivhetene på søylen, slik at 1 meter av søylen står i luft. Figur 6.20 illustrerer fjærstivhetene på akse 9. Figur 6.20: Modellerte fjærstivheter på peler og søyle i akse 9 86

88 6.2.7 Laster De ulike lastene som skal implementeres i modellen defineres etter type under kommandoen Load Types. Videre settes lastene på med posisjon og intensitet under kommandoen Load Definition. Egenlast Egenlasten til konstruksjonen defineres som lasttype DL1, og programmet regner automatisk ut egenvekten av hele konstruksjonen, basert på tyngdetettheten og geometrien til de ulike elementene. Robot regner tyngdetettheten til armert betong for å være 24,53 kn/m 3. Rekkverk Last fra rekkverk blir definert som en egen lasttype for en statisk, strukturell last, og settes på som en linjelast med intensitet 0,5 kn/m på hver side, over hele brulengden. Det antas at linjelastene angriper langs en linje 32 cm inn fra dekkekantene. Figur 6.21: Modellert last fra rekkverk Vindlast Vindlasten angis som en statisk vindlast, og påføres konstruksjonen som linjelaster på brudekket, i henholdsvis x-, y-, og z- retning. Vindlast blir modellert for vindlast uten samtidig virkende trafikklast, og vindlast med samtidig virkende trafikklast. Prøveanalyser viser at kombinasjonene med samtidig virkende vind i x-, og z- retning gir de mest ugunstige lastvirkningene. Y- komponenten utelates på bakgrunn av dette. Z- komponenten er undersøkt for fire ulike tilfeller, da den både kan virke oppover og nedover på dekket, samt ha en eksentrisitet på maks b/4 fra vegens senterlinje. Dette tilsvarer en eksentrisitet på 2,2 meter. Figur 6.22: Eksempel på modellert last fra vind 87

89 Trafikklast Trafikklastene som har blitt undersøkt baserer seg på de ulike lasttogene for bruksklasse B10 T60, i henhold til figur Trippelboggilasten var det lasttoget om virket mest ugunstig på konstruksjonen. Trafikklastene består dermed av trippelboggilast, bremse-/ akselerasjonslast og sidelast. Horisontallastene kan bare opptre sammen med trippelboggilasten. Lastfelter Brua har en føringsavstand på 9 meter, som gir plass til to lastfelter i bredden. Ett lastfelt har bredde lik 3 meter, og de to lastfeltene modelleres tett inntil hverandre, slik at den totale bredden av de to lastfeltene blir 6 meter (figur6.26). Dette betyr i praksis at de to kjøretøyene kjører helt inntil hverandre, noe som vil gi de mest ugunstige lastvirkningene på brua. Lastfeltene beholdes slik også ved eksentrisk plassering i bruas tverretning. Trippelboggilast Trippelboggilasten defineres som bevegelig last, moving load, med ønsket lastbane og antall kvasistatiske posisjoner langs lastbanen. Trippelboggilastene plasseres midt i sine respektive lastfelter, og består av tre punktlaster med avstand og intensitet i henhold til bruksklassen. Figur 6.23 illustrerer trippelboggilastene slik de er modellert. Figur 6.23: Modellert trippelboggilast i to lastfelter, her plassert med maksimal eksentrisitet Bremse-/ akselerasjonslast Bremse-/ akselerasjonslasten virker i bruas lengderetning, og har blitt modellert som en jevnt fordelt flatelast over hele dekkets bredde, og utstrekning på 2,6 meter i bruas kjøreretning, slik figur 6.24 illustrerer. Håndbok R412 [7] angir ikke entydig hvordan intensiteten av bremse-/ akselerasjonslasten skal modelleres, men i denne oppgaven er det valgt å la flatelasten følge trippelboggilastens posisjon. For de tilfellene der bremse- akselerasjonslasten står over aksen oppstår det et mellomrom (0,35 x 9,64m) som ikke overfører last, da dekkene er modellert med 350mm mellomrom. For disse tilfellene trekkes dette arealet fra, og lastintensiteten justeres opp for de områdene som overfører last. 88

90 Figur 6.24: Modellert bremse-/ akselerasjonslast sammen med trippelboggilast Sidelast Sidelasten virker vinkelrett på bruas kjøreretning, og tilsvarer 25% av bremse-/ akselerasjonslasten. Den er modellert som en jevnt fordelt flatelast, og følger trippelboggilasten etter samme prinsipp som for bremse-/ akselerasjonslasten, men med virkning i bruas tverretning. Figur 6.25 illustrerer hvordan sidelasten er påført på dekkene. For de tilfellene der sidelasten står over aksen oppstår det et mellomrom (0,35 x 9,64m) som ikke overfører last, da dekkene er modellert med 350mm mellomrom. For disse tilfellene trekkes dette arealet fra, og lastintensiteten justeres opp for de områdene som overfører last. Figur 6.25: Modellert sidelast sammen med trippelboggilast Mesh Dekkene i modellen kalkuleres etter FEM, og må gis et definert mesh før dekkekreftene kan kalkuleres i Robot. Finere mesh (mindre kalkulasjonselementer) vi gi mer presise resultater. I dekkemodellen i denne oppgaven er det valgt å utføre kalkulasjonene med et automatisk mesh, med elementstørrelse lik 0,25m. Dette medfører at Robot hovedsakelig kalkulerer kvadratiske elementer med sideflater 0,25m, slik figur 6.26 illustrerer. Dette antas å gi tilstrekkelig presisjon for resultatene i dette tilfellet. 89

91 Figur 6.26: Meshet benyttet for kalkulasjon av dekket Analyse Kalkulasjonene i Robot er utført som en statisk lineær analyse. Dette er vurdert tilstrekkelig, da det ikke forventes store deformasjoner eller rotasjoner for konstruksjonen. I henhold til Håndbok R412 punkt [7] vil dimensjonerende laster for korte bruer og sekundærkonstruksjoner bli bestemt av aksel-, boggi-, eller trippelboggilasten, mens kjøretøy-, eller vogntoglasten blir bestemmende for hovedkonstruksjonen på lengre bruer. For Lundevann bru er det utført stikkprøver for de ulike trafikklastene, og spesielt undersøkt for trippelboggilast og vogntoglast. Resultatene viste at det var trippelboggilasten som ble bestemmende for de dimensjonerende lastene på brua. Dette kan forklares med bruas korte spenn, som i liten grad overfører krefter til det neste spennet. Selv om totalvekten for vogntoglast er betydelig høyere, er denne fordelt ut over et mye større areal, slik at intensiteten jevnt over blir lavere, og de de resulterende kreftene blir mer gunstig fordelt i konstruksjonen. Robot har ingen funksjon for automatisk identifisering av verste lastkombinasjoner, hvilket medfører en del arbeid med analysen av lastenes mest ugunstige plasseringer. Antallet mulige plasseringer av trafikklast og z- komponenten for vind, for to lastkombinasjoner, gir et høyt antall lastsituasjoner å kontrollere for. Dette er altfor tidkrevende å kontrollere samtlige manuelt. Derfor er det nødvendig å foreta innledende analyser for å kunne se tendensene og eventuelt utelukke noe på et tidlig stadium. I det følgende presenteres fremgangsmåten som er benyttet for å finne de dimensjonerende lastvirkningene for Lundevann bru. Trafikklastens posisjon i tverretning Trafikklastene skal plasseres i den mest ugunstige posisjonen både i tverretning og lengderetning [7]. Innledende undersøkelser viste at enkelte krefter i konstruksjonsdelene øker ved å plassere trafikklasten med maks eksentrisitet i tverretning. På bakgrunn av dette ble det modellert inn tre ulike lastbaner for trafikklasten i bruas lengderetning, se figur Lastbanene angir senter av de to lastfeltene med trafikklast. De eksentriske lastbanene er plassert så langt ut som mulig innenfor den tilgjengelige føringsbredden, med en eksentrisitet på 1,5 meter. Det vil i praksis si at kjøretøyet i det ytterste lastfeltet kjører helt inn mot rekkverket. 90

92 Definisjon av linje Eksentrisitet (m) Senterlinje 0 Eksentrisk sør (mot vannet) 1,5 Eksentrisk nord (mot skråning) 1,5 Tabell 6.3: Definerte lastbaner for trafikklast Figur 6.27: Definerte lastbaner i bruas lengderetning De tre definerte lastbanene antas å dekke de tre verste posisjonene for trafikklast i tverretning. Det forventes ikke at trafikklast mellom disse linjene vil resultere i betydelig høyere lastverdier for noen av konstruksjonselementene. Trafikklastens posisjon i lengderetning For trafikklastens posisjon i lengderetning er det foretatt tilsvarende undersøkelser. De to åpenbare posisjonene å undersøke er når trippelboggilasten er plassert midt i dekkespennet, samt når den står plassert rett over en tverrbærer. Med tanke på torsjon er det også interessant å kontrollere for tilfeller der trippelboggilastens posisjon trekkes helt inn mot opplegg på den ene siden av tverrbjelken. Dette vil gi mest mulig last på den ene siden, som igjen vil gi mer torsjon, da dekkenes opplegg er eksentrisk plassert på tverrbjelken. Disse tilfellene medfører at sentrum av trippelboggilasten plasseres i en avstand 1,3 meter fra dekkekant. Figur 6.28 illustrerer de undersøkte posisjonene til trafikklasten. De markerte kryssene angir posisjonen til senter av trippelboggilasten. I tabell 6.4 finnes definisjoner på posisjonene som er nummerert i figur Fra akse 2 til 8 er konstruksjonen tilnærmet identisk, slik at det er tilstrekkelig å kontrollere de 9 angitte posisjonene på ett sted. Akse 9 er imidlertid ulik de andre, og må også kontrolleres for de 9 angitte posisjonene. Totalt er det dermed 18 ulike lastposisjoner som har blitt kontrollert. 91

93 Figur 6.28: Undersøkte posisjoner for trafikklast i bruas lengderetning Definisjon av posisjon Posisjonsnummer Midt i dekkefelt, eksentrisk sør 1 Midt i dekkefelt, senterlinje 2 Midt i dekkefelt, eksentrisk nord 3 1,3 meter fra akse, eksentrisk sør 4 1,3 meter fra akse, senterlinje 5 1,3 meter fra akse, eksentrisk nord 6 Over akse, eksentrisk sør 7 Over akse, senterlinje 8 Over akse, eksentrisk nord 9 Tabell 6.4: Definerte lastposisjoner for trafikklast i lengderetning Analyse av vindlast Vindlasten kan virke med x-, og z- komponenten eller y-, og z- komponenten samtidig. Innledende analyser viser klart at det mest ugunstige for Lundevann bru er når x-, og z- komponenten virker samtidig. Dette er også forventet, da y- komponenten virker i bruas lengderetning, som har bærekonstruksjonen under veibanen. Det kontrolleres for de to tilfellene, vindlast uten samtidig virkende trafikklast, og vindlast med samtidig virkende trafikklast. De innledende analysene indikerer at det mest ugunstige tilfellet for dekkene er vindlast med samtidig virkende trafikklast. For underliggende konstruksjon er det vindlast med samtidig virkende trafikk som er mest ugunstig. X- komponenten virker konstant vinkelrett på sørsiden av brudekket. Z- komponenten kan virke både oppover og nedover, samt at den tillates å ha en eksentrisitet inntil b/4 fra senterlinjen, hvor b er bredden av brudekket. Denne eksentrisiteten tilsvarer 2,2 meter i denne oppgaven. Innledende analyser viser at det virker mest ugunstig når z- komponenten virker nedover, og følger eksentrisiteten til trafikklasten. Dette legges til grunn for videre analyser. 92

94 Analyse av temperaturlast Temperaturlasten har to ulike komponenter som skal tas høyde for. En jevnt fordelt temperaturandel som kan medføre både ekspansjon og kontraksjon av dekket, samt en lineært varierende temperaturandel som medfører bøyemoment i dekket. Disse to temperaturpåkjenningene kombineres i 8 ulike temperaturkombinasjoner, hvor den verste blir dimensjonerende. Prøveanalyser for temperaturlast viser svært høye lastvirkninger. Det fremkommer ikke klart hvordan Robot beregner temperaturlastene, men da forfatterne har stilt seg skeptisk til de høye lastvirkningene, er det valgt å utelate temperaturlast fra analysen. Men beregningen er gitt i vedlegg Deformasjonslaster Deformasjonslastene kryp og svinn lar seg ikke modellere i Robot. For dekkene vil kryp-, og svinnspenningene behandles manuelt som tap av forspenning, sammen med relaksasjon av spennstålet. Kryp og svinn i tverrbærer og peler antas neglisjerbart i denne sammenhengen. Forspenning Robot har kun innebygd en forenklet funksjon for påføring av forspenningskrefter i bjelkeelementer. Da det i denne oppgaven kun er forspenning i dekket, må denne behandles manuelt. I praksis vil dette si at forspenningen først introduseres under kapasitetskontrollen for dekket, etter at dimensjonerende lastvirkninger er fremkommet av analysen. Lastkombinasjoner Det er to ulike lastkombinasjoner det må kontrolleres for i henhold til Eurokoden [13], henholdsvis 6.10 a) og 6.10 b). Trafikklast bestemmes som dominerende variabel last, da vindlasten blir relativt liten på en konstruksjon som Lundevann bru. Dermed blir de undersøkte kombinasjonene med tilhørende lastfaktorer som vist i tabell 6.6. Lasttype 6.10 a) 6.10 b) Egenlast 1,35 Egenvekt + rekkverk 1,20 Egenvekt + rekkverk Vindlast 1,12 Vind m/ trafikk (x-, og z- retn.) 1,12 Vind m/ trafikk (x-, og z- retn.) Trafikklast 0,95 Trippelboggi-, bremse-, og sidelast 1,35 Trippelboggi-, bremse-, og sidelast Tabell 6.5: Oversikt over undersøkte lastkombinasjoner med tilhørende faktorer 93

95 6.3 Visuell inspeksjon Bakgrunn og formål Som en innledende del av prosessen med å kartlegge skadene på Lundevann bru har det blitt planlagt og gjennomført en visuell inspeksjon av de delene av brua som behandles i denne oppgaven. Hovedformålet med å utføre en visuell inspeksjon var å kartlegge de visuelle skadene på brua, herunder lokasjon, omfang og skadetype. Forfatternes tanke med å gjennomføre en egen visuell inspeksjon var at den skulle danne et solid grunnlag for planlegging og utførelse av en senere spesialinspeksjon, med uttak av materialprøver. En ytterligere motivasjonsfaktor for å gjennomføre en slik inspeksjon var å kunne tilegne seg forbedret oversikt over konstruksjonen på et tidlig stadium, samt øke «eierskapet» til både brua og prosjektet, ut over det som oppnås ved å studere rapporter og tegninger. Bakgrunnsmateriale for planleggingen av den visuelle inspeksjonen var bruas tegningsgrunnlag (vedlegg 12.4) og rapporter fra tidligere gjennomførte inspeksjoner. Informasjon og bilder fra disse dokumentene ble benyttet til å etablere en oversikt over skader som kunne forventes å finne på brua. I tillegg dannet disse dokumentene grunnlaget for etablering av et lokaliseringssystem som ble benyttet til oversiktlig skadedokumentasjon Fokusområde Fokuset for den visuelle inspeksjonen var å dokumentere det visuelle skadeomfanget på bruas bærende elementer innenfor den behandlede utstrekningen av Lundevann bru, i praksis alle akser som er fundamenterte med tverrbjelke og peler (akse 2-9). Følgelig ble det lagt vekt på bildedokumentasjon, samt en vurdering av skadetype og skadeårsak. Da denne oppgaven har fokus på bruas bærekapasitet, og skadenes mulige innvirkning på den, ble det ikke lagt vekt på å registrere alle skader av mer kosmetisk betydning, eller mindre skader som eksempelvis små riss Aksesystem I forkant av den visuelle inspeksjonen ble det etablert et aksesystem som delte brua inn i aksenummer, kronologisk stigende fra øst mot vest. Hvert aksenummer ble videre delt inn en østside og en vestside, primært for å kunne skille tverrbjelkenes sideflater. Videre ble himmelretningene sør og nord benyttet til å definere posisjoner i bruas tverretning. Figur 6.29 fremstiller aksesystemet som ble benyttet under den visuelle inspeksjonen. 94

96 Figur 6.29: Etablert aksesystem for Lundevann bru Inspeksjonsutstyr En visuell inspeksjon stiller ikke så store krav til utstyr som større inspeksjoner med uttak av materialprøver. Det er imidlertid noe utstyr som er nødvendige for en god og effektiv gjennomføring av en visuell inspeksjon. Av tabell 6.6 fremgår det inspeksjonsutstyret som ble benyttet under den visuelle inspeksjonen i forbindelse med denne oppgaven. Inspeksjonsutstyr Mobiltelefon med kamera Skrivesaker Rapporteringsskjema Lommelykt Brutegning med akseinndeling Skadekatalog (fra HB V441) Koder for skadegrad- og konsekvens (fra HB V441) Verneutstyr Neoprenhansker Gummistøvler Tabell 6.6: Utstyr benyttet under gjennomføring av visuell inspeksjon Utførelse av inspeksjon Den visuelle inspeksjonen ble utført , i forbindelse med det utførte forprosjektet til masteroppgaven [22]. Inspeksjonsforholdene var gode, og det var mulig å gjennomføre inspeksjonen tørrskodd på gummistøvler. Tilgjengeligheten til de elementene som skulle undersøkes var god, selv om dokumentasjon av eventuelle skader innenfor dekkenes opplegg på tverrbjelkene er vanskelig uten bruk av optisk spesialutstyr. Inspeksjon langs veibanen er også problematisk grunnet høy trafikk. Brua ble inspisert suksessivt fra landkaret i øst (mot Oslo) til starten av konsolldelen av brua (mot Arendal). Det utførte arbeidet i forbindelse med inspeksjonen innbefatter: Notering av skadenes posisjon Beskrivelse av skadene 95

97 Vurdering av skadegrad og konsekvens Vurdering av skadeårsak Bildedokumentasjon Tabell 6.7 fremstiller og beskriver fremgangsmåten som ble benyttet under gjennomføringen av den visuelle inspeksjonen. Utstyr Beskrivelse Utstyr Beskrivelse Utstyr Beskrivelse Utstyr Beskrivelse Utstyr Beskrivelse #1 Notere skadenes posisjon Skrivesaker, brutegning med akseinndeling og rapportskjema Hver skade tilskrives tilhørende akse, for eksempel akse 5 vest, slik at tilstrekkelig oversikt over skadene ivaretas for presentasjon og etterarbeid. #2 Beskrivelse av skadene Skrivesaker og rapportskjema Skadene beskrives ut fra det visuelle inntrykket. Både skadetype og omfang beskrives med egne ord. #3 Vurdere skadegrad og konsekvens Skrivesaker, rapportskjema og koder for skadegrad- og konsekvens Ut fra egne beskrivelser av skadene tilskrives skadene koder for skadegrad- og konsekvens i henhold til tabell (X) og (Y). #4 Vurdere skadeårsak Skrivesaker, rapportskjema og skadekatalog med eksempler på skadetyper Basert på eksempler i skadekatalog og egen kunnskap foretas det en vurdering av skadeårsaken til hver skade. #5 - Bildedokumentasjon Mobiltelefon med kamera Hver skade dokumenteres med ett eller flere bilder. I tillegg tas det oversiktsbilde for hver akse, slik at nærbildene kan ses i sammenheng med hele konstruksjonselementet. Tabell 6.7. Fremgangsmåten for gjennomført visuell inspeksjon Skadegrad Skadegrad angir hvor kritisk en skade er, samt hvor raskt den bør utbedres. Kodene for skadegrad som er benyttet i denne inspeksjonen tilsvarer de som benyttes av Statens vegvesen, i henhold til håndbok V441 for inspeksjon av bruer [8], og fremgår av tabell

98 Skadegrad Forklaring 1 Liten skade 2 Middels skade 3 Stor skade 4 Kritisk skade Tabell 6.8: Koder for vurdering av skadegrad [8] Skadekonsekvens Skadekonsekvens angir hvilke forhold som trues av skadene. Kodene for skadekonsekvens som er benyttet i denne inspeksjonen tilsvarer de som fremgår av inspeksjonshåndboken for bruer [8], og er gjengitt i tabell 6.9. Skadekonsekvens Forklaring B T V M Skade/mangel som truer bæreevnen Skade/mangel som truer trafikksikkerheten Skade/mangel som kan øke vedlikeholdskostnadene Skade/mangel som kan påvirke miljø/estetikk Tabell 6.9: Koder for vurdering av skadekonsekvens [8] 6.4 Spesialinspeksjon Historikk Stærk & Co. Det har vært utført flere materialundersøkelser i forbindelse med spesialinspeksjoner på Lundevann bru tidligere. De første materialprøvene som er dokumentert i BRUTUS ble utført av Stærk & Co. i forbindelse med en hovedinspeksjon i De analyserte betongstøvprøvene fra den inspeksjonen indikerte at flere av konstruksjonselementene på brua inneholdt store mengder klorider. De høyeste verdiene registrerte man for tverrbjelkene, hvor flere prøver indikerte sannsynlig korrosjon [18]. Allerede da var det åpenbart at det var klorider fra veisalt som primært hadde trengt inn i betongen. Det faktum at tverrbjelkene hadde de høyeste konsentrasjonene indikerte også at man hadde et problem med utette asfaltfuger. Som et tiltak for å hindre videre økning av kloridkonsentrasjoner i betongen, ble det ifølge registreringer i BRUTUS, lagt fuktmembran i brubanen i Dagfin Skaar A/S tverrbjelker 2010 Den andre materialundersøkelsen som er registrert i BRUTUS ble utført av Dagfin Skaar A/S i forbindelse med en spesialinspeksjon i Denne ble planlagt med fokus på tverrbjelkene, da det tidligere hadde blitt registrert høye kloridkonsentrasjoner i disse, og skulle gi svar på om tidligere utførte utbedringstiltak hadde bremset inntrengning av klorider i betongen. 97

99 Det ble kun tatt prøver på tverrbjelkene i akse 4,5 og 8, men disse ble undersøkt både i toppen av tverrsnittet, midten av tverrsnittet, og i bunnen av tverrsnittet. I tillegg ble det tatt prøver i underkant av tverrbjelkene. Konklusjonen man kunne trekke ut fra disse målingene, var at det er høyest kloridinnhold høyt på tverrbjelkene, og avtakende nedover på tverrsnittet. Øverst er armeringskorrosjon sannsynlig, mens den er neglisjerbar i underkant av tverrbjelkene. Generelt indikerte målingene fra inspeksjonen i 2010 noe lavere kloridkonsentrasjoner enn det man målte i Det opplyses om at det er usikkert om dette kan skyldes feil i målinger, eller at vedlikeholdstiltakene har fungert [18]. Dagfin Skaar A/S peler 2011 Dagfin Skaar A/S gjennomførte også en inspeksjon med materialprøver av en rekke peler i Inspeksjonen ble utført på grunn av tidligere prøve med høyt klorinnhold i en pel, og formålet med denne var å fremskaffe en oversikt over pelenes tilstand, både i ulike høyder på pelene, i bruas lengderetning, samt langs en felles akse i tverretning. Pelene ble analysert i tre forskjellige høyder, fra terrengnivå til pelens topp mot tverrbjelke. Peleprøvene viste litt høyere kloridkonsentrasjoner i toppen av pelene, men variasjonene var så små at de ikke ble tillagt stor betydning. Langs bruas lengderetning ble pelene mot bruas ytterkant i sør analysert fra akse 2-9. Alle disse prøvene indikerte sannsynlig eller sikker armeringskorrosjon. Kloridinnholdet var noe avtakende fra akse 7-9. Analyser langs en felles akse i tverretning viste at ytterkantpelene i nord og sør målte høye kloridinnhold, mens dette var sterkt avtakende innover mot pelene i midten. Dette ble også bekreftet av tre jordprøver som ble analysert i forbindelse med dette. Peleprøvene viste høyere kloridkonsentrasjon i sjiktet 0-25mm, enn for 25-50mm. Målinger av betongoverdekningen på pelene viste at hovedarmeringen lå i dybde ca. 35mm, og bøylene i dybde ca. 25mm. Følgelig ble det konkludert med at den kritiske kloridfronten ville nå hovedarmeringen innen kort tid, dersom ikke tiltak ble utført [18]. Dagfin Skaar A/S konklusjoner Konklusjonen i rapporten til Dagfin Skaar A/S er at det er behov for mekanisk reparasjon og utbedring av skadene for både tverrbjelker og peler. Det anbefales å iverksette et prøveprosjekt for tverrbærer på akse 5, for å teste ut den tekniske løsningen og praktiske utførelsen. Pelene anbefales utbedret innen kort tid. Årsaken til de høye kloridene i tverrbjelkene ble antatt å være veisalting, og at de høye konsentrasjonene primært har oppstått før det ble utført vedlikeholdstiltak, med tetting av fuger og lagt fuktmembran på dekket. Kloridene har blitt transportert ned via fugene, og blitt liggende på toppen av tverrbjelkene, og noe har blitt transportert videre nedover sideflatene. Det forholdsvis lave innholdet av klorider i underkant av tverrbjelkene tilskrives diffusjon fra fordamping i jordmassene under brua. Kloridinnhold i betong kan også komme fra kloridholdig tilslag, men de store variasjonene langs bjelketverrsnittet indikerte at veisalting er den mest sannsynlige skadeårsaken [18]. 98

100 6.4.1 Bakgrunn og formål I tilknytning til denne oppgaven ble det besluttet å utføre en ny spesialinspeksjon med uttak av nye betongprøver, samt målinger av overdekning, korrosjonsgrad og karbonatisering. Formålet med å gjennomføre en ny spesialinspeksjon var å fremskaffe ny informasjon vedrørende det nåværende skadeomfanget på Lundevann bru. Gjennomføring av en ny inspeksjon styrker også datagrunnlaget betydelig, og bedrer forutsetningene for å kunne se tendenser, og eventuelt trekke slutninger. En ytterligere faktor som taler for gjennomføringen av en ny spesialinspeksjon er muligheten for å tilpasse de inspiserte områdene til kjerneproblematikken i denne oppgaven, nemlig bruas bærekapasitet. Den nye spesialinspeksjonen er planlagt med utgangspunkt i egen visuell inspeksjon, samt resultater og konklusjoner fra de tidligere inspeksjonene, som er gjennomførte av henholdsvis Stærk & Co. og Dagfin Skaar A/S Fokusområde De tidligere spesialinspeksjonene har blitt gjennomførte med fokus på å fremskaffe informasjon som kartlegger skader og skadeårsak, hvilke konstruksjonselementer som er mest skadet, og hvor på disse kloridkonsentrasjonene har vært høyest. Spesialinspeksjonen i forbindelse med gjennomføringen av denne oppgaven er gjennomført med fokus på de områdene på konstruksjonselementene hvor omfattende skader er mest kritisk, med tanke på bruas bæreevne. Utvalget av prøvepunkter følgelig tydelig influert av statikkvurderinger, visuelt skadde områder, samt høye kloridmålinger fra tidligere inspeksjoner. Øvre del av tverrbjelker, og spesielt i vertikalsnittene over peler, er et typisk område som har blitt kontrollert under spesialinspeksjonen. Disse områdene utsettes for betydelige støttemomenter og skjærkrefter, slik at skader på strekk- og bøylearmering kan bli kritisk. Disse områdene fremstod også mest skadet under den visuelle inspeksjonen. Basert på visuell inspeksjon og tidligere materialprøver har områdene lavt på tverrbjelkene fremstått betydelig mindre skadet. Noen prøver har imidlertid blitt tatt i disse områdene, der det visuelt kan fremsettes mistanke på grunn av rustflekker og mindre riss. Andre kontrollerte områder er nær opplegg for kantbjelkene i dekket, da noen av de har store visuelle skader i disse områdene. I tillegg har rammekonstruksjonen ved akse 9 blitt kontrollert lavt på tverrbjelken, og ved overgangen til søylen. Dette for å vurdere skadeomfanget i de områdene med henholdsvis høyest felt- og hjørnemoment. Flere av de mest skadede pelene i bruas ytterkanter har blitt kontrollert. I tillegg har noen prøver blitt tatt i nærheten av tidligere prøver, for å muliggjøre sammenligning av målt kloridinnhold. Dette danner bedre grunnlag for å kunne si noe om utviklingen av kloridinnholdet i bruas betongelementer. 99

101 6.4.3 Lokaliseringssystem I forkant av inspeksjonen ble det etablert et lokaliseringssystem for kartlegging av prøvepunktene. Et godt lokaliseringssystem medfører god struktur på planlegging og utførelse av inspeksjonen. Det forenkler i tillegg etterarbeidet og presentasjonen av resultatene, samt at det muliggjør sporing av disse for andre aktører i ettertid. Lokaliseringssystemet for denne inspeksjonen baserer seg på aksenummerering og himmelretninger. Aksenumrene og himmelretningene angir orientering globalt på brukonstruksjonen, og inndelingen fremgår av figur Hver akse har to inspiserte sider, henholdsvis øst og vest. Tverrbjelker Figur 6.30: Grunnrisset av Lundevann bru, inndelt i hovedakser og himmelretninger For å angi posisjonen langs en tverrbjelke, er det opprettet et lokalt xy- system, i henhold til figur X-, og y- koordinatene angis i meter fra det definerte nullpunktet. Peler Figur 6.31: Lokalt aksesystem for posisjon langs tverrbjelkene Pelene nummereres fra sør mot nord, slik at pelen som ligger lengst sør kalles PS1, og deretter økende nummerering helt til PS6, som tilsvarer pelen lengst nord. Høyden av pelene inndeles generelt sett i 3 ulike høyder, med stigende høyde fra terrengoverflaten. Prøver nær terreng gis høyde H1, prøver på midten av pelene gis H2, og prøver nær tverrbærer gis H3. Figur 6.32 illustrerer inndelingen. 100

102 Figur 6.32: Høydeinndeling for posisjoner langs pelene Dekkebjelker For kantbjelkene i dekket opereres det med en avstand X meter i fra opplegg. Figur 6.33 illustrerer dette. Prøvene er tatt ut i bjelkenes underflens. Figur 6.33: Lokalisering av posisjoner langs kantbjelker i dekkene 101

103 6.4.4 Inspeksjonsutstyr For å kunne gjennomføre spesialinspeksjonen må det fremskaffes en del inspeksjons- og verneutstyr. Bil og strømaggregat måtte leies av eksterne bedrifter, verneutstyr ble lånt av SVV, og øvrig utstyr ble lånt av Stærk & Co. v/ Jan Lindland. Tabell 6.10 gir oversikt over utstyret som har blitt benyttet under utførelsen av feltarbeidet. Inspeksjonsutstyr Verneutstyr Bensinaggregat (2kW) Ekstra drivstoffkanne Skjøteledning Borhammer med batteri (5,0 Ah) Trakt Oppsamlingsposer Slagdrill (1100W) Betongbor (Ø18mm) Flatmeisel til slagdrill Overdekningsmåler (profometer) Fenolftaleinløsning Skyvelære Målebånd Tommestokk Hammer Rengjøringsbørste Kritt Vannfast tusj Rapportskjema Armeringstegninger Mobiltelefon med kamera Hjelm Hørselvern Vernebriller Støvmaske Neoprenhansker Vadebukser Tabell 6.10: Oversikt over benyttet utstyr ved utførelse av feltarbeid Figur 6.34: Benyttet aggregat, borhammer og slagdrill 102

104 6.4.5 Utførelse av inspeksjon Spesialinspeksjonen ble utført av forfatterne selv, over en periode på 4 dager, fra mars. Inspeksjonsforholdene var gode, til tross for en del vann enkelte steder under brua, som krevde bruk av vadebukser. I det følgende oppgis det utførte inspeksjonsarbeidet kronologisk, i korte trekk: Måling av overdekning med profometer, utstrekning ca. 1m 2 rundt prøveområde Uttak av borestøv i to ulike dybdesjikt, henholdsvis 0-25mm og 25-50mm Utmeisling av prøveområder Måling av overdekning med skyvelære, etter utmeisling Måling av armeringsdiameter Vurdering av korrosjonsgrad på frilagt armering Måling av karbonatiseringsdybde Bildedokumentasjon Registrering i inspeksjonsskjema Tabell 6.11 gjengir inspeksjonsprosedyren mer utfyllende. Samtlige registreringsskjema og bildedokumentasjon fremgår av vedlegg (12.18). Utstyr Beskrivelse #1 - Måling av overdekning Profometer, kritt og tommestokk Overdekningen måles over et område på ca. 1 m 2 rundt planlagt prøvepunkt. Først kartlegges bøylene. Overdekning og bøylenes posisjon merkes av med kritt. Deretter kartlegges hovedarmeringen i området rundt planlagt prøvepunkt, og posisjonen merkes av med kritt. Minste-, største- og middelverdi for overdekning i mm. til bøyler registreres i rapportskjema. Figur 6.35: Måling av overdekning med profometer 103

105 Utstyr Beskrivelse #2 - Uttak av borestøv Borhammer, betongbor (Ø18mm), trakt og oppsamlingsposer Tre borepunkter merkes av i et trekantmønster i nærheten av armeringen. Dybdene 25mm og 50mm merkes av med vannfast tusj på boret. Trakt med oppsamlingspose holdes under boret, og det bores først tre hull inn til 25 mm dybde. Bytter pose og borer deretter hullene inn til 50mm. Posene med borestøv merkes og lagres tørt. Figur 6.36: Uttak av borestøv Utstyr Beskrivelse #3 - Utmeisling av prøveområder Aggregat, skjøteledning, slagdrill og flatmeisel Området rundt prøvehullene meisles opp, og bøylearmeringen frilegges helt. Meisler helt inn til hovedarmering, dersom den krysser bøylen i det aktuelle området, slik at den blir delvis frilagt. Betongen rengjøres i utmeislet område. Figur 6.37: Meisling av prøveområde 104

106 Utstyr Beskrivelse Utstyr Beskrivelse Utstyr Beskrivelse #4 - Måling av overdekning etter opphugging Tommestokk og skyvelære Tommestokk legges over utmeislet område, og skyvelære føres inn mot frilagt bøylearmering. Betongens overdekning måles av i mm. Tommestokkens tykkelse på 3mm trekkes fra. Resultatet noteres i rapportskjema. #5 - Måling av armeringsdiameter og vurdere korrosjonsgrad Skyvelære Måler diameter på bøylearmering, samt lengdearmering der det er mulig. Vurderer så korrosjonsgraden på armeringen, og noterer i rapporteringsskjema. #6 - Måling av karbonatiseringsdybde Fenolftaleinløsning og skyvelære Spruter fenolftaleinløsning på litt av betongen i utmeislet område, og måler karbonatiseringsdybden med skyvelære. Resultatet noteres i rapportskjema. Figur 6.38: Karbonatiseringstest med fenolftaleinløsning Tabell 6.11: Oversikt over gjennomføringen av spesialinspeksjonen Måling av kloridinnhold i borestøv For måling av kloridinnholdet i betongprøvene fra spesialinspeksjonen tilknyttet denne oppgaven har det blitt benyttet to ulike analysemetoder. I utgangspunktet var det bestemt at betongprøvene skulle analyseres ved hjelp av en metode med ioneselektiv elektrode (ISE), da denne metoden var tilpasset det tilgjengelige utstyret på laboratoriet ved UiA. Da denne metoden viste seg å gi inkonsistente resultater, ble det innført en ytterligere metode i kraft av Rapid Chloride Test (RCT). I dette kapittelet presenteres gjennomføringen av ISE og RCT, i tillegg til en sammenligning av de to analysemetodene. 105

107 6.5.1 Ioneselektiv elektrode (ISE) Metodeteori Prosedyreark for ISE- metoden finnes i vedlegg (12.5). Prinsipp Ioneselektiv elektrode, heretter kalt ISE, er en elektrokjemisk metode som kan benyttes for bestemmelse av kloridinnhold i betong. Et ph- meter som kan måle spenning i mv kobles opp til to elektroder. Den ene er en referanseelektrode med en sølvstrimmel (Ag) som står i sølvkloridløsning (AgCl). Undersiden av referanseelektroden har en membran som fungerer som en ionebytter. Den andre elektroden er den ioneselektive elektroden, som måler kloridionene via undersiden av elektroden. Når referanseelektroden og den ioneselektive elektroden settes ned i løsningen man ønsker å måle, vil det oppstå en lukket krets, og det oppstår et spenningspotensial når konsentrasjonen av kloridioner i den undersøkte løsningen er forskjellig fra konsentrasjonen i referanseelektroden. Den målte spenningen avhenger følgelig av konsentrasjonen av ioner i analysevæsken. Lave spenningsverdier indikerer høyt kloridinnhold, og omvendt. Det målte spenningspotensialet kan plottes mot en logaritmisk skala som representerer kloridinnhold i % av betongvekt. Ved å benytte regresjon over en standardkurve av standardløsninger, med kjent kloridinnhold, vil man kunne finne kloridinnholdet i den målte prøven via funksjonen til standardkurvens regresjonslinje. Utstyr Måle-/blandeutstyr Kjemikalier Voltmeter som måler mv Elektroder (referanse- og måle) Digital vekt (minst to desimaler) Målekolber Blandekolbe (2000mL) Måledispenser (0-10mL) 4 små glass med lokk Spatel Termometer Destillert vann (de- ionisert) KCl (kaliumklorid, minst 99,5 % renhet, molmasse 74,5513 g/l, tørket ved 105 C i 2 timer) KNO 3 (kaliumnitrat, minst 99,5 % renhet, molmasse 101,1032 g/l) 10 % KNO 3 (fortynnet salpetersyre) Tillaging av standardløsninger Tabell 6.12: Nødvendig utstyr for gjennomføring av ISE- metoden Før prosessen starter settes alle kjemikalier og nødvendig utstyr frem. Kaliumkloridet må tørkes i varmeskap i 2 timer, slik at dette må påregnes i forkant. Deretter forløper fremgangsmåten som følger: Først blandes 4 standardløsninger med kjent kloridinnhold på henholdsvis 0,50-, 0,05-, 0,02-, og 0,005 % av betongvekt. Dette utføres etter følgende prosedyre: 106

108 1. Måler opp 1,00 liter destillert vann i en målekolbe (1000mL) 2. Tilsetter 101,1 gram KNO3 (kaliumnitrat) i 1,00 liter destillert vann, og får en 1,0 M KNO3- løsning, heretter kalt TISAB- løsning (total ionic strength adjustment buffer) 3. Løser gram KCl (kaliumklorid) i 1,00 liter TISAB- løsning, og får da en kloridstamløsning med 5,00 g/l kloridioner. Dette tilsvarer kloridinnhold lik 0,50 % av betongvekt. 4. Videre lages fire ulike klorid- standardløsninger, som er dimensjonerte slik at angitt gram/liter i standardene tilsvarer direkte %- andel klorider i den analyserte prøven, dersom 2,00 gram betongstøv blir behandlet med 20 ml 10% HNO3 (salpetersyre): o 0,50 % standardløsning stamløsningen med 5,00 g/l kloridioner benyttes ufortynnet o 0,05 % standardløsning stamløsningen med 5,00 g/l kloridioner tynnes ut til 1/10 med TISAB- løsning (eksempelvis kan 25 ml stamløsning fortynnes til et totalvolum på 250 ml) o 0,02 % standardløsning bruker standardløsningen med 0,05 % og fortynner den til 4/10 med TISAB (eksempelvis kan 40 ml 0,05 %- løsning fortynnes til et totalvolum på 100 ml) o 0,005 % standardløsning bruker standardløsningen med 0,05 % og fortynner den til 1/10 med TISAB (eksempelvis kan 10 ml 0,05 % standardløsning fortynnes til et totalvolum på 100 ml) 5. Avslutningsvis tillages også syreløsningen som skal blandes med betongstøvet. 62 % HNO 3 fortynnes til en løsning med 10 % HNO 3. Syren fortynnes med destillert vann. Blanding av betongprøver For hver betongprøve som skal analyseres veies det opp 2,00 gram betongstøv, som overføres til et lite målebeger. Deretter tilsettes betongstøvet 20 ml 10 % salpetersyre, gjerne ved bruk av en måledispenser, for effektiv tilsetting av riktig volum. Blandingen røres rundt, slik at det blir en homogen væske, og står minutter før de måles. Etablering av standardkurve Figur 6.39: Betongprøver ferdig blandet for ISE- målinger Før målingen av betongprøvene starter bør det foretas målinger av standardløsninger, og etableres en standardkurve som skal benyttes til å beregne kloridinnholdet i de målte betongprøvene. Dette kan gjøres i Excel eller lignende programvare. 107

109 Ved å la aksen med spenningsverdier være lineær og aksen med kloridinnhold i % av betongvekt være logaritmisk, kan man plotte standardkurven mellom de registrerte punktmålingene fra standardløsningene. Standardkurvene skal være mest mulig lineære for å oppnå gode konsistente resultater. Basert på funksjonen for regresjonslinjen til standardkurven kan deretter kloridinnholdet i de målte betongprøvene beregnes. For standardløsningen er det oppgitt forventede spenningstall ved væsketemperatur på C: 0,50 % mv 0,05 % mv 0,02 % mv 0,005 % mv Da temperaturen kan forandre seg underveis i prøvemålingen, vil det være nyttig å etablere en ny standardkurve med jevne mellomrom, minimum annenhver time. Måling av betongprøvene Før måling av betongprøvene starter bør elektrodene stå inntil en time i standardløsningen med 0,05 % kloridinnhold. Det er viktig at temperaturen på standardløsningene og prøveløsningene er lik. Væsketemperaturen innvirker på målingen av spenningene, og resultatene vil få betydelig avvik dersom den er varierende mellom standardløsninger og betongprøver. Hvilken temperatur målingene foretas på er ikke av stor betydning, men bør holdes i romtemperatur. Selve målingen av en betongprøve utføres ved å senke begge elektrodene ned i prøven, og lese av spenningen på voltmeteret etter at systemet har sluttet å drifte. Målingene foretas suksessivt, og de avleste spenningene føres inn i Excel- arket. Elektrodene må rengjøres med destillert vann mellom hver prøvemåling, for å unngå forurensing fra en prøve til en annen. Kloridinnholdet i prøvene beregnes til slutt, som tidligere forklart. Mulige feilkilder I henhold til beskrevet prosedyre er det noen potensielle feilkilder som peker seg ut: Nøyaktigheten reduseres for økende kloridinnhold Ulik temperatur på standardløsninger og betongprøver vil gi avvik Feilblanding av standardløsninger Bakgrunn for valg av metode ISE- metoden ble valgt til å analysere kloridinnholdet i betongprøvene etter anbefalinger fra kyndig personell internt ved UiA, da den var gjennomførbar på det eksisterende utstyret i skolens laboratorium, og ble hevdet å gi resultatpresisjon på høyde med andre velkjente analysemetoder. ISE- metoden var inntil da ukjent for forfatterne, men det var lett å se likhetstrekk med mer kjente metoder, som eksempelvis RCT. I forbindelse med forprosjektet til masteroppgaven ble det utført målinger etter ISE- metoden på betongstøv som ble pusset av en kjerneprøve fra en kloridholdig betongblokk. Etter å ha skiftet ut membrandelen på referanseelektroden viste målingene troverdige 108

110 resultater. Det ble imidlertid ikke foretatt målinger av referansestøv med kjent kloridinnhold under dette forsøket. ISE- metoden har blitt benyttet i forbindelse med avsluttende oppgaver ved UiA tidligere, og med all informasjon i hånd, og tilsynelatende gode resultater på testforsøket i forprosjektet, ble denne metoden vurdert som god til formålet i denne oppgaven. Gjennomføring av ISE Beskrivelse #1 Blanding av standardløsninger Nye standardløsninger med kjent kloridinnhold i % av betongvekt ble blandet etter prosedyre som angitt i metodeteorien. Før tillagingen av standardløsningene ble kaliumkloridet tørket i varmeskap ved 105 C i 2 timer, for å unngå interferens av potensiell fuktighet i løsningene. Figur 6.40: Kjemikalier til bruk i ISE- metoden Beskrivelse #2 Klargjøring av måleutstyr Referanseelektroden og ISE- elektroden ble koblet opp til voltmeteret, som videre ble skrudd på mv. Elektrodene ble renset med destillert vann, og satt i standardløsningen med 0,05 % kloridinnhold i 15 minutter. Termometer ble plassert i standardløsningen for måling av temperatur. Figur 6.41: Klargjøring av måleutstyr for ISE- metoden 109

111 Beskrivelse #3 Etablering av standardkurve Standardløsningene ble målt suksessivt, og ført inn i et Excel- ark, hvor det ble etablert et semi-logaritmisk ark med kloridkonsentrasjon i % av betongvekt på den logaritmiske aksen (vannrett), og spenning i mv på den lineære aksen (loddrett). Målingsverdiene til standardløsningene utgjorde dermed en standardkurve, som er punkter forbundet med rette linjer. Denne kurven skal være mest mulig lineær, dersom kloridinnholdet i de kjente standardløsningene er forholdsmessig riktig blandet. I tillegg til standardkurven ble det lagt til en regresjonslinje, med tilhørende funksjon. Denne linjen er en snittlinje mellom de målte verdiene for standardløsningene. Hensikten med dette er å benytte den til å kalkulere kloridinnholdet automatisk, via regresjonsligningen. Figur 6.42 viser to opptegnede kalibreringskurver med tilhørende regresjonslinjer- og funksjoner. En regresjonslinje er mer lineær jo nærmere R 2 = 1. E Figur 6.42: etablerte standardkurver for ISE- metoden Spenningsmålinger av standardløsningene som danner standardkurvene 110

112 Beskrivelse #4 - Blanding av betongprøver Betongprøvene ble veid opp til 2,00 gram, og overført til målebeger (100mL). Prøvene ble merket med prøvenummer og tilsatt 20mL 10 % salpetersyre. Prøvene ble blandet til en homogen væske, og ble stående i noen minutter før måling. Det ble blandet to prøver for hvert prøvenummer, for å få to verdier å sammenligne. Figur 6.43: Veiing av betongstøv til ISE- målinger Beskrivelse #5 Måling av betongprøver Temperaturen i prøvevæskene ble kontrollert og tilpasset temperaturen i standardløsningene. Da temperaturen i betongprøvene stemte overens med temperaturen i kalibreringsvæskene, ble betongprøvene suksessivt målt med den ioneselektive elektroden, og spenningene på voltmeteret ble lest av og ført inn i Excel-arket. Elektrodene ble nøye rengjort med destillert vann mellom hver prøvemåling. Figur 6.44: Registrering av målte spenninger i Excel for ISE- metoden Beskrivelse #6 Beregning av kloridinnhold For beregning av kloridinnholdet i de målte betongprøvene ble funksjonen til regresjonslinjen benyttet. En mellomregning av ln-verdien i ligningen ble foretatt, før eksponentialfunksjonen av denne ble regnet ut, og ga prøvenes kloridinnhold i % av betongvekt. 111

113 Y = -23,03ln(x) + 72,725 Figur 6.45: Beregning av kloridinnhold i målte prøver etter ISE- metoden Beskrivelse #8 - Midling av kloridinnhold Resultatene fra de to målte parallelle prøvene ble til slutt midlet til et endelig resultat. Figur 6.46: Midlet kloridinnhold fra ISE- målinger Tabell 6.13: Prosedyre for gjennomføringen av ISE-målinger Rapid Chloride Test (RCT) Metodeteori Rapid Chloride Test (RCT) er en metode som brukes for å bestemme det totale kloridinnhold i betong. Metoden kan utføres som en hurtig feltundersøkelse med RCT-koffert eller som laboratorieundersøkelse. Prinsipp og fremgangsmåte Ved bruk av RCT-metoden skal det bores ut 20 gram betongstøv fra ønsket område og prøven skal være helt tørr. For selve kloridmålingen skal det tas ut en representativ porsjon på 1,5 gram av det utborede betongstøvet. Det er viktig at betongstøvet på 1,5 gram blir nøyaktig oppmålt med en presis vekt. Etter veiing tilsettes betongstøvet i ferdigblandede flasker med oppløsningsvæske/reagensvæske. Prøvene blandes og ristes i fem minutter. Oppløsningsvæsken er konstruert for å fjerne forstyrrende ioner, eksempelvis sulfidioner, og trekker ut kloridioner fra betongstøvet til prøveløsningen. Løsningen legges til side i minst 5 minutter etter blanding, før den måles med den kloridselektive elektroden [24]. Fire kalibreringsvæsker med kjent kloridinnhold på henholdsvis 0,500-, 0,050-, 0,020-, og 0,005 % kloridinnhold måles for å lage elektrodens kalibreringskurve. Ved måling av kalibreringsvæsker skal elektroden spyles med destillert eller ionebyttet vann mellom hvert kalibreringsnivå. Deretter tegnes 112

114 kalibreringskurven opp etter avlest spenning og tilhørende kloridkonsentrasjon, som plottes i diagrammet på arbeidsskjemaet. For å korrigere for eventuell drift og temperaturendring i løpet av målingene skal elektrodens standard kalibreringskurve bestemmes på nytt etter ca. 20 prøver. Temperatur på stedet, kalibreringsvæsker og oppløsningsvæske med blandet betongstøv skal måles, og holdes konstant likt under hele målserien [24]. Når temperaturen på løsningen er lik temperaturen på kalibreringsvæskene senkes den kloridselektive elektroden ned i oppløsningen med betongstøv, for å bestemme mengden av kloridioner i prøven, uttrykt som prosent av betongvekten. Når avlesningen på voltmeteret er stabil kan verdien avleses og plottes på kalibreringskurven. Deretter kan kloridinnholdet leses av kurven i masseprosent av betongvekt. Lave avlesningsverdier fra voltmeteret vil gi høye kloridinnhold og høye avlesningsverdier vil gi lavt kloridinnhold. Lave avlesningsverdier på voltmeteret stabiliserer seg nesten umiddelbart, mens det for høye avlesningsverdier kan gå opptil 2 min før avlesningen er stabil [24]. Utstyr RCT- utstyr Millivoltmeter Kloridselektiv elektrode Flasker med oppløsningsvæske Kalibreringsvæsker Kalibreringsutstyr Flasker og beger Arbeidsskjema med enkeltlogaritmisk diagram Vekt med minimum nøyaktighet 0,1 gram Termometer Figur 6.47: Nødvendig utstyr for RCT- målinger [24] Mulige feilkilder De oppgitte feilkildene ved utførelse av RCT- målinger er som følger, i henhold til Håndbok R210 [24]: Nøyaktigheten reduseres for økende kloridinnhold Kalibreringsvæsker forringes og kan forurenses, og kan medføre kalibreringsproblemer Temperaturendringer forskyver kurven Resultatene blir mer nøyaktige hvis de står utover de oppgitte 5 minuttene Unøyaktig tegning og avlesning av kalibreringskurve Uregelmessig prøvetaking og behandling av prøver Forringelse av oppløsningsvæsker 113

115 Nøyaktighet I henhold til Håndbok R210 [24] kan resultatene som oppnås ved RCT-metoden avvike fra det faktiske kloridinnholdet i betongen, og for mer nøyaktig kloridinnhold må det brukes andre metoder. I håndboken er det ikke oppgitt begrunnelser for dette eller angitt noen form for sammenlignings med andre metoder. Germann Instruments, som leverer RCT- utstyr, hevder- ikke overraskende- at RCT-metoden er en nøyaktig metode for å bestemme kloridinnhold i betong. De henviser til en rekke sammenligninger av resultater fra RCT- metoden mot resultater fra metoder utført ved hjelp av potensiometrisk titrering, som er ansett som en svært presis metode for nøyaktig vurdering av kloridinnhold i betong [25]. I et tilfelle produserte Swedish National Testing Institute betongstøv med kjente innhold av kloridioner som har blitt ført inn i betongen ved hjelpe av diffusjon. Det ble utført parallell testing med en potensiometrisk titreringsmetode (AASHTO T 260), og med RCT-metoden. Ved RCT-metoden ble avlesninger tatt etter at betongstøvene ble oppbevart i oppløsningsvæsken over natten for å oppnå fullstendig ekstraksjon av syreoppløselige klorider [25]. Resultatene viste at nøyaktigheten i RCT- metoden sammenlignet med den kjente mengden av klorider, er like god som den med AASHTO T260 potensiometrisk titrering metoden. Gjennomsnittlig avvik for resultatene fra AASHTO T 260 for betongstøv med kjente mengde av klorider ble på ±4 %. Variasjonskoeffisienten av testresultater for gjentatt testing med RCT-metoden på samme betongstøv ble i gjennomsnitt 5% [25]. Figur 6.48: Resultatene fra sammenligningen av AASHTO T 260 og RCT [25] Bakgrunn for valg av metode Kloridmålingene etter ISE- metoden ga svært lave og inkonsistente resultater, og omfattende feilsøking ved metoden førte ikke frem. Forfatternes vurdering var at resultatene fra ISE- metoden ikke var brukbare, og at nye målinger måtte gjennomføres etter en alternativ metode. Løsningen ble å utføre nye kloridmålinger på de samme betongstøvprøvene ved hjelp av RCTmetoden. Denne metoden er velprøvd og standardisert i betydelig større grad enn den benyttede ISE- metoden. Forventningen var at de ferdig blandede kalibrerings- og reagensvæskene for RCT ville øke sannsynligheten for å oppnå kloridmålinger med betydelig økt grad av reliabilitet. 114

116 Fravik fra metodeteori I henhold til metodeteorien for RCT- metoden vil normal praksis vil være å tegne opp kurvene, gjerne manuelt på et ark, for deretter å lese kloridinnholdet direkte av disse, via spenningsaksen. En slik manuell avlesning på en logaritmisk akse fører med seg økt sannsynlighet for feil, da linjene på logaritmiske akser står veldig tett, slik figur 6.49 illustrerer. Både opptegning av kalibreringskurver og avlesning på et slikt skjema vil, etter forfatternes mening, øke sannsynligheten for både tilfeldige- og systematiske feil. Figur 6.49: Manuelt kalibreringsskjema for RCT- målinger [23] I denne oppgaven ble det besluttet å utføre kalibrering, avlesning og beregninger digitalt i Excel. Hensikten med å digitalisere denne prosessen er å begrense sannsynligheten for tidligere omtalte feil, og dermed øke måleresultatenes reliabilitet. Dette begrunnes med den økte presisjonen som oppnås ved omregning via en digitaliserte kurver. Generelt gjelder det at presisjonen på det avleste kloridinnholdet avtar med økende konsentrasjon. Årsaken til dette er at man leser av en semi-logaritmisk skala, hvor kloridkonsentrasjonen ligger på den logaritmiske aksen. Dette innebærer at små spenningsendringer kan medføre store forskjeller når kloridinnholdet blir høyt. Figur (6.50 og 6.51) illustrerer hvordan presisjonen avtar for høyere kloridkonsentrasjoner. 115

117 Figur 6.50: Presisjon ved høye kloridkonsentrasjoner Figur 6.51: Presisjon ved lave kloridkonsentrasjoner Den manuelle tilnærmingen innebærer avlesning av kloridinnholdet direkte fra kalibreringskurven, noe som ikke gjelder for den digitale tilnærmingen. Når kalibreringskurven plottes digitalt, beregnes kloridinnholdet ved hjelp av regresjon. I praksis vil dette si at kloridinnholdet regnes ut fra funksjonen til kalibreringskurvens regresjonslinje. Bruk av regresjon over kalibreringskurvene har blitt vurdert som et godt alternativ, i og med at regresjonslinjen er tilnærmet lineær i det intervallet hvor kloridinnholdet i de aktuelle betongprøvene ligger. Det skal nevnes at kurven er litt mindre lineær for lave kloridkonsentrasjoner, men her er også variasjonene i kloridinnhold vesentlig mindre for ulike verdier i mv, slik at dette kan betraktes som ubetydelig. En annen fordel med å bruke regresjon synes å være at den utjevner feil som kan oppstå dersom en kalibreringsvæske har blitt forurenset. Resultatet av slike forurensinger vil kunne være at et punkt på kalibreringskurven forskyves, slik at den målte kalibreringskurven får utilsiktede avbøyninger. Dette 116

118 vil gi muligheter for betydelige feil ved avlesning rett fra kurven i dette området. Regresjonslinjen vil imidlertid ikke flytte seg i like stor grad, og vil bidra til å opprettholde presisjonen på resultatene i dette området av kurven. Det presiseres at dette ikke gjelder for svært forurensede kalibreringsvæsker. Dette vil gi kalibreringskurver som er svært upresise, uansett hvordan man leser av og beregner kloridinnholdet. Gjennomføring av RCT I det følgende presenteres den benyttede fremgangsmåten ved utførelse av RCT-målinger av kloridinnholdet, i kronologisk rekkefølge. Beskrivelse Beskrivelse #1 - Klargjøring av elektrode Elektroden ble fylt opp med elektrodevæske, og flaten på undersiden av elektroden pusset forsiktig med tørkepapir. Avslutningsvis ble elektroden spylt med destillert vann, før den ble koblet opp til voltmeteret. #2 - Etablering av kalibreringskurve Kalibreringsvæskene ble målt og ført inn i et Excel- ark, hvor det ble etablert et semi-logaritmisk ark med kloridkonsentrasjon i % av betongvekt på den logaritmiske aksen (vannrett), og spenning i mv på den loddrette aksen. Målingsverdiene til kalibreringsvæskene utgjorde dermed en kalibreringskurve, som er punkter forbundet med rette linjer. Denne kurven skal være mest mulig lineær, men har ofte noen svake avbøyninger for lavere kloridkonsentrasjoner. I tillegg til kalibreringskurven ble det lagt til en regresjonslinje, med tilhørende funksjon. Denne linjen er en snittlinje mellom de målte kalibreringspunktene. Hensikten med dette var å benytte den til å kalkulere kloridinnholdet automatisk, via regresjonslinjens funksjon. Figur 6.52 viser to opptegnede kalibreringskurver med tilhørende regresjonslinjer- og funksjoner. En regresjonslinje er mer lineær jo nærmere R 2 =

119 Figur 6.52: Kalibreringskurver for RCT-metoden Beskrivelse #3 - Blanding av prøver De første 25 prøveflaskene med ferdig reagensvæske ble nummererte med prøvenummer, og oppbevart i et prøvebrett. 1,50 gram betongstøv ble veid opp for hver prøve, og overført til sine respektive prøveflasker. Hver prøve ble ristet godt i 2-3 minutter før de ble satt tilbake i prøvebrettet. Prøvene ble avkjølt litt i kjøleskap, da temperaturutviklingen etter blanding av betongstøv og reagensvæske var betydelig, med væsketemperaturer opp mot 30 C. Figur 6.53 Klargjøring av betongprøver til RCT Figur 6.54: Veiing av betongstøv til RCT 118

120 Beskrivelse #4 - Kalibrering før måling av betongprøver Nye målinger av kalibreringsvæskene ble foretatt før målingene av betongprøvene startet. Den nye kalibreringskurven ble etablert, og temperaturen i kalibreringsvæskene notert. Figur 6.55: Kalibreringsverdier for RCT i Excel Figur 6.56: Kalibreringsvæsker til RCT-metoden Beskrivelse #5 - Måling av betongprøver Da temperaturen i betongprøvene stemte overens med temperaturen i kalibreringsvæskene, ble betongprøvene suksessivt målt med den kloridselektive elektroden, og spenningene på voltmeteret ble lest av og ført inn i Excel-arket. 119

121 Figur 6.57: Spenningsmålinger for RCT i Excel Figur 6.58: Måling av betongprøver ved RCT Beskrivelse #6 - Beregninger av kloridinnhold For beregning av kloridinnholdet i de målte betongprøvene ble funksjonen til regresjonslinjen benyttet. En mellomregning av ln-verdien i ligningen ble foretatt, før eksponentialfunksjonen av denne ble regnet ut, og ga prøvenes kloridinnhold i % av betongvekt. Y = -23,14ln(x) 17,814 Figur 6.59: Beregninger av kloridinnhold for RCT i Excel Beskrivelse #7 - Kalibrering etter måling av betongprøver Etter målingen av betongprøvene ble kalibreringsvæskene målt på nytt, og det ble etablert en etter-kurve. Hensikten med dette er å ta høyde for drift i systemet, ofte forårsaket av temperaturendring i væskene. 120

122 Beskrivelse #8 - Midling av kloridinnhold De målte spenningsverdiene ble beregnet etter regresjonsligningen til etterkurven, og verdiene for kloridinnhold etter de to kurvene (før- og etter) ble til slutt midlet til et endelig resultat. Hele prosedyren ble gjentatt for resterende 29 betongprøver. Figur 6.60: Midlet kloridinnhold fra RCT-metoden Tabell 6.14: Prosedyre for gjennomføringen av RCT-målinger 121

123 7 Resultat og diskusjon Masteroppgave Bygg I dette kapittelet fremlegges resultatene av lastberegninger, gjennomført analyse, skadevurdering, og beregninger i bruddgrensetilstand for uskadet konstruksjon, i tillegg til beregninger og vurderinger av skadeomfangets innvirkning på konstruksjonens lastbærende evne. Resultatene er diskutert underveis for hvert kapittel, med en mer oppsummerende diskusjon til slutt. 7.1 Lastberegninger Alle de beregnede lastene som ligger til grunn for de videre resultatene presenteres i dette kapittelet. Temperaturlast inngår ikke i analysene, da disse resulterte i uvanlig store lastvirkninger på analysemodellen i Robot, og det var knyttet usikkerhet til hvordan programmet behandlet lasten. Temperaturlast har likevel blitt beregnet i henhold til teorien i kapittel 3.4.2, og fremgår av vedlegg Laster til analyse i Robot Tabell 7.1 angir de kreftene som er påført modellen i Robot, også ligger til grunn for de dimensjonerende kreftene. Last Type Retning Verdi Egenvekt Permanent Vertikal 24,53 kn/m 3 Rekkverk Permanent Vertikal 0,5 kn/m per side Trippelboggilast Variabel (trafikk) Vertikal kn x 2 lastfelter Bremselast Variabel (trafikk) Horisontal 232,5 kn Sidelast Variabel (trafikk) Horisontal 58,1 kn Vindlast uten trafikk Variabel (natur) X 1,14 kn/m Y Z 0,28 kn/m +/- 6,60 kn/m Vindlast med trafikk Variabel (natur) X 2,79 kn/m Y Z 0,70 kn/m +/- 4,65 kn/m Tap av forspenning Tabell 7.1: Oversikt over lastene som inngår i analysemodellen For beregning av forspenningstapene fra kryp og svinn har kryptallet og svinntøyningen blitt beregnet, henholdsvis etter ligningene angitt i kapittel Resultatene fra disse beregningene fremgår av tabell 7.2, og fullstendige beregninger finnes i vedlegg 12.7 og

124 Spennarmerte dekkebjelker Kryptall, φ (t, t 0) 1,414 Svinntøyning (ε cs ) 3,052 x 10-4 Tabell 7.2. Beregnet kryptall og svinntøyning for spennarmerte bjelker Alle tapene av spennkraft i de føroppspente dekkebjelkene har blitt beregnet i henhold til teorien. Samtlige verdier er beregnet som en reduksjon av antatt verdi 0,9f p0.1k = 1530N/ mm 2. Bakgrunnen for å beregne ut fra denne maksimalt tillatte oppspenningen er å ta høyde for at spenntauene kan ha blitt overoppspente i forhold til angitt verdi i Håndboken om NOB- bruer [15]. Tabell 7.3 gjengir en oversikt over forspenningstapene, samt hvilke ligninger de er beregnet etter. De fullstendige beregningene av forspenningstap finnes i vedlegg Type tap Når Spenningstap Reduksjon i % Ligning Låsetap Ved låsing av kile 91,55 N/mm 2 5,98 % (X) Temperaturtap Under støpning 78,00 N/mm 2 5,10 % (X) Tap ved kapping Etter 23,68 N/mm 2 1,55 % (X) av spenntau kraftoverføring Kryp Langtidsvirkning 138,08 N/mm 2 9,03 % (X) Svinn Langtidsvirkning 57,80 N/mm 2 3,78 % (X) Relaksasjon Langtidsvirkning 42,22 N/mm 2 2,76 % (X) Tabell 7.3: Tap av spennkraft for spenntauene i overkant av bjelken Type tap Når Spenningstap Reduksjon i % Ligning Låsetap Ved låsing av kile 91,55 N/mm 2 5,98 % (X) Temperaturtap Under støping 78,00 N/mm 2 5,10 % (X) Tap ved kapping Etter 87,06 N/mm 2 5,69 % (X) av spenntau kraftoverføring Kryp Langtidsvirkning 28,68 N/mm 2 1,88 % (X) Svinn Langtidsvirkning 58,33 N/mm 2 3,81 % (X) Relaksasjon Langtidsvirkning 54,70 N/mm 2 3,58 % (X) Tabell 7.4: Tap av spennkraft for spenntauene i underkant av bjelken Dersom alle forspenningstapene trekkes fra, vil den dimensjonerende forspenningen for stålet fremgå av tabell 7.5. Tabellen viser også dimensjonerende forspenning dersom det ikke blir kompensert med overoppspenning, det vil si at spenntauene blir oppspente med kraften som fremgår av Håndboken for NOB- bruer [15]. Spenntau Med overoppspenning f pd.tap Uten overoppspenning f pd.tap2 Overkant bjelke 955,37 N/mm 2 798,85 N/mm 2 Underkant bjelke 984,06 N/mm 2 897,11 N/mm 2 Tabell 7.5: Dimensjonerende forspenning etter tap av spennkraft 123

125 7.2 Dimensjonerende krefter I det følgende angis tabeller med oversikt over de dimensjonerende kraftverdiene for de aktuelle elementene i henholdsvis akse 2-8 og akse 9, samt tilhørende posisjon av trafikklast og lastkombinasjoner. Tabell 7.6 gjengis nedenfor, for bedre oversikt over trippelboggilastens posisjon. Vindlastens z- komponent gis maksimal eksentrisitet (2,2m) i samme retning som trippelboggilasten Dekke Definisjon av posisjon Posisjonsnummer Midt i dekkefelt, eksentrisk sør 1 Midt i dekkefelt, senterlinje 2 Midt i dekkefelt, eksentrisk nord 3 1,3 meter fra akse, eksentrisk sør 4 1,3 meter fra akse, senterlinje 5 1,3 meter fra akse, eksentrisk nord 6 Over akse, eksentrisk sør 7 Over akse, senterlinje 8 Over akse, eksentrisk nord 9 Tabell 7.6: Trippelboggilastens definerte posisjoner DIMENSJONERENDE KREFTER FOR DEKKE Kraftbeskrivelse Kraftsymbol Kraftverdi Posisjonsnummer Lastkombinasjon Bøyemoment i lengderetning Mxx 543 knm/m b) Skjærkraft i lengderetning Vxx 632 kn/m b) 124

126 MERKNADER: For alle gjelder vindlast med samtidig virkende trafikk. Tabell 7.7: Dimensjonerende krefter for dekkene Tverrbjelker akse 2-8 DIMENSJONERENDE KREFTER FOR TVERRBJELKER AKSE 2-8 Kraftbeskrivelse Kraftsymbol Kraftverdi Posisjonsnummer Lastkombinasjon Bøyemoment i felt (+)/ over støtte (-) My +279 knm/ -278 knm 8/ b) 125

127 Skjærkraft nedover/oppover Fz 584 kn b) Bøyemoment sideveis Mz 89 knm b) Skjærkraft sideveis (biaksial) Fy 109 kn b) Torsjonsmoment Mx 71 knm b) 126

128 Aksialkraft (trykk) Fx 108 kn b) MERKNADER: For alle gjelder vindlast med samtidig virkende trafikk Peler Tabell 7.8: Dimensjonerende krefter for tverrbjelker akse 2-8 DIMENSJONERENDE KREFTER FOR PELER Kraftbeskrivelse Kraftsymbol Kraftverdi Posisjonsnummer Last- kombinasjon Aksialkraft (trykk) Fx 786 kn b) MERKNADER: For alle gjelder vindlast med samtidig virkende trafikk Tverrbjelke akse 9 Tabell 7.9: Dimensjonerende krefter for pelene DIMENSJONERENDE KREFTER FOR TVERRBJELKE AKSE 9 Kraftbeskrivelse Kraftsymbol Kraftverdi Posisjonsnummer Lastkombinasjon Bøyemoment i felt (+)/ over søyle (-) My knm/ knm 8/ b) 127

129 Skjærkraft vertikalt (ved søyle) Fz 1382 kn b) Bøyemoment sideveis (biaksial) Mz 626 knm b) Skjærkraft sideveis (biaksial) Fy 176 kn b) Torsjonsmoment Mx 116 knm b) 128

130 Aksialkraft (trykk) Fx 205 kn b) MERKNADER: For alle gjelder vindlast med samtidig virkende trafikk Søyle akse 9 Tabell 7.10: Dimensjonerende krefter for tverrbjelke i akse 9 DIMENSJONERENDE KREFTER FOR SØYLE AKSE 9 Kraftbeskrivelse Kraftsymbol Kraftverdi Posisjonsnummer Lastkombinasjon Bøyemoment i kjøreretning (v/ innspenning) My 703 knm b) Skjærkraft i kjøreretning Fz 196 kn b) 129

131 Bøyemoment tverretning (topp søyle) Mz 1566 knm b) Skjærkraft tverretning Fy 212 kn b) Torsjonsmoment Mx 618 knm b) 130

132 Aksialkraft (trykk) Fx 1834 kn b) MERKNADER: For alle gjelder vindlast med samtidig virkende trafikk. Tabell 7.11: Dimensjonerende krefter for søyle i akse Beregninger i bruddgrensetilstand I dette kapittelet fremgår resultatene fra kapasitetskontrollene i bruddgrensetilstand, som er utført for de konstruksjonselementene som inngår i denne oppgaven. Beregningene er utført i henhold til NS-EN [2] og boken «Betongkonstruksjoner» [10] Tverrbjelker akse 2-8 Tverrbjelkene i akse 2-8 er kontrollert mot brudd i bruddgrensetilstand for aksialkraft, bøyemoment, skjærkraft og torsjonsmoment, samt for en kombinasjon av skjær og torsjon. Kapasiteten av tverrbærerne er kontrollert for de dimensjonerende kreftene som ble presentert i kapittel 8.1, tabell Alle tverrbjelkene fra akse 2-8 har samme utforming og mekaniske egenskaper. Følgelig gjelder kapasitetskontrollene for alle tverrbjelkene ved disse aksene. Fullstendige beregninger av tverrbjelkene fra akse 2-8 fremgår av vedlegg Konstruksjons- Kontroll Snitt Kraft Kapasitet Utnyttelsesgrad del Tverrbjelke Aksialkraft Akse 108 kn 8945 kn 0, Tverrbjelke Feltmoment Akse 279 knm 391 knm 0, Tverrbjelke Støttemoment Akse 278 knm 391 knm 0, Tverrbjelke Biaksialt Akse 89 knm 391 knm 0,228 bøyemoment 2-8 Tverrbjelke Skjær vertikalt Akse kn 963 kn (V Rd.s ) 0,606 Tverrbjelke Skjær horisontalt Akse KN 207 kn (V Rd.c ) 0,

133 Tverrbjelke Tverrbjelke Torsjon strekkbrudd Interaksjon av skjær og torsjon Akse 2-8 Akse knm 144 knm 0, kn 0,154mm 2 /mm 963 kn 0,628mm 2 /mm 0,877 Kapasitetskontroll: OK Kapasitetskontroll: IKKE OK Aksialkraftkapasitet Tabell 7.12: Kapasitetskontroller i bruddgrensetilstand for tverrbjelker akse 2-8 Aksialkraftkapasiteten er kontrollert i henhold til ligning Resultatet viser at kapasitetsutnyttelsen for aksialkraftkapasiteten er 1,2 %. Basert på resultatene kan det slås fast at aksialkraften er neglisjerbar for tverrbjelkene i akse 2-8. Følgelig blir heller ikke kombinasjoner av aksialkraft og bøyning nødvendig å kontrollere. Resultatet fra kapasitetskontrollen for aksialkraft fremgår av tabell 7.12, og fullstendige beregninger finnes i vedlegg Momentkapasitet Tverrbjelkene for akse 2-8 er kvadratiske (800x800mm) og symmetrisk armert om begge hovedaksene, slik at effektiv tverrsnittshøyde d=745mm for bøyning om begge aksene. Dette medfører at betongtrykksonens momentkapasitet bli lik for både feltmoment, støttemoment og biaksialt bøyemoment. Beregning av tverrsnittets balanserte armeringsmengde etter ligning 3.28 viste at tverrsnittet var underarmert, og trykksonehøydefaktoren ble beregnet til = 0,101, i henhold til ligning Kontroll av armeringstøyningen, ε s = 1 α ε α cu = 0,031 > ε ud = 0,03, indikerer at tøyningen i strekkarmeringen er over tillatt grense i henhold til Eurokoden. Videre ble tverrsnittets momentkapasitet for betongtrykksonen beregnet til M Rd = 391 knm, ved bruk av ligning Kapasitetsutnyttelsen i felt og over støtte ble beregnet til 71 %, og den biaksiale momentkapasiteten ble beregnet til å være 23 % utnyttet. Resultatene av kapasitetskontrollen for bøyemoment i felt-, over støtte-, og biaksialt fremgår av tabell 7.12, og fullstendige beregninger finnes i vedlegg Skjærkapasitet vertikalt For dimensjonerende skjærkraft har det blitt kontrollert for den maksimale verdien inntil opplegg, i stedet for å redusere skjærkraften i avstand d=745mm fra opplegg, slik Eurokoden åpner opp for. Begrunnelsen for det valget er at man kontrollsnittet befinner seg omtrent mellom to opplegg ved å gå ut i avstand d, da senteravstand mellom pelene er 1600mm. 132

134 Skjærtrykkapasitet Skjærtrykkapasiteten ble beregnet med utgangspunkt i vertikal bøylearmering i henhold til ligning 3.38, og var tilstrekkelig med svært god margin (V Rd.max = 3781 kn V Ed = 584 kn). Skjærstrekkapasitet uten skjærarmering Skjærstrekkapasiteten uten skjærarmering ble kontrollert i henhold til ligning 3.33, som resulterte i en kapasitet V Rd.c = 207 kn < V Ed = 584 kn. Følgelig er skjærstrekkapasiteten uten skjærarmering for liten, og kapasiteten måtte kontrolleres for skjærarmeringen i tverrsnittet. Skjærkapasitet med skjærarmering Skjærarmeringen som er lagt inn i tverrbjelkene fra akse 2-8 er en kombinasjon av bøyler og skrå armering fra den trapesformede armeringen som er lagt inn i alle felt, slik det fremgår av tegningsgrunnlaget (vedlegg 12.4). Dermed har det blitt regnet en total skjærstrekkapasitet med bidrag fra både bøyler og skråarmering. Bidraget fra bøylene (vertikal skjærarmering) ble beregnet etter ligning 3.37, og resulterte i et bidrag V Rd.s.vert = 280 kn. Bidraget fra den skrå skjærarmeringen ble beregnet etter ligning 3.36, og resulterte i et bidrag V Rd.s.skr = 683 kn. Ved å legge sammen de to bidragene ble den totale skjærstrekkapasiteten for tverrbjelkene beregnet til V Rd.s = 963 kn > V Ed = 584 kn. Skjærstrekkapasiteten ble med det tilstrekkelig, og er 65 % utnyttet. Resultatet fra kapasitetskontrollen for skjærkapasitet fremgår av tabell 7.12, og fullstendige beregninger finnes i vedlegg Skjærkapasitet horisontalt Da tverrsnittet i tverrbjelken fra akse 2-8 er kvadratisk og symmetrisk armert, er det ikke nødvendig å foreta nærmere kontroller for skjærkapasiteten horisontalt. Dimensjonerende skjærkraft horisontalt er lavere enn kapasiteten uten beregningsmessig behov for skjærarmering (V Ed = 109 kn < V Rd.c = 207 kn), og skjærkapasiteten er tilstrekkelig også for skjær i denne retningen. Kapasiteten for skjær horisontalt utnytter 53 % av V Rd.c. Torsjonskapasitet Tverrsnittets torsjonskapasitet er kontrollert på grunnlag av et tynnvegget lukket hulltverrsnitt, der likevekten oppfylles ved en lukket skjærstrøm. Trykkbrudd Kapasiteten for trykkbrudd ved ren torsjon er beregnet etter ligning 3.41, og viste seg å være tilstrekkelig (T Rd.max = 359 knm > T Ed = 71 knm). Trykkbruddkapasiteten for en kombinasjon av torsjon og skjær ble kontrollert i henhold til ligning 3.42, og resulterte i godkjent kontroll, T Ed + T Rd,max V Ed V Rd,max = 0,352 1,0. 133

135 Masteroppgave Bygg Strekkbrudd Strekkbruddkapasiteten for ren torsjon, uten beregningsmessig armering, er kontrollert mot ligning 3.43 for riss-torsjonsmomentet, og viste seg å være tilstrekkelig (𝑇𝑅𝑑.𝑐 = 144 𝑘𝑁𝑚 > 𝑇𝐸𝑑 = 71 𝑘𝑁𝑚). Strekkbruddkapasiteten for en kombinasjon av torsjonsmoment og skjær uten beregningsmessig armering ble kontrollert etter ligning 3.44, og resultatet viste behov for armering for å kunne oppnå 𝑇 𝑉 tilstrekkelig kapasitet mot strekkbrudd, 𝑇 𝐸𝑑 + 𝑉 𝐸𝑑 = 3,356 > 1,0. 𝑅𝑑,𝑐 𝑅𝑑,𝑐 For å undersøke kapasiteten mot strekkbrudd for kombinasjonen, med den armeringen som er i tverrbjelkene på Lundevann bru, ble kapasiteten kontrollert etter ligning I denne ligningen adderes kapasitetsbehovet til torsjonsmomentet og skjærkraften. Kontrollen viste at kapasiteten mot strekkbrudd for kombinasjonen var tilstrekkelig, 𝐴 𝐴𝑠𝑤 /𝑠 𝑠𝑤.𝐿𝑢𝑛𝑑𝑒𝑣𝑎𝑛𝑛 /𝑠 𝑉 + 𝑉 𝐸𝑑 = 0,877 1,0. 𝑅𝑑,𝑠 Resultatet fra kapasitetskontrollen for torsjon fremgår av tabell 7.12, og fullstendige beregninger finnes i vedlegg Peler Pelene på Lundevann bru er av samme type, og følgelig har kun den mest belastede pelen fra akse 29 blitt kontrollert. Det er kun foretatt kontroll av aksialkraften mot pelenes installerte kapasitet. Kapasiteten av pelene er kontrollert for de dimensjonerende kreftene som ble presentert i kapittel 8.1, tabell Aksialkraft Den mest belastede pelen er kontrollert mot aksialkraft for sin installerte kapasitet. Pelens aksialkraftkapasitet er beregnet til 𝑁𝑅𝑑 = 1923 𝑘𝑁 etter ligning Reduksjonsfaktoren, 𝑓𝑎, er satt til 0,75 basert på vurderinger av forholdene som fremgår av kapittel 3.5. Pelens installerte kapasitet ble dermed bestemt ut fra ligning Ni=Nc,Rd*fa, og ble 𝑁𝑖 = 1442 𝑘𝑁. Kontroll av pelens installerte kapasitet mot aksialkraft viste seg å være tilstrekkelig, med utnyttelse på ca. 55 %, 𝑁𝐸𝑑 𝑁𝑖 = 0,545 < 1,0. Resultatet fra kapasitetskontrollen for aksialkraft på pelene fremgår av tabell 7.13, og fullstendige beregninger finnes i vedlegg Konstruksjonsdel Pel Kontroll Snitt Kraft Aksialkraft Akse kn Kapasitet (Ni) 1442 kn Utnyttelsesgrad 0,545 Kapasitetskontroll: OK Kapasitetskontroll: IKKE OK Tabell 7.13: Kapasitetskontroll for mest belastede pel akse

136 Masteroppgave Bygg Tverrbjelke akse 9 Tverrbjelkene i akse 9 er en del av en rammekonstruksjon, og er kontrollert mot brudd i bruddgrensetilstand for aksialkraft, skjærkraft, torsjonsmoment, og for en kombinasjon av skjær og torsjon. Kapasiteten av tverrbjelken er kontrollert for de dimensjonerende kreftene som ble presentert i kapittel 8.1, tabell Konstruksjonsdel Tverrbjelke Kontroll Snitt Kraft Kapasitet Utnyttelsesgrad Aksialkraft Akse kn kn 0,012 Tverrbjelke Feltmoment Akse knm 2346 knm 0,544 Tverrbjelke Akse knm 1961 knm 0,858 Akse knm 692 knm 0,905 Tverrbjelke Støttemoment (rammehjørne) Biaksialt bøyemoment Skjær vertikalt Akse kn 0,402 Tverrbjelke Skjær horisontalt Akse KN Tverrbjelke Torsjon strekkbrudd Akse knm 3435 kn (𝑉𝑅𝑑.𝑠 ) 466 kn (𝑉𝑅𝑑.𝑐 ) 346 knm (𝑇𝑅𝑑.𝑐 ) Tverrbjelke Interaksjon av skjær og torsjon Akse kn 0,14mm2/mm 3435 kn 1,131mm2/mm 0,546 Tverrbjelke 0,378 0,335 Kapasitetskontroll: OK Kapasitetskontroll: IKKE OK Tabell 7.14: Kapasitetskontroll for tverrbjelke i akse 9 Aksialkraftkapasitet Aksialkraftkapasiteten er kontrollert i henhold til ligning Resultatet viser at kapasitetsutnyttelsen for aksialkraftkapasiteten er 1,2 %. Basert på resultatene kan det slås fast at aksialkraften er neglisjerbar for tverrbjelken i akse 9, med tanke på trykkbrudd. Den vil imidlertid bli av betydning for skjærstrekkapasiteten uten beregningsmessig behov for skjærarmering. Resultatet fra kapasitetskontrollen for aksialkraft fremgår av tabell 7.14, og fullstendige beregninger finnes i vedlegg Momentkapasitet Felt- og hjørnemoment Tverrbjelken for akse 9 er rektangulær med bredde lik 1150mm og høyde lik 1000mm. For bøyning i felt og hjørne (vertikalt) blir den effektive tverrsnittshøyden beregnet til d = 919,8mm og d=912,2mm. 135

137 Beregning av tverrsnittets balanserte armeringsmengde etter ligning 3.28, og det viste at tverrsnittet var underarmert, og trykksonehøydefaktoren ble beregnet til = 0,303 og til = 0,251, i henhold til ligning Kontroll av armeringstøyningen for felt: ε s = 1 α α det som er tillatte ε cu = 0,0085 < ε ud = 0,03 tilstrekkelig innenfor for felt: ε s = 1 α ε α cu = 0,0104 < ε ud = 0,03 tilstrekkelig innenfor det som er tillatte Tverrsnittets momentkapasitet for betongtrykksonen ble beregnet til M Rd = 2346 knm og til M Rd = 1961 knm, for henholdsvis felt- og hjørnemoment, ved bruk av ligning Kapasitetsutnyttelsen i felt og ved rammehjørnet ble beregnet til henholdsvis 54 % og 86 %. Resultatene av kapasitetskontrollen for bøyemoment i felt og ved rammehjørnet fremgår av tabell 7.14, og fullstendige beregninger finnes i vedlegg Bøyning om svak akse For bøyning om svak akse blir bredden lik 1000mm, og høyden lik 1150mm. Den effektive tverrsnittshøyden er beregnet til d = 1089,4mm. For underarmert tverrsnitt ble trykksonehøydefaktoren beregnet til = 0,066, i henhold til ligning Kontroll av armeringstøyningen for felt: ε s = 1 α α vil gå i brudd før fult utnyttet kapasitet. ε cu = 0,0495 > ε ud = 0,03 armeringstøyningen Tverrsnittets momentkapasitet for betongtrykksonen ble beregnet til M Rd = 692 knm for bøyning om svak akse, ved bruk av ligning Kapasitetsutnyttelsen ble beregnet til 90,5 %. Resultatene av kapasitetskontrollen for bøyemoment om svak akse fremgår av tabell 7.14, og fullstendige beregninger finnes i vedlegg Skjærkapasitet vertikalt For dimensjonerende skjærkraft har det blitt kontrollert for den maksimale verdien inntil søylen, for å holde beregningene på sikker side. Skjærtrykkapasitet Skjærtrykkapasiteten ble beregnet med utgangspunkt i vertikal bøylearmering i henhold til ligning 3.39, og var tilstrekkelig med svært god margin (V Rd.max = 6960 kn V Ed = 1382 kn). Skjærstrekkapasitet uten skjærarmering Skjærstrekkapasiteten uten skjærarmering ble kontrollert i henhold til ligning 3.33, som resulterte i en kapasitet V Rd.c = 466 kn < V Ed = 1382 kn. Følgelig er skjærstrekkapasiteten uten skjærarmering for liten, og kapasiteten måtte kontrolleres for skjærarmeringen i tverrsnittet. 136

138 Skjærkapasitet med skjærarmering Skjærarmeringen som er lagt inn i tverrbjelken i akse 9 er en kombinasjon av bøyler og skrå armering, slik det fremgår av tegningsgrunnlaget (vedlegg 12.4). Dermed har det blitt regnet en total skjærstrekkapasitet med bidrag fra både bøyler og skråarmering. Bidraget fra bøylene (vertikal skjærarmering) ble beregnet etter ligning 3.37, og resulterte i et bidrag V Rd.s.vert = 644 kn. Bidraget fra den skrå skjærarmeringen ble beregnet etter ligning 3.36, og resulterte i et bidrag V Rd.s.skr = 2791 kn. Ved å legge sammen de to bidragene ble den totale skjærstrekkapasiteten for tverrbjelkene beregnet til V Rd.s = 3435 kn > V Ed = 1382 kn. Skjærstrekkapasiteten ble med det tilstrekkelig, og er 40 % utnyttet. Resultatene fra kapasitetskontrollen for skjærkapasitet fremgår av tabell 7.14, og fullstendige beregninger finnes i vedlegg Skjærkapasitet horisontalt Dimensjonerende skjærkraft horisontalt er lavere enn kapasiteten uten beregningsmessig behov for skjærarmering (V Ed = 176 kn < V Rd.c = 466 kn), og skjærkapasiteten er tilstrekkelig også for skjær i denne retningen. Kapasiteten for skjær horisontalt utnytter 38 % av V Rd.c. Torsjonskapasitet Tverrsnittets torsjonskapasitet er kontrollert på grunnlag av et tynnvegget lukket hulltverrsnitt, der likevekten oppfylles ved en lukket skjærstrøm. Trykkbrudd Kapasiteten for trykkbrudd ved ren torsjon er beregnet etter ligning 3.41, og viste seg å være tilstrekkelig (T Rd.max = 863 knm > T Ed = 116 knm). Trykkbruddkapasiteten for en kombinasjon av torsjon og skjær ble kontrollert i henhold til ligning 3.42, og resulterte i godkjent kontroll, Strekkbrudd T Ed + T Rd,max V Ed V Rd,max = 0,333 1,0. Strekkbruddkapasiteten for ren torsjon, uten beregningsmessig armering, er kontrollert mot ligning 3.43 for riss-torsjonsmomentet, og viste seg å være tilstrekkelig (T Rd.c = 346 knm > T Ed = 116 knm). Dette resulterte i en utnyttelse på 27%. Strekkbruddkapasiteten for en kombinasjon av torsjonsmoment og skjær uten beregningsmessig armering ble kontrollert etter ligning 3.44, og resultatet viste behov for armering for å kunne oppnå tilstrekkelig kapasitet mot strekkbrudd, T Ed T Rd,c + V Ed V Rd,c = 3,301 > 1,0. For å undersøke kapasiteten mot strekkbrudd for kombinasjonen, med den armeringen som er i tverrbjelkene på Lundevann bru, ble kapasiteten kontrollert etter ligning I denne ligningen 137

139 adderes kapasitetsbehovet til torsjonsmomentet og skjærkraften. Kontrollen viste at kapasiteten mot strekkbrudd for kombinasjonen var tilstrekkelig, A sw /s + V Ed A sw.lundevann /s V Rd,s = 0,546 1,0. Resultatet fra kapasitetskontrollen for torsjon fremgår av tabell 7.14, og fullstendige beregninger finnes i vedlegg Søyle akse 9 Søylen i akse 9 er den andre delen av rammekonstruksjonen, og er kontrollert mot brudd i bruddgrensetilstand for aksialkraft, bøyemoment, skjærkraft, torsjonsmoment, og for en kombinasjon av skjær og torsjon. Kapasiteten av søylen er kontrollert for de dimensjonerende kreftene som ble presentert i kapittel 8.1, tabell Konstruksjons- Kontroll Snitt Kraft Kapasitet Utnyttelsesgrad del Søyle Aksialkraft Akse kn kn 0,095 Søyle Søyle Søyle Søyle Søyle Søyle Bøyemoment (kjøreretning) Bøyemoment (tverretning) Skjær (kjøreretning) Skjær (tverretning) Torsjon strekkbrudd Interaksjon av skjær og torsjon (trykkbrudd) Akse knm 537 knm 1,309 Akse knm 1936 knm 0,809 Akse kn 622 kn (V Rd.cc ) Akse KN 702 kn (V Rd.c ) Akse knm 513 knm Akse 9 0,574mm 2 /mm 618 knm 196 kn 0,754mm 2 /mm 1279 knm 8723 kn 0,351 0,302 1,205 OK 0,507 Kapasitetskontroll: OK Kapasitetskontroll: IKKE OK Aksialkraftkapasitet Tabell 7.15: Kapasitetskontroll for søyle i akse 9 Aksialkraftkapasiteten til søylen er kontrollert i henhold til ligning Resultatet viser at kapasitetsutnyttelsen for aksialkraftkapasiteten er 9,5 %. Basert på resultatene kan det slås fast at den dimensjonerende aksialkraften ikke er truende for søylen i akse 9, med tanke på rent trykkbrudd. Den vil imidlertid bli av betydning for skjærstrekkapasiteten uten beregningsmessig behov for skjærarmering. Resultatet fra kapasitetskontrollen for aksialkraft fremgår av tabell 7.15, og fullstendige beregninger finnes i vedlegg

140 Momentkapasitet Moment i kjøreretning (svak akse) Søylen i akse 9 er rektangulær med bredde lik 1300mm og høyde lik 1150mm, når den betraktes for bøyemoment i kjøreretningen. For bøyning i kjøreretningen blir den effektive tverrsnittshøyden beregnet til d = 1049, 4mm. Beregning av tverrsnittets balanserte armeringsmengde etter ligning 3.28 viste at tverrsnittet var underarmert, og trykksonehøydefaktoren ble beregnet til = 0,042, i henhold til ligning Kontroll av armeringstøyningen for felt: ε s = 1 α α brudd før kapasiteten er fult utnyttet. ε cu = 0,0798 > ε ud = 0,03 armeringen vil gå til Tverrsnittets momentkapasitet for betongtrykksonen ble beregnet til M Rd = 537 knm, ved bruk av ligning Dette resultatet viste at betongtrykksonens momentkapasitet var for liten, med en utnyttelse på 131 %. Resultatene av kapasitetskontrollen for bøyemoment i kjøreretningen fremgår av tabell 7.15, og fullstendige beregninger finnes i vedlegg Bøyning i tverretning (sterk akse) For bøyning om sterk akse blir bredden lik 1150mm, og høyden lik 1300mm. Den effektive tverrsnittshøyden er beregnet til d = 1199,4mm. For underarmert tverrsnitt ble trykksonehøydefaktoren beregnet til = 0,137, i henhold til ligning Kontroll av armeringstøyningen for felt: ε s = 1 α α det som er tillatte ε cu = 0,022 < ε ud = 0,03 tilstrekkelig innenfor Tverrsnittets momentkapasitet for betongtrykksonen ble beregnet til M Rd = 1936 knm for bøyning i tverretning, ved bruk av ligning Kapasitetsutnyttelsen ble beregnet til 80,9 %. Resultatene av kapasitetskontrollen for bøyemoment i tverretning fremgår av tabell 7.15, og fullstendige beregninger finnes i vedlegg Skjærkapasitet (kjøreretning) For dimensjonerende skjærkraft på søylen holder seg konstant over hele søylens lengde. Skjærtrykkapasitet Skjærtrykkapasiteten ble beregnet med utgangspunkt i vertikal bøylearmering i henhold til ligning 3.38, og var tilstrekkelig med svært god margin (V Rd.max = 8723 kn V Ed = 196 kn). Skjærstrekkapasitet uten skjærarmering Skjærstrekkapasiteten uten skjærarmering ble kontrollert i henhold til ligning 3.33, som resulterte i en kapasitet V Rd.cc = 622 kn > V Ed = 196 kn. V Rd.cc er minsteverdien for skjærstrekkapasitet uten beregningsmessig behov for skjærarmering for søyletverrsnittet. Utnyttelsen av denne kapasiteten er beregnet til 35,1 %. 139

141 Da det ikke er beregningsmessig behov for skjærarmering, blir det ikke beregnet kapasitet for skjærarmeringen. Resultatene fra kapasitetskontrollen for skjærkapasitet fremgår av tabell 7.15, og fullstendige beregninger finnes i vedlegg Skjærkapasitet (tverretning) Skjærstrekkapasiteten uten skjærarmering ble kontrollert i henhold til ligning 3.33, som resulterte i en kapasitet V Rd.c = 702 kn > V Ed = 212 kn. V Rd.c er beregnet skjærstrekkapasitet uten beregningsmessig behov for skjærarmering for søyletverrsnittet. Utnyttelsen av denne kapasiteten er beregnet til 30,2 %. Da det ikke er beregningsmessig behov for skjærarmering, blir det ikke beregnet kapasitet for skjærarmeringen. Resultatene fra kapasitetskontrollen for skjærkapasitet fremgår av tabell 7.15, og fullstendige beregninger finnes i vedlegg Torsjonskapasitet Tverrsnittets torsjonskapasitet er kontrollert på grunnlag av et tynnvegget lukket hulltverrsnitt, der likevekten oppfylles ved en lukket skjærstrøm. Trykkbrudd Kapasiteten for trykkbrudd ved ren torsjon er beregnet etter ligning 3.41, og viste seg å være tilstrekkelig (T Rd.max = 1279 knm > T Ed = 618 knm). Trykkbruddkapasiteten for en kombinasjon av torsjon og skjær ble kontrollert i henhold til ligning 3.41, og resulterte i godkjent kontroll, Strekkbrudd T Ed + T Rd,max V Ed V Rd,max = 0,507 1,0. Strekkbruddkapasiteten for ren torsjon, uten beregningsmessig armering, er kontrollert mot ligning 3.43 for riss-torsjonsmomentet, og viste seg å være ikke tilstrekkelig (T Rd.c = knm < T Ed = 618 knm). Dette resulterte i en utnyttelse på 120 %. Torsjons strekkbruddkapasitet med bøylearmeringen viste seg å være mer enn tilstrekkelig ( A sw.lundevann s = 0,754mm 2 /mm > A sw s = 0,574mm 2 /mm). Strekkbruddkapasiteten for en kombinasjon av torsjonsmoment og skjær med beregningsmessig armering har ikke blitt kontrollert, da skjær har tilfredsstillende kapasitet uten beregningsmessig behov for armering. Det kan slås fast at inkludering av den skjær- og torsjonsarmeringen som er lagt i søylen vil sørge for tilstrekkelig kapasitet også ved kombinasjon av skjær og torsjon. Resultatet fra kapasitetskontrollen for torsjon fremgår av tabell 7.15, og fullstendige beregninger finnes i vedlegg

142 Dekkebjelker Momentkapasitet Dimensjonerende momentkraft M Ed=219 knm (vedlegg12.12) Momentkapasitet: M Rd= knm (vedlegg12.12) Kapasitetskontroll: M Ed< M Rd OK Prosent utnyttelse: M Ed/ M Rd=0.507 (50%) Momentkapasiteten er tilstrekkelig Skjærkapasitet Skjærstrekkapasitet: V Rd,s= kN(vedlegg12.12) Skjærkraft per bjelke: V Ed=316 kn(vedlegg12.12) Kontroll av kapasiteten: V Rd,s> V Ed OK(vedlegg12.12) Prosent utnyttelse: V Ed/ V Rd,s=0.728 (vedlegg12.12) Skjærkapasiteten med skjærarmering er til strekkelig 7.4 Skadevurdering I dette kapittelet presenteres det avdekkede skadeomfanget som er registrert på Lundevann bru, basert på visuell inspeksjon og materialprøver. Resultatene legges til grunn for en skadevurdering, som foretas med fokus på bruas bæreevne Visuell inspeksjon I dette kapittelet fremlegges skaderegistreringen fra den visuelle inspeksjonen. Resultatene er fremstilt kronologisk fra akse 1-9 i tabell 7.16, som følger. Visuell inspeksjon Dato: Visuell inspeksjon Utført av: Mzafar Ibrahim og Espen Kjetså Akse 1 (konsoll) Figur 7.1: Oversiktsbilde akse 1 (konsoll) 141

143 Kommentarer: Konsollen har ingen visuelle skader, og ser ut til å være i god stand. Akse 2 øst Masteroppgave Bygg 2 1 Figur 7.2: Oversiktsbilde akse 2 øst Skadenummer: 1 Skadeårsak: Armeringskorrosjon Kommentarer: Tverrbjelken har et område med hjørneavskalling omtrent midt på bjelkelengden. Avskallingens lengde er opp mot 2 meter, med videre oppsprekking i begge retninger. Figur 7.3: Korrodert armering i avskallingsområdet Skadenummer: 2 Skadeårsak: Armeringskorrosjon Kommentarer: Pel sør (PS1) har stor langsgående sprekk, som på det meste er 1,5cm bred. Delvis blottlagt armering med tydelig korrosjon. Figur 7.4: Langsgående sprekk og korrodert armering 142

144 Akse 2 vest 3 4 Figur 7.5: Oversiktsbilde akse 2 vest Skadenummer: 3 Skadeårsak: Armeringskorrosjon Kommentarer: Nordre del har områder med rustutslag og delvis blottlagt armering. Tendenser til delaminering av betong (bom). Figur 7.6: Rustutslag i nordre del av tverrbjelke Skadenummer: 4 Skadeårsak: Armeringskorrosjon/ mulig meisling Kommentarer: Hjørnet på tverrbjelkens endeflate i sørlig ende har stor avskalling og frilagt armering. Det kan tenkes at dette er frilagt ved meisling på et tidligere stadium. Figur 7.7: Avskalling og frilagt armering i sørlig ende av tverrbjelke 143

145 Akse 3 øst Figur 7.8: Oversiktsbilde akse 3 øst Kommentarer: Ingen tegn til betydelige skader. Det er noen mindre rustutslag i øvre hjørne av tverrbjelken, men bjelken fremstår ellers i god stand, rent visuelt sett. Akse 3 vest Figur 7.9: Oversiktsbilde akse 3 vest Skadenummer: 5 Skadeårsak: Armeringskorrosjon Kommentarer: Øvre hjørnekant på tverrbjelken har påbegynnende avskalling og delaminering av betongen i et 2m langt område. Den dårlige betongen fortsetter helt ut til nordenden av tverrbjelken. Figur 7.10: Oppsprekking og delaminering Skadenummer: 6 Skadeårsak: Armeringskorrosjon Kommentarer: Nedre hjørne av tverrbjelken i sørlig ende har et område på ca. 30x40cm med blottlagt og korrodert armering, både bøyler og hovedarmering. 144

146 Figur 7.11: Blottlagt armering i sørlig ende av tverrbjelke Skadenummer: 7 Skadeårsak: Armeringskorrosjon Kommentarer: Pel nummer 2 fra sør (PS2) har rustutslag i toppen. Det samme gjelder i underkant av tverrbjelken rett over, hvor det også er tegn til opprissing. Figur 7.12: Rustutslag og riss på PS2 og tverrbjelke Akse 4 øst 8 Figur 7.13: Oversiktsbilde akse 4 øst Skadenummer: 8 Skadeårsak: Armeringskorrosjon Kommentarer: Den sørlige delen av tverrbjelken har et større område med rustutslag og opprissing, som tyder på korrodert armering. 145

147 Figur 7.14: Rustutslag og opprissing i sørlig del av tverrbjelke Akse 4 vest 9 Figur 7.15: Oversiktsbilde akse 4 vest Skadenummer: 9 Skadeårsak: Armeringskorrosjon Kommentarer: Den nordlige delen av tverrbjelken har en 2,5 meter lang sprekk, samt noe rustutslag og delaminering. Figur 7.16: Påbegynnende avskalling og delaminering i nordlig del av tverrbjelke 146

148 Akse 5 øst Figur 7.17: Oversiktsbilde akse 5 øst Skadenummer: 10 Skadeårsak: Armeringskorrosjon/utførelsesfeil Kommentarer: Den sørlige delen av tverrbjelken har et større område (ca. 2,5m langt) med avskallet betong og korrodert armering. Overdekningen synes svært lav i området. Figur 7.18: Avskalling og korrodert armering i sørlig del av tverrbjelke Skadenummer: 11 Skadeårsak: Armeringskorrosjon/utførelsesfeil Kommentarer: I den sørlige enden av tverrbjelken er det en stor hjørneavskalling som frilegger en kraftig korrodert bøyle. Overdekningen virker svært liten. Figur 7.19: Avskalling og korrodert bøyle i sørenden av tverrbjelken Skadenummer: 12 Skadeårsak: Armeringskorrosjon Kommentarer: Pel sør (PS1) har en stor langsgående sprekk med bredde over 1,5cm. Ingen synlig armering, men trolig armeringskorrosjon bak oppsprukken betong. 147

149 Figur 7.20: Stor langsgående sprekk på PS1 i akse 5 Akse 5 vest Figur 7.21: Oversiktsbilde akse 5 vest Skadenummer: 13 Skadeårsak: Armeringskorrosjon Kommentarer: På midten av tverrbjelken er det langsgående riss i øvre hjørnekant. Ser ut som påbegynnende avskalling som følge av armeringskorrosjon. Figur 7.22: Opprissing i øvre hjørnet på midten av tverrbjelke Skadenummer: 14 Skadeårsak: Armeringskorrosjon Kommentarer: Tverrbjelken har noe mindre oppsprekking i underkant, like over PS5. Rustutslag kan tyde på korrosjon i området. 148

150 Figur 7.23: Mindre oppsprekking i underkant av tverrbjelke, over PS5 i akse 5 Akse 6 øst Figur 7.24: Oversiktsbilde akse 6 øst Skadenummer: 15 Skadeårsak: Armeringskorrosjon/meisling Kommentarer: I sørenden av tverrbjelken er det en avskalling og frilagt bøylearmering. Det kan tenkes at denne er meislet opp. Figur 7.25: Avskalling i sørenden av tverrbjelke Skadenummer: 16 Skadeårsak: Armeringskorrosjon/meisling Kommentarer: PS1 har generelt slitt betong og frilagt armering i 1 meters lengde. Armeringen er korrodert. Det er usikkert om det er korrosjonen eller meisling som har frilagt armeringen. 149

151 Figur 7.26: Frilagt og korrodert armering langs PS1 i akse 6 Akse 6 vest Figur 7.27: Oversiktsbilde akse 6 vest Skadenummer: 17 Skadeårsak: Armeringskorrosjon Kommentarer: Nordlig del av tverrbjelken har større områder med oppsprekking i øvre hjørne. Markante rustutslag og noe delaminering. Det er også rustsprengning i et område som trolig er utbedret fra før, med påføring av ny mørtel. Figur 7.28: Oppsprekking av gammel utbedring (mørtel) Skadenummer: 18 Skadeårsak: Armeringskorrosjon Kommentarer: Pelen lengst nord (PS6) har store langsgående sprekker og avskalling med tydelig korrodert armering. 150

152 Figur 7.29: Oppsprekking og avskalling langs PS6 i akse 6 Akse 7 øst Figur 7.30: Oversiktsbilde akse 7 øst Skadenummer: 19 Skadeårsak: Armeringskorrosjon Kommentarer: Den nordlige delen av tverrbjelken har avskallinger av øvre hjørne, i en lengde på 2-3 meter. Armeringen er tydelig korrodert. Figur 7.31: Avskalling og korrodert armering i øvre hjørne av tverrbjelkens nordlige del Skadenummer: 20 Skadeårsak: Armeringskorrosjon Kommentarer: Den nordlige pelen (PS6) har misfarget og slitt betong. Betongtverrsnittet er noe redusert øverst på pelen, og det er tendenser til armeringskorrosjon. 151

153 Figur 7.32: Visuelt dårlig betong og korrodert armering på PS6 i akse 7 Akse 7 vest Figur 7.33: Oversiktsbilde akse 7 vest Skadenummer: 21 Skadeårsak: Armeringskorrosjon Kommentarer: Øvre hjørne av tverrbjelken har ca. 1m lang oppsprekking lokalisert mellom PS5 og PS6 i den nordlige delen. Rustutslag tyder på armeringskorrosjon. Figur 7.34: Oppsprekking i øvre del av tverrbjelke mellom PS5 og PS6 Skadenummer: 22 Skadeårsak: Armeringskorrosjon/meisling Kommentarer: PS2 har avskalling i toppen av pelen, med frilagt armering som er tydelig korrodert. Uvisst om det er meisling eller rustsprengning som er den direkte årsaken til avskalling. 152

154 Figur 7.35: Avskalling og korrodert armering på PS2 i akse 7 Akse 8 øst Figur 7.36: Oversiktsbilde akse 8 øst Skadenummer: 23 Skadeårsak: Armeringskorrosjon/utførelsesfeil Kommentarer: Den nordlige delen av tverrbjelken har generelt mye rustlutslag. Noe opprissing i øvre del av tverrbjelken. Hele tverrbjelken har for øvrig en del rustutslag og tendenser til delaminering, som kan tyde på begrenset overdekning. Figur 7.37: Rustutslag og riss på nordlig del av tverrbjelken Skadenummer: 24 Skadeårsak: Armeringskorrosjon/utførelsesfeil Kommentarer: I den sørlige enden av tverrbjelken er en stor del av en bøyle frilagt og tydelig korrodert. Det tenderer til svært begrenset overdekning i området. 153

155 Figur 7.38: Korrodert armeringsbøyle i sørlig ende av tverrbjelke Skadenummer: 25 Skadeårsak: Armeringskorrosjon Kommentarer: I den nordlige enden har tverrbjelken en avskalling på endehjørnet. Tendenser til armeringskorrosjon på delvis frilagt armering. Figur 7.39: Avskalling i nordlig ende av tverrbjelke Skadenummer: 26 Skadeårsak: Utførelse og ytre påkjenninger Kommentarer: PS6 har visuelt sett dårlig betong, spesielt i øvre del, hvor betongtverrsnittet også er noe redusert. 154

156 Figur 7.40: Visuelt dårlig betong på PS6 i akse 8 Skadenummer: 27 Skadeårsak: Utførelse og ytre påkjenninger Kommentarer: PS2 har visuelt dårlig betong som flaker av i øvre del av pelen. Mulig årsak kan være tidligere skjøteforbindelse. Figur 7.41: Visuelt dårlig betong på PS2 i akse 8 Akse 8 vest 28 Figur 7.42: Oversiktsbilde akse 8 vest Skadenummer: 28 Skadeårsak: Armeringskorrosjon/meisling Kommentarer: Tverrbjelken har hjørneavskallinger i den sørlige enden. Delvis blottlagt og korrodert armering. 155

157 Figur 7.43: Avskalling i hjørne på sørlig del av tverrbjelke Akse 9 øst 29 Figur 7.44: Oversiktsbilde akse 9 øst Skadenummer: 29 Skadeårsak: Armeringskorrosjon/meisling Kommentarer: Tverrbjelken i akse 9 har avskalling på endeflaten i sør. Dette kan være meislet av. Figur 7.45: Avskalling på endeflaten av tverrbjelke 156

158 Akse 9 vest 30 Figur 7.46: Oversiktsbilde akse 9 vest Skadenummer: 30 Skadeårsak: Armeringskorrosjon/utførelsesfeil Kommentarer: I toppen av søylen (nordlig ende) er det en lokal avskalling, med frilagt og korrodert lengdearmering. Armeringen ligger nesten over betongen, og det kan tyde på en utførelsesfeil. Figur 7.47: Avskalling i øvre hjørnekant av søyle Dekkebjelke sør mellom akse Figur 7.48: Oversiktsbilde dekkebjelke sør, akse 1-2 Skadenummer: 31 Skadeårsak: Armeringskorrosjon/belastning Kommentarer: Dekkebjelken på sørenden av brua, mellom akse 1 og 2, har en stor langsgående sprekk i underflensen. Sprekken er gjennomgående fra sidekant til underkant av flensen. Betongen forventes å falle av med tiden. Det er uvisst hva som er hovedårsaken til sprekken, men det kan være en kombinasjon av armeringskorrosjon og overbelastning. 157

159 Figur 7.49: Sprekk i underflensen på dekkebjelke sett fra siden og i underflensen sett nedenfra Dekkebjelke sør ved akse 4 Skadenummer: 32 Skadeårsak: Armeringskorrosjon Kommentarer: Dekkebjelken på sørenden av brua har avskallinger og synlig korrodert armering under fugen ved akse 4. Figur 7.50: Avskalling og korrodert armering under fuge akse 4 Dekkebjelke sør ved akse 7 Skadenummer: 33 Skadeårsak: Armeringskorrosjon Kommentarer: Dekkebjelken på sørenden av brua har en stor avskalling og kraftig korrodert spennarmering under fugen ved akse 7. Figur 7.51: Stor avskalling og korroderte spennkabler ved opplegg akse 7 Dekkebjelke sør ved akse 9 Skadenummer: 34 Skadeårsak: Armeringskorrosjon Kommentarer: Dekkebjelken på sørenden av brua har en stor avskalling og kraftig korrodert spennarmering under fugen ved akse 9. Det ser ut som om betongen forvitrer fullstendig under fugen. 158

160 Figur 7.52: Stor avskalling og korroderte spennkabler ved opplegg akse 9 Dekkebjelke nord ved akse 9 Skadenummer: 35 Skadeårsak: Armeringskorrosjon Kommentarer: Dekkebjelken på nordenden av brua har en stor avskalling og kraftig korrodert spennarmering under fugen ved akse 9. Det ser ut som om betongen forvitrer fullstendig under fugen. Figur 7.53: Forvitret betong og korroderte spennkabler ved opplegg akse 9 Tabell 7.16: Skadeoversikt fra den visuelle inspeksjonen Materialprøver Stærk & Co. Materialprøvene som ble tatt i forbindelse med hovedinspeksjonen til Stærk og Co. i 1997, ble hovedsakelig tatt i kantdragerne (forstås som påstøpen), tverrbjelkene, samt hovedbjelker, som forstås som de spennarmerte bjelkene i dekket. Av de totalt 77 analyserte prøvene ble fordelingen av kloridinnholdet i % av sementvekt som vist i tabell Tabell 7.18 viser prøveresultatene i sin helhet. Vurdering av CI % av sementvekt Farge Prosentandel av prøvene grenseverdier Neglisjerbart < 0,4 Grønn 51 % Korrosjon mulig 0,4-1,0 Blå 31 % Korrosjon sannsynlig 1,0-2,0 Oransje 14 % Korrosjon sikker >2,0 Rød 4 % Tabell 7.17: Grenseverdier for vurdering av kloridinnhold i % av sementvekt [23] 159

161 Materialprøver Lundevann bru Dato: Hovedinspeksjon Utført av: Stærk & Co. Prøve nr. Element Akse X (m) Y (m) Overdekning (mm) Karbonatisering (mm) Minimum 0-25 Masteroppgave Bygg Kloridinnhold CI % av sementvekt (mm) (mm) 2 SK kantdrager 2 2,5 Syd 26,0 3,0 0,78 0,71 3 SK kantdrager 4 1,0 Syd 19,0 2,0 0,92 0,57 Q SK kantdrager 9 Syd 0,45 0,18 O OK kantdrager 9 Syd 45,0 0,39 0,65 6 SK kantdrager 9 5,5 Syd 19,0 1,0 0,29 0,12 L OK kantdrager 10 5,5 Syd 16,0 0,23 0,21 N SK kantdrager 11 7,5 Syd 31,0 0,38 0,24 M UK kantdrager 11 7,5 Syd 7,0 3,0 0,38 0,24 B OK kantdrager 1 5,5 Nord 38,0 0,26 0,06 C SK kantdrager 2 3,0 Nord 25,0 0,18 0,24 D SK kantdrager 4 3,0 Nord 18,0 0,24 0,07 K1 SK kantdrager 9 4,0 Nord 29,0 0,18 0,11 K2 SK kantdrager 9 4,0 Nord 29,0 0,21 0,10 G UK 6 2,0 Nord 40,0 11,0 0,33 0,29 hovedbjelke I UK 6 8,5 Syd 40,0 2,0 1,11 0,52 hovedbjelke E SK tverrbjelke 4 Nord 26,0 6,0 2,22 2,73 +2,5 H SK tverrbjelke 6 Nord 11,0 5,0 1,92 +2,5 J OK tverrbjelke 8 Nord 40,0 0,23 0,32 R SK tverrbjelke 7 Syd 0,56 0,21 P SK tverrbjelke 9 Syd 1,11 0,52 F Pel nr.3 5 Syd 30,0 0,50 0,03 160

162 A OK lager 1 Nord 5,0 0,16 0,07 PO1 SK tverrbjelke 2 Nord 0,84 0,85 +7,0 PO2 SK tverrbjelke 2 Nord 23,0 1,29 1,33 +4,0 PO3 SK tverrbjelke 3 Nord 0,83 1,11 +3,5 PO4 SK tverrbjelke 3 Nord 0,65 0,35 +7,0 PO5 SK tverrbjelke 4 Nord 25,0 0,95 1,34 +6,0 PO6 SK tverrbjelke 5 Nord 0,41 0,24 +7,5 PO7 SK tverrbjelke 5 Nord 0,41 0,11 +3,5 PO8 SK tverrbjelke 6 Nord 31,0 0,50 0,32 +3,5 PO9 SK tverrbjelke 7 Nord 2,22 1,68 +2,5 PO10 SK tverrbjelke 7 Nord 0,72 0,38 +7,5 PO11 SK tverrbjelke 8 Nord 15,0 1,34 1,05 +4,5 PO12 SK tverrbjelke 8 Nord 1,23 0,76 +2,0 PO13 SK tverrbjelke 9 Nord 0,51 0,74 +6,5 PO14 SK tverrbjelke 9 Nord 0,77 0,45 +3,5 PO15 UK 8 8,5 Syd 40,0 0,24 0,09 hovedbjelke PO16 UK 6 8,5 Nord 0,30 0,32 hovedbjelke PO17 UK hovedbjelke 9 8,5 Syd 43,0 0,17 0,08 Tabell 7.18: Resultater av materialundersøkelser fra 1997 [23] 161

163 7.4.3 Materialprøver 2010/11 - Dagfin Skaar A/S Materialprøvene som ble tatt av Dagfin Skaar A/S under spesialinspeksjonen i hadde fokusområde på tverrbærere og peler. Dersom man ser disse prøvene under ett, så ble det totalt analysert 52 prøver. Fordelingen av prøvenes kloridinnhold i % av betongvekt ble som vist i tabell Tabell 7.20 og 7.21 viser prøveresultatene i sin helhet. Vurdering av Cl % av betongvekt Farge Prosentandel av prøvene grensebetingelser Neglisjerbart < 0,045 Grønn 31 % Korrosjon mulig 0,045-0,11 Blå 27 % Korrosjon sannsynlig 0,11-0,25 Oransje 31 % Korrosjon sikker >0,25 Rød 11 % Tabell 7.19: Grenseverdier for vurdering av kloridinnhold i % av betongvekt [23] Materialprøver Lundevann bru Dato: Spesialinspeksjon Utført av: Dagfin Skaar A/S Prøve nr. Element Akse X (m) Y (m) Overdekning (mm) Karbonatisering (mm) Minimum 0-25 Kloridinnhold CI % av betongvekt (mm) (mm) 1 (topp) Tverrbjelke 4 0,08 0,13 2 (midt) Tverrbjelke 4 0,028 0,12 3 (bunn) Tverrbjelke 4 0,06 0,10 1 (topp) Tverrbjelke 5 0,045 0,09 2 (midt) Tverrbjelke 5 0,044 0,054 3 (bunn) Tverrbjelke 5 0,021 0,029 4 (u.k.) Tverrbjelke 5 0,008 0,018 1 (topp) Tverrbjelke 8 0,098 0,100 2 (midt) Tverrbjelke 8 0,088 0,18 3 (bunn) Tverrbjelke 8 0,028 0,028 4 (u.k.) Tverrbjelke 8 0,023 0,038 PEL SYD Pel (PS1) 5 0,320 0,180 Tabell 7.20: Resultater av materialundersøkelser fra 2010 [23] Materialprøver Lundevann bru Dato: Spesialinspeksjon Utført av: Dagfin Skaar A/S Prøve nr. Element Akse Høyde Overdekning (mm) Karbonatisering (mm) Kloridinnhold CI % av betongvekt (mm) (mm) Bøylearm. Hovedarm. 1-2 Pel (PS1) 5 H ,260 0, Pel (PS1) 5 H ,290 0, Pel (PS2) 5 H ,135 0, Pel (PS3) 5 H ,052 0, Pel (PS4) 5 H ,052 0, Pel (PS5) 5 H ,110 0,

164 13-14 Pel (PS6) 5 H ,290 0, Pel (PS1) 9 H ,120 0, Pel (PS1) 8 H ,180 0, Pel (PS1) 7 H ,190 0, Pel (PS4) 6 H ,030 0, Pel (PS1) 4 H ,290 0, Pel (PS1) 3 H ,270 0, Pel (PS1) 2 H ,230 0,100 Tabell 7.21: Resultater av materialundersøkelser fra 2011 [23] Materialprøver 2017 Materialprøvene som er tatt i forbindelse med denne oppgaven omfatter primært tverrbærere og peler, med unntak av to kantbjelker i dekket. Felles for prøveområdene er at de er tatt i de områdene som visuelt er mest skadet. Tabell 7.22 viser fordelingen av prøvenes kloridinnhold i % av betongvekt. Tabell 7.23 og 7.24 viser prøveresultatene i sin helhet. Vurdering av Cl % av betongvekt Farge Prosentandel av prøvene grensebetingelser Neglisjerbart < 0,045 Grønn 0 % Korrosjon mulig 0,045-0,11 Blå 9 % Korrosjon sannsynlig 0,11-0,25 Oransje 59 % Korrosjon sikker >0,25 Rød 32 % Tabell 7.22: Grenseverdier for vurdering av kloridinnhold i % av betongvekt [23] Materialprøver Lundevann bru Dato: Spesialinspeksjon Utført av: Espen Kjetså/Mzafar Ibrahim Prøve nr. P1 P2 P3 P4 P5 P6 P7 P8 P9 Element Akse X (m) Overdekning etter meisling Tverrbjelke Pel (PS1) Tverrbjelke Tverrbjelke Tverrbjelke Pel (PS1) Tverrbjelke Pel (PS1) Tverrbjelke Y (m) Overdekning (mm) Min. Mid. Max Kloridinnhold CI % av betongvekt (mm) (mm) 2 øst 5,6 0, , ,189 0,259 2 øst Sør H Ingen 0,325 0,260 meisling 2 vest 8,05 0, , ,5 0,254 0,255 3 vest 6,50 0, , ,091 0,183 3 vest 2,25 0,2 Ingen meisling 0,147 0,191 3 vest Sør H1 Ingen 0,399 0,203 meisling 4 øst 2,15 0, , ,171 0,151 4 øst Sør H3 Ingen 0,348 0,214 meisling 4 vest 7,5 0, ,122 0,

165 P10 P11 P12 P13 P14 P15 P16 P17 P18 P19 P20 P21 P22 P23 P24 P25 P26 P27 Pel (PS6) Tverrbjelke Pel (PS1) Tverrbjelke Tverrbjelke Pel (PS6) Tverrbjelke Pel (PS6) Tverrbjelke Pel (PS6) Tverrbjelke Tverrbjelke Tverrbjelke Tverrbjelke Tverrbjelke Tverrbjelke (hjørne) Dekkebjelke nord Dekkebjelke sør Masteroppgave Bygg 5 øst Nord H3 Ingen 0,262 0,194 meisling 5 øst 4,1 0, ,113 0,157 5 øst Sør H3 Ingen meisling 0,408 0,301 5 vest 7,1 0,2 Ingen 0,269 0,271 meisling 6 vest 6,90 0, ,408 0,243 6 vest Nord H3 Ingen 0,390 0,286 meisling 7 øst 7,25 0, ,229 0,224 7 vest Nord H2 Ingen meisling 0,239 0,197 7 vest 2,7 0,15 Ingen 0,154 0,188 meisling 8 øst Nord H2/ Ingen 0,492 0,261 H3 meisling 8 øst 8,55 0, ,111 0,201 8 øst 1,80 0,55 Ingen 0,221 0,238 meisling 8 øst 3,65 0, ,5 0,225 0,230 9 øst 2,0 0, ,5 38 Ingen meisling 0,121 0,100 9 vest 4,95 0, ,5 35 Ingen 0,228 0,231 meisling 9 vest 8,6 0, , ,226 0, nord 8-9 sør 0,3 u.k. 40 Ingen meisling 0,6 u.k. 38 Ingen meisling Tabell 7.23: Resultater av materialundersøkelser fra ,161 0,197 0,104 0,155 Materialprøver Lundevann bru Dato: Spesialinspeksjon Utført av: Mzafar Ibrahim og Espen Kjetså Prøve nr. Element Akse X (m) Y (m) Karbonatisering (mm) Bøylediameter ved opphugging Korrosjonsmerknad P1 P2 Tverrbjelke Pel (PS1) 2 øst 5,6 0,6 0 Ingen korrosjon 2 øst Sør H2 164

166 P3 P4 P5 P6 P7 P8 P9 P10 P11 P12 P13 P14 P15 P16 P17 P18 P19 P20 P21 P22 P23 P24 P25 P26 Tverrbjelke Tverrbjelke Tverrbjelke Pel (PS1) Tverrbjelke Pel (PS1) Tverrbjelke Pel (PS6) Tverrbjelke Pel (PS1) Tverrbjelke Tverrbjelke Pel (PS6) Tverrbjelke Pel (PS6) Tverrbjelke Pel (PS6) Tverrbjelke Tverrbjelke Tverrbjelke Tverrbjelke Tverrbjelke Tverrbjelke (hjørne) Dekkebjelke nord Masteroppgave Bygg 2 vest 8,05 0, Lite korrosjon 3 6,50 0, Ingen korrosjon vest 3 2,25 0,2 vest 3 Sør H1 0 vest 4 øst 2,15 0, Noe korrosjon i overflaten 4 øst Sør H3 4 7,5 0, Jevn korrosjon og vest noe groptæring 5 øst Nord H3 5 øst 4,1 0, Ingen korrosjon 5 øst Sør H3 5 vest 7,1 0,2 6 6,90 0, Lite korrosjon vest 6 Nord H3 vest 7 øst 7,25 0, Middels korrosjon 7 vest Nord H2 7 2,7 0,15 2 vest 8 øst Nord H2/ 0 H3 8 øst 8,55 0, Middels korrosjon 8 øst 1,80 0, øst 3,65 0, Mye korrosjon og delvis groptært 9 øst 2,0 0,4 0 9 vest 9 vest 8-9 nord 4,95 0,25 0 8,6 0, Ingen korrosjon 0,3 u.k. Ø12 (spenntau) Spenntau kraftig korrodert ved opplegg 165

167 P27 Dekkebjelke sør 8-9 sør Masteroppgave Bygg 0,6 u.k. 0 Ø12 (spenntau) Spenntau kraftig korrodert ved opplegg Tabell 7.24: Resultater av materialundersøkelser fra Sammenlignbare materialprøver Enkelte av materialprøvene som er tatt er sammenlignbare, da de er tatt ut i tilnærmet samme område på det samme konstruksjonselementet. Disse sammenligningene kan gi indikasjoner vedrørende utviklingen av kloridinnholdet på brua i løpet av de siste årene. I tabellene ( ) presenteres de sammenlignbare prøvene fra tidligere presenterte inspeksjoner. Kloridinnholdet i prøvene fra 1997 er angitt i % av sementvekt, og regnes om til % av betongvekt. Ved omregning fra kloridinnhold i % av sementvekt til betongvekt, forutsettes det et sementinnhold på 350 kg/m 3. Verdien i % av betongvekt finnes da ved å dele målt verdi i % av sementvekt med en faktor 6,9 [24]. 166

168 Inspeksjonsår Prøvenummer Tverrbjelke akse 2 Element Akse X (m) Masteroppgave Bygg Y (m) Minimum overdekning Kloridinnhold Cl % av betongvekt (mm) 0-25 (mm) (mm) 2 Nord 23,0 0,187 0, ,0 2 øst 5,6 0,6 19,0 0,189 0, P02 Tverrbjelke 2017 P1 Tverrbjelke Kommentar til sammenligning: Prøvene er tatt på samme tverrbærer og samme sted i lengderetning (koordinatene er målt fra hver sin ende av tverrbjelken, som er 9,64 meter lang). Usikkerhet rundt høyden og hvilken side av tverrbjelken prøvene fra 1997 ble tatt. Figur 7.54: Kloridprofil for prøvene P02 og P1 Kommentar til resultater: Kloridinnholdet i ytterste sjikt er tilnærmet likt, men har økt en god del i sjiktet 25-50mm. Kloridene i tverrbjelkene antas hovedsakelig å ha kommet fra oppløst veisalt i vann, via utettheter i fugene. Det er sannsynlig at det har blitt liggende mest vann på toppen av tverrbjelken, inn mot dekkets opplagre, som deretter trekker ned i betongen fra oversiden. Når betongprøvene bores innover fra sideflatene på tverrbjelken, er det følgelig god sannsynlighet for at kloridkonsentrasjonen er høyest i sjiktet 25-50mm. Prøvene samsvarer bra, og det vil være naturlig å forvente en økning av kloridkonsentrasjonen i løpet av 20 år, selv om fuger har blitt utbedret etter inspeksjonen i Tabell 7.25: Sammenligning av kloridinnhold for tverrbjelke i akse 2 167

169 Pel sør (PS1) akse 2 Masteroppgave Bygg Inspeksjonsår Prøvenummer Element Akse X (m) Y (m) Minimum overdekning Kloridinnhold Cl % av betongvekt (mm) 0-25 (mm) (mm) /28 Pel 2 Sør H3 27/37 0,230 0,100 (PS1) 2017 P2 Pel (PS1) 2 øst Sør H2 32 0,325 0,260 Kommentar til sammenligning: Prøvene er tatt på samme pel, men i ulikt definert høydenivå. Usikkerhet rundt hvilken sideflate prøvene fra 2011 er tatt fra. Figur 7.55: Kloridprofil for prøvene og P2 Kommentar til resultater: Prøveresultatene viser tydelig økning av kloridkonsentrasjonen fra 2011 til 2017, spesielt i sjiktet 25-50mm, der hovedarmeringen til pelen befinner seg. Økningen er større enn forventet, selv om prøvene ikke er tatt på helt samme sted på pelen. En økning i sjiktet 25-50mm, da kloridene over tid diffunderer lenger inn i betongen. Dagfin Skaar nevner i sin rapport at de jevnt over målte lavere kloridinnhold enn tidligere prøver, så noe av denne differansen kan skyldes feilkilder ved materialundersøkelse. De nyeste prøvene indikerer sikker korrosjon helt inn til 50mm dybde, slik at faren for armeringskorrosjon og avskalling av betong er høyst reell for denne pelen. Dette understøttes av store sprekker og noe avskalling i nærheten av prøvehullene. Tabell 7.26: Sammenligning av kloridinnhold for Pel sør (PS1) i akse 2 168

170 Inspeksjonsår Prøvenummer Tverrbjelke akse 3 Element Akse X (m) Masteroppgave Bygg Y (m) Minimum overdekning Kloridinnhold Cl % av betongvekt (mm) 0-25 (mm) (mm) 3 Nord 0,120 0, ,5 6,50 0, ,091 0, P03 Tverrbjelke 2017 P4 Tverrbjelke 3 vest Kommentar til sammenligning: Prøvene er tatt på samme tverrbærer, og innenfor en differanse på 0,4 meter i bjelkens lengderetning. Usikkerhet rundt hvilken side på tverrbæreren og i hvilken høyde prøvene ble tatt i Figur 7.56: Kloridprofil for prøvene P03 og P4 Kommentar til resultater: Prøveresultatene indikerer noe redusert kloridinnhold i sjiktet 0-25mm, men en liten økning i sjiktet 25-50mm. Resultatene samsvarer bra med prøvene tatt i 1997, og endringene i kloridinnholdet vurderes som små over en periode på 20 år. Betongprøvene indikerer sannsynlig korrosjon i sjiktet 25-50mm, hvor både bøyle- og lengdearmering befinner seg. Utmeisling indikerer imidlertid lite til ingen korrosjon på armeringen i prøveområdet. Det er imildertid stor oppsprekking av betongen rundt topparmeringen på tverrbjelken, som indikerer en forverret tilstand lenger opp på bjelken. Tabell 7.27: Sammenligning av kloridinnhold for tverrbjelke i akse 3 169

171 Pel sør (PS1) akse 3 Masteroppgave Bygg Inspeksjonsår Prøvenummer Element Akse X (m) Y (m) Minimum overdekning Kloridinnhold Cl % av betongvekt (mm) 0-25 (mm) (mm) /26 Pel 3 Sør H3 25/33 0,270 0,175 (PS1) 2017 P6 Pel (PS1) 3 vest Sør H1 0,399 0,203 Kommentar til sammenligning: Prøvene er tatt på samme pel, men i ulike definerte høyder. Prøven fra 2017 er tatt lavt på pelen, i motsetning til toppen av pelen i Usikkert om prøvene er tatt fra samme sideflate på pelen. Figur 7.57: Kloridprofil for prøvene og P6 Kommentar til resultater: Resultater av materialprøvene viser økt kloridinnhold i pelen, spesielt i sjiktet 0-25mm. Prøvene er imidlertid tatt i hver sin ende av pelens synlige lengde. Dette kan indikere at inntregningen av klorider er høyere i lavere deler av pelen, men avvikene kan også skyldes feilkilder ved målinger. Det er likevel sannsynlig at saltholdig vann blir liggende i massene rundt pelen, og lettere kan diffundere inn i dette området. Målingene av kloridkonsentrasjonen indikerer sannsynlig korrosjon i sjiktet 25-50mm, hvor hovedarmeringen ligger. Pelen er ikke meislet opp, og har ingen visuelle tegn på kraftig korrosjon eller øvrige skader. Det er likevel et høyt kloridinnhold i betongen, spesielt i ytterste sjikt, og dette vil fortsette å trenge innover mot armeringen. Muligheten for fremtidige skader er helt klart til stede, dersom de ikke har begynt allerede. 170

172 Tabell 7.28: Sammenligning av kloridinnhold for Pel sør (PS1) i akse 3 Pel sør (PS1) - akse 4 Inspeksjonsår Prøvenummer Element Akse X (m) Y (m) Minimum overdekning Kloridinnhold Cl % av betongvekt (mm) 0-25 (mm) (mm) /24 Pel 4 Sør H3 23/35 0,290 0,215 (PS1) 2017 P8 Pel (PS1) 4 øst Sør H3 0,348 0,214 Kommentar til sammenligning: Prøvene er tatt på samme pel og i samme definerte høydenivå. Usikkert om prøvene er tatt fra samme sideflate på pelen. Figur 7.58: Kloridprofil for prøvene og P8 Kommentar til resultater: Prøveresultatene viser en moderat økning av kloridkonsentrasjon i sjiktet 0-25mm, mens sjiktet 25-50mm er tilnærmet likt. Prøveresultatene samsvarer godt, og en økning i ytterste sjikt er å forvente i løpet av en periode på 6 år. Det målte kloridinnholdet i pelen indikerer sannsynlig korrosjon for hovedarmeringen i sjiktet 25-50mm. Pelen er ikke meislet opp, og har ingen avskallinger, men en god del overflateriss. Fremtidige korrosjonsskader bør påregnes, dersom det ikke utføres vedlikeholdstiltak. Tabell 7.29: Sammenligning av kloridinnhold for Pel sør (PS1) i akse 4 171

173 Pel nord (PS6) - akse 5 Masteroppgave Bygg Inspeksjonsår Prøvenummer Element Akse X (m) Y (m) Minimum overdekning Kloridinnhold Cl % av betongvekt (mm) 0-25 (mm) (mm) Pel 5 Nord H3 26/35 0,290 0,180 (PS6) 2017 P10 Pel (PS6) 5 øst Nord H3 0,262 0,194 Kommentar til sammenligning: Prøvene er tatt på samme pel og i samme definerte høydenivå. Usikkert om de er tatt fra samme sideflate på pelen. Figur 7.59: Kloridprofil for prøvene og P10 Kommentar til resultater: Resultatene av betongprøvene indikerer noe lavere kloridinnhold i sjiktet 0-25mm og en liten økning i sjiktet 25-50mm. Forskjellene er små, og prøvene samsvarer bra. De små endringene kan skyldes små variasjoner i uttakssted, og målinger. Kloridinnholdet i sjiktet 25-50mm indikerer sannsynlig korrosjon på pelens hovedarmering. Det er ikke meislet på pelen, men tilstøtende sideflater til prøvehullene fra 2017 har større avskallinger og tydelige tegn til armeringskorrosjon. Det er sannsynlig at pelens tilstand forverres uten vedlikeholdstiltak, selv om kloridkonsentrasjonen tilsynelatende ikke øker dramatisk. Tabell 7.30: Sammenligning av kloridinnhold for Pel nord (PS6) i akse 5 172

174 Pel sør (PS1) - akse 5 Masteroppgave Bygg Inspeksjonsår Prøvenummer Element Akse X (m) Y (m) Minimum overdekning Kloridinnhold Cl % av betongvekt (mm) 0-25 (mm) (mm) 2010 PEL SYD Pel 5 Sør 0,320 0,180 (PS1) Pel 5 Sør H2 25/35 0,260 0,190 (PS1) 2017 P12 Pel (PS1) 5 øst Sør H3 0,408 0,301 Kommentar til sammenligning: Prøvene er tatt på samme pel. Usikkert hvilken sideflate tidligere prøver er tatt, samt prøvens høydenivå i Figur 7.60: Kloridprofil for prøvene PEL SYD/1-2/P12 Kommentar til resultater: Prøveresultatene fra 2010 og 2011 er noe inkonsekvente, med lavere registrert kloridinnhold i ytterste sjikt i Prøvene fra 2017 indikerer økt kloridinnhold i pelen i begge sjikt. De nyeste målingene av kloridkonsentrasjonen i pelen indikerer sikker korrosjon i sjiktet 25-50mm, hvor hovedarmeringen ligger. Pelen er ikke meislet opp, men tilstøtende sideflate til prøvehullene fra 2017 har en bred og dyp, langsgående sprekk, med synlig korrodert armering. Pelen bør utbedres i nær fremtid. Tabell 7.31: Sammenligning av kloridinnhold for Pel sør (PS1) i akse 5 173

175 Inspeksjonsår Prøvenummer Tverrbjelke akse 7 Element Akse X (m) Masteroppgave Bygg Y (m) Minimum overdekning Kloridinnhold Cl % av betongvekt (mm) 0-25 (mm) (mm) 7 Nord 0,322 0, ,5 7 øst 7,25 0, ,229 0, P09 Tverrbjelke 2017 P16 Tverrbjelke Kommentar til sammenligning: Prøvene er tatt på samme tverrbærer, og innenfor en differanse på 0,1 meter i bjelkens lengderetning. Usikkerhet rundt hvilken side på tverrbæreren og i hvilken høyde prøven ble tatt i 1997, men gamle prøvehull tyder på at prøvene er tatt rett ved hverandre. Figur 7.61: Kloridprofil for prøvene P09 og P16 Kommentar til resultater: Prøveresultatene viser lavere kloridinnhold for prøvene fra 2017, spesielt i sjiktet 0-25mm. Årsaken til dette er uviss, men avviket kan skyldes feil tilknyttet kloridmålinger eller omregning fra kloridprosent av sementvekt. Målingene indikerer sannsynlig korrosjon av armeringen. Overdekningen er liten i området, slik at bøylene ligger i sjiktet 0-25mm. Meisling av prøveområdet viser noe overflatekorrosjon på både bøyle- og lengdearmering. Området rundt topparmeringen har tydelige avskallinger og rustutslag, slik at forverret tilstand er sannsynlig lenger opp på tverrbjelken. Tabell 7.32: Sammenligning av kloridinnhold for tverrbjelke i akse 7 174

176 7.4.6 Bomskader I forbindelse med denne oppgaven har det ikke blitt foretatt systematisk registrering av bomskader. Det har imidlertid blitt observert flere tilfeller av omfattende bomskader i forbindelse med inspeksjonene. Lett banking på betongen viste flere steder områder med «død» betong, noe som gjengis med en hul lyd eller nedfall av betong. Tverrbjelken i akse 8 nevnes som et eksempel på et element med bomskader. Figur 7.62 viser tverrbjelken slik den fremstod under den visuelle inspeksjonen, og figur 7.63 viser den samme tverrbjelken etter at det var banket lett over noen områder av bjelkens sideflate. De røde ringene markerer områder der bankingen medførte nedfall av betong. Figur 7.62: Tverrbjelke i akse 8 før banking Figur 7.63: Tverrbjelke i akse 8 etter banking I alle tilfellene der betong falt ned, ble det avdekket korroderte armeringsbøyler. Disse skadene kan trolig dateres tilbake til tiden før det ble lagt fuktmembran, da sideflatene høyst sannsynlig har vært eksponert for kloridholdig vann. 7.5 Konsekvenser av skadeomfang I dette kapittelet presenteres resultatene fra kapasitetsberegninger, som tar høyde de identifiserte korrosjonsskadene på Lundevann bru, samt diskusjon rundt konsekvensene av skadeomfanget. Skadene som følger av armeringskorrosjon er i all hovedsak opprissing og avskalling av betong, samt reduksjon av armeringens tverrsnittsareal. Konsekvensene av disse skadene påvirker konstruksjonens lastbærende evner, stivhet, samt evnen til kraftomlagring, slik det fremgår av teorien i kapittel 3.7. Beregninger av kapasitetsutnyttelsen for uskadet konstruksjon i bruddgrensetilstand danner grunnlag for utvalget av de konstruksjonsdelene som blir beregnet i dette kapittelet. I tillegg benyttes skadevurderingen, herunder visuell inspeksjon og spesialinspeksjon med materialprøver, til å foreta best mulige antakelser til beregninger av de påvirkningene dagens skadeomfang gir. Videre er det også gjennomført et estimat av skadeomfanget som kan tillates før det begynner å bli kritisk med tanke på konstruksjonsdelenes bæreevne. Tverrbjelke, søyle og peler i akse 9 har vist seg å være i god stand med hensyn på korrosjonsskader, både visuelt og ved materialprøver. Disse konstruksjonsdelene er dermed utelatt fra disse beregningene. Dekkebjelkene er kun enkeltvis skadet lokalt, og vurderes ikke som utsatt for skader. 175

177 7.5.1 Tverrbjelker akse 2-8 Tverrbjelkene fra akse 2-8 har fått påvist betydelige korrosjonsskader, spesielt hjørneavskallinger og oppsprekking i toppen av bjelkene. Disse hjørneavskallingene befinner seg både i områder over pelene, og i områder midt i felt. Hjørneavskallingene vil medføre reduksjon av trykksonens tilgjengelige bredde (b) for områder med trykksone i øvre del av bjelken. Reduksjon av tverrsnittets effektive høyde (d) vil ikke bli antatt som redusert før majoriteten av betongoverdekningen over trykkarmeringen er skallet av, i henhold til teorigrunnlaget i kapittel 3.7. Armeringen i de skadede områdene viser delvis høy grad av korrosjon, både på bøyler og hovedarmeringen i øvre del av bjelken. Denne hovedarmeringen vil være strekkarmering i de skadede områdene over pel, slik at redusert armeringsareal i disse områdene vil virke negativt på tverrbjelkens lastbærende evner. Resultatene av beregningene for tverrbjelkene i akse 2-8 viste at tverrsnittets utnyttelse var høyest for bøyemoment i felt og over støtte, med utnyttelse på drøyt 71 %. Videre var skjærkapasiteten for den vertikale skjærkraften utnyttet ca. 54 %. På bakgrunn av dette er beregningene i dette kapittelet utført med fokus på armeringskorrosjonens innvirkning på disse kapasitetene. Momentkapasitet i felt Korrosjonsskadenes innvirkning på tverrbjelkenes momentkapasitet i felt presenteres i de videre underkapitlene, og et sammendrag fremgår av tabell Fullstendige beregninger finnes i vedlegg Hjørneavskallinger For dagens tilstand på Lundevann bru, vil kapasiteten for bøyemomentet i felt vil hovedsakelig bare påvirkes ved at tverrsnittets tilgjengelige bredde i trykksonen blir redusert, som konsekvens av hjørneavskallingene. En antakelse basert på tidligere inspeksjoner gir redusert bredde lik 60mm, og følgelig får tverrsnittet en tilgjengelig bredde på 740mm. Kapasitetskontrollen med den reduserte bredden i trykksonen gir en reduksjon av momentkapasiteten i uskadet tilstand på ca. 0,5 %. På bakgrunn av dette er det trygt å slå fast at hjørneavskallinger i seg selv kan neglisjeres i sammenheng med tverrbjelkenes momentkapasitet. Bortfall av betongoverdekningen i trykksone I henhold til teorien i kapittel 3.7 må størsteparten av betongoverdekningen i trykksonen være skallet av før det vil få konsekvenser for tverrsnittets effektive høyde. Det har blitt beregnet et antatt tilfelle for dette, med effektiv tverrsnittshøyde redusert fra 745mm til 715mm. Kapasitetskontrollen av dette tilfellet viste en reduksjon av momentkapasiteten i felt på 4,3 %. Dette vurderes som en beskjeden reduksjon, og det er ikke registrert tilfeller hvor det er avskallet så mye betong i trykksonen på en av bruas tverrbjelker. Jevnt fordelt armeringsreduksjon Da enkelte kloridrøver, tatt i nedre del av tverrbjelkene, har indikert sannsynlig til sikker korrosjon (P5 og P13), har det også blitt utført beregning av antatt jevnt fordelt armeringskorrosjon av strekkarmeringen i felt, over en periode på 20 år. 176

178 Da denne hovedarmeringen ikke har blitt inspisert, har det ikke blitt utført direkte målinger av eventuell armeringsreduksjon. Ved bruk av ligning 3.49 har imidlertid den jevnt fordelte reduksjonen av armeringen over 20 år blitt beregnet til P x = 0, = 0,023mm/år. Antakelsen for denne beregningen er at konstruksjonsdelen har tilhørt klasse D3 (syklisk vått og tørt), da konstruksjonen hadde utette fuger og manglende fuktmembran i dekket. Videre er det antatt strømstyrke I corr 2μA/cm 2 ut fra intervallet i klasse D3. Dette tilsvarer et forholdsvis normalt skadeomfang. Dermed er den jevnt fordelte armeringsreduksjonen over 20 år beregnet til t = 20mm 0,023mm/år 20 år = 19,54mm. Beregningene antar redusert stangdiameter for all strekkarmering. rep = Resultatet for den jevnt reduserte armeringen viste at momentkapasiteten ble redusert med ca. 4,5 %. Som en siste kontroll for momentkapasiteten i felt, har det blitt undersøkt et tenkt tilfelle hvor både majoriteten av betongen i trykksonen har gått tapt, samt at armeringstverrsnittet har blitt jevnt redusert over en 20- års periode, som tilsvarer korrosjon fra 1997 til nåværende tidspunkt. I praksis vil dette si at tverrsnittets effektive høyde ble redusert med 30mm, og strekkarmeringen ble redusert til stangdiameter lik 19,54mm. Beregningen for de to tilfellene samtidig resulterte i en reduksjon på ca. 8,5 % av momentkapasiteten. Dette tilfellet vurderes som usannsynlig for tverrbjelkene på nåværende tidspunkt. Dette begrunnes med at armeringen i nedre del av tverrbjelkene ikke har synlige tegn til korrosjonsskader, og at avskallingen av betong på nåværende tidspunkt ikke er i nærheten av å rettferdiggjøre reduksjon av tverrsnittets effektive høyde, i henhold til anvendt teori. Dersom det samme tilfellet beregnes med jevnt fordelt korrosjon over en periode på 73 år (slutten av bruas levetid), vil stangdiameteren være t = 20mm 0,023mm ( ) = 18,321mm, i henhold til den tilnærmingsmetoden som er valgt. En kontroll av tverrbjelkens momentkapasitet i felt for dette tilfellet viser en reduksjon på 19,1 %. Tverrsnittets utnyttelse av momentkapasitet vil på dette tidspunktet være ca. 88 %. Tabell 7.33 gjengir en oversikt over de ulike skadenes bidrag til reduksjon av momentkapasiteten i felt, og det henvises til vedlegg for fullstendige beregninger. Resultatene viser at ingen av de undersøkte skadetilfellene vil medføre full utnyttelse av tverrbjelkenes momentkapasitet i felt. Tilfellene hvor det beregnes kapasitetstap på grunn av avskallet betong viser at tapene er beskjedne, og at eventuell korrosjon på strekkarmeringen vil medføre den største reduksjonen, avhengig av korrosjonens omfang. Pittingkorrosjon vil, som kjent fra teorien, øke reduksjonen av armeringens tverrsnitt 10 ganger så mye som jevnt fordelt korrosjon, i henhold til ligning Faren for omfattende pittingkorrosjon i lavere deler av tverrbjelkene vurderes som liten, da kloridinnholdet avtar jo lenger ned fra overkant av bjelken man undersøker. Underkant av bjelken har heller ikke synlige spalteriss, som indikerer at korrosjon pågår i disse områdene. 177

179 Momentkapasitet i felt tverrbjelker akse 2-8 M Ed = 279 knm Uskadet: M Rd = 391 knm Reduksjonsnummer Reduksjonsparametere b (redusert 60mm) d (redusert 30mm) A s (Ø redusert 0,46mm) d og A s (som for nr. 2 og 3) Årsak Avskalling av hjørner Reduksjonsprosent Momentkapasitet Utnyttelsesgrad 0,45 % 389 knm 0,717 Bortfall av tilnærmet all betongoverdekning i trykksone 4,3 % 374 knm 0,746 Jevnt fordelt korrosjon over en 20- års periode 4,5 % 373 knm 0,747 Som for reduksjonsnr. 2 og 3 8,5 % 358 knm 0,780 5 d (som for 2) og A s (Ø redusert 1,68mm) Bortfall av betongoverdekning og jevnt fordelt korrosjon i 73 år (ut restlevetid) 19,1 % 316 knm 0,882 Kapasitetskontroll: IKKE OK Kapasitetskontroll: OK Tabell 7.33: Innvirkningen av armeringskorrosjon på tverrbjelkens momentkapasitet i felt (akse 2-8) Momentkapasitet over støtte Kapasiteten for bøyemoment over pelene/støttene vurderes ikke som utsatt for reduksjon som følger av avskalling av betong i årene fremover, da trykksonen her befinner seg ned mot undekant av bjelkene. Inspeksjonene indikerer at disse områdene stort sett er fri for spalteriss, og øvrige tegn som tyder på fremtidige avskallinger. Dersom det likevel hadde inntruffet, ville reduksjonene fulgt beregningene som gjennomført for kapasiteten i feltmoment, da tverrsnittet er symmetrisk armert. Pittingkorrosjon (groptæring) I og med at det er kloridinitiert korrosjon på Lundevann bru, må det også tas høyde for pittingkorrosjon på strekkarmeringen. Spesielt gjelder dette for de områdene over pelene, hvor det er delvis store hjørneavskallinger og synlig armeringskorrosjon på hjørnestengene. Pittingkorrosjon vil, som kjent fra teorien, kunne forårsake store lokale reduksjoner av armeringstverrsnittet, samtidig som de kan være vanskelige å oppdage. For tverrbjelkene fra akse 2-8 ble det observert flere områder med delvis kraftig korroderte hjørnestenger i toppen av bjelkene, men diameteren har ikke blitt målt direkte. I stedet for direkte målinger benyttes ligning 3.49 til å beregne estimert reduksjon av armeringens diameter, som følge av pittingkorrosjon. Som tidligere vist, ble den årlige reduksjonen beregnet til 178

180 P x = 0,023 mm/år. Fra ligning 3.48 fremgår det at pittingkorrosjon over en periode på 20 år vil redusere stangdiameteren til t = 20mm 10 0,023mm 20 = 15,4 mm. En beregning med denne reduserte stangdiameteren (pitting) på to hjørnestenger, samt jevnt fordelt armeringskorrosjon for de øvrige 3 stengene (Ø=19,54mm) som utgjør strekkarmeringen i et snitt, resulterte i en reduksjon på ca. 18,5 % av bjelkenes momentkapasitet over støtte, og en utnyttelsesgrad på 87,2 %. Denne kontrollen representerer en situasjon som bør tas høyde for når den reduserte kapasiteten vurderes for dagens tilstand. Hjørnestengene i avskallede områder er tydelig reduserte, og det er dokumentert at det har vært høyt kloridinnhold i øvre del av tverrbjelkene i minst 20 år. De resterende 3 stengene som utgjør strekkarmeringen ligger skjult under oppleggene til bjelkene i brudekket. Disse er følgelig vanskelig å inspisere, men det bør antas at de kan ha blitt utsatt for noe korrosjon. En tilsvarende kontroll for 40 år med henholdsvis pitting- og jevnt fordelt korrosjon medfører at hjørnestengene har gjenværende diameter t = 20mm 10 0,023mm 40 = 10,8 mm. De tre stengende med jevnt fordelt korrosjon vil da være redusert til en stangdiameter t = 20mm 0,023mm ( ) = 19,08 mm. Resultatene fra denne kontrollen gir reduksjon av tverrsnittets momentkapasitet over støtte på 32,9 %, og en utnyttelsesgrad på 1,06. Ved denne situasjonen vil med andre ord momentkapasiteten i tverrbjelkene, over støtte, være overskredet. Beregningsmessig vil dette oppstå 20 år frem i tid, dersom man antar at korrosjonen allerede har pågått i 20 år. Nøyaktige beregninger av dette lar seg vanskelig gjøre, med mindre det foretas direkte målinger av armeringen. Det vil imidlertid være mulig å slå fast at momentkapasiteten over støtte vil være overskredet dersom to armeringsjern blir halvert i samme snitt. Tabell 7.34 gjengir en oversikt over de ulike skadenes bidrag til reduksjon av momentkapasiteten over støtte. Det henvises til for øvrig til vedlegg 12.17for fullstendige beregninger. Momentkapasitet støtte tverrbjelker akse 2-8 M Ed = 278 knm Reduksjonsnummer 5 6 Reduksjonsparametere A s (redusert 2 x 4,6mm og 3 x 0,46mm) A s (redusert 2 x 9,2mm og 3 x 0,92mm) Årsak Pitting- og jevnt fordelt korrosjon over en periode på 20 år Pitting- og jevnt fordelt korrosjon over en periode på 40 år Uskadet: M Rd = 391 knm Reduksjonsprosent Momentkapasitet Utnyttelsesgrad 18,5 % 319 knm 0,872 32,9 % 263 knm 1,059 Kapasitetskontroll: OK Kapasitetskontroll: IKKE OK Tabell 7.34: Innvirkningen av armeringskorrosjon på tverrbjelkens momentkapasitet over støtte (akse 2-8) 179

181 Skjærkapasitet vertikalt For tverrbjelkene i akse 2-8 er det skjærstrekkapasiteten for vertikal skjærkraft som er høyest utnyttet. Utnyttelsesgraden baserer seg på at skjærkraften tas opp av bidrag fra både bøylearmering og skråarmering, i henhold til beregninger i vedlegg For disse tilfellene er det reduksjon av skjærarmeringen som er av hovedsakelig interesse. Det finnes flere forslag til ligninger for å estimere skjærkapasiteten til en korrosjonsangrepet konstruksjonsdel, men det mest nøyaktige er åpenbart å foreta direkte målinger av reduksjonen på skjærarmeringen. Under spesialinspeksjonen i forbindelse med denne oppgaven ble bøylediameterne målt i de områdene som ble meislet opp. Disse målingene ble foretatt på deler av bøylene som var dekket av betong. Den målte bøylen som var mest redusert målte diameter Ø7mm på den tynneste delen av et groptært område. Bøylehjørner som var frilagt, i områder med mye hjørneavskallinger, var visuelt sett enda mer korrodert, og antakelser på halvering fra Ø10- Ø5mm er ikke urealistisk for enkelte bøyler, selv om disse ikke ble nøyaktig målt. Reduksjon av bøyler og skråarmering Skjærstrekkapasiteten har blitt beregnet med redusert bøylediameter lik Ø7mm. Resultatet fra beregningen viste at den totale skjærstrekkapasiteten ble redusert med 14,8 %. Dette viser at redusert tverrsnittsareal for bøyler, som følge av armeringskorrosjon, får betydelig utslag for skjærkapasiteten til tverrbjelkene. I henhold til beregninger i uskadet tilstand fremgår det imidlertid at den skrå skjærarmeringen alene har kapasitet nok til å tåle den dimensjonerende skjærkraften vertikalt i tverrbjelken (V Rd.skrå = 684 kn > V Ed = 584 kn). Dette betyr i praksis at bøylene kan ruste helt av, uten at skjærkapasiteten blir beregningsmessig fullt utnyttet. På bakgrunn av dette har det også blitt beregnet et tilfelle hvor det antas at den skrå armeringen er utsatt for jevnt fordelt korrosjon over en periode på 73 år, som i praksis vil si 20 år tilbake i tid, pluss tiltenkt restlevetid. Dette tilsvarte at den skrå armeringen ble redusert fra Ø20 Ø18,32mm. Bøylene ble holdt på Ø7mm. Resultatet av denne kontrollen viste at den samlede reduksjonen av tverrbjelkens skjærstrekkapasitet var på 26,2 %, og en utnyttelse av kapasiteten på 82,2 %. Bidraget fra skråarmeringen med denne reduksjonen ble redusert til V Rd.skrå = 574 kn < V Ed = 584 kn. I praksis betyr dette resultatet at skjærstrekkapasiteten ikke blir overskredet før bøylene er rustet helt av, og den skrå skjærarmeringen har vært utsatt for jevnt fordelt korrosjon i 73 år. Dette er et svært usannsynlig scenario for tverrbjelkene på Lundevann bru, da den skrå skjærarmeringen befinner seg i lavere deler av tverrsnittet, hvor det generelt er mindre kloridinnhold i betongen, og overdekningen er i god stand (ingen betydelig opprissing). En samlet vurdering for tverrbjelkenes skjærkapasitet i akse 2-8 er dermed at beregningene i uskadet tilstand indikerer at skråarmeringen har nok kapasitet i seg selv til å motstå den dimensjonerende vertikale skjærkraften. Følgelig kan bøylene ruste helt av uten at det er kritisk for skjærstrekkapasiteten til konstruksjonen. Tabell 7.35 gjengir en oversikt over de ulike skadenes bidrag til reduksjon av skjærkapasiteten ved støtte. Det henvises til for øvrig til vedlegg for fullstendige beregninger. 180

182 Skjærkapasitet støtte tverrbjelker akse 2-8 V Ed = 584 kn Reduksjonsnummer 7 8 Reduksjonsparametere A s (redusert 3mm for bøyler) A s (redusert 3mm for bøyler og 1,68mm for skråarmering) Årsak Direkte målt reduksjon av armeringskorrosjon (pitting) Som for reduksjonsnr. 7 for bøyler, og jevnt fordelt korrosjon på skråarmering over en periode på 73 år Uskadet: V Rd.s = 963 kn Reduksjonsprosent Skjærkapasitet Utnyttelsesgrad 14,8 % 821 kn 0,711 26,2 % 711 kn 0,822 Kapasitetskontroll: IKKE OK Kapasitetskontroll: OK Tabell 7.35: Innvirkningen av armeringskorrosjon på tverrbjelkens skjærkapasitet ved støtte (akse 2-8) 181

183 8 Diskusjon 8.1 Dimensjonerende krefter De dimensjonerende kreftene som fremkommer av modellering og analyser vurderes jevnt over å inneha god intern validitet, det vil si at resultatene gir et godt grunnlag for vurdering av bruas bæreevne i denne oppgaven, basert på de antakelser og forenklinger som er tatt. Det er imidlertid valgt å belyse noen lastvirkninger og antakelser som kan gi store utslag for de dimensjonerende kraftverdiene som fremkommer av analysen. Tverrbjelker akse 2-8 For det vertikale bøyemomentet (M y ) i tverrbjelkene i akse 2-8 har bremse- /akselerasjonslasten svært stor betydning for den dimensjonerende kraftverdien. I analysemodellen i denne oppgaven er denne lasten i praksis bremselast fra to lastfelter samtidig i samme retning. Figurene 8.1, 8.2 og 8.3 fremstiller virkningen på My- diagrammet fra henholdsvis bremselast, vertikale laster, og samtlige laster. Figur 8.1: My- diagram som følge av bremselast Figur 8.2: Virkningene av vertikale lastkomponenter på My- diagrammet Figur 8.3: My- diagram med samtlige laster påsatt Oppbremsingen skjer i bruas vestgående retning, slik at de to midterste pelene har helning i bremseretningen. De nærmeste pelene på hver side har helning mot bremseretningen. Følgelig oppstår det et feltmoment mellom de to pelene som har helning motsatt vei av bremseretningen. Dette synes å skje som følger av manglende mothold mot horisontalforskyvningen som oppstår i dette feltet under oppbremsing. 182

184 Søyle akse 9 Akse 9 er skiller seg fra de andre aksene, som tidligere nevnt. Søylen i rammekonstruksjonen er støpt fast til berg, og har stor stivhet i forhold til tverrbjelken (rigelen), og spesielt i forhold til de tre pelene som understøtterrammen på sørsiden. Dette medfører at en stor andel av lastvirkningene i aksen trekkes mot rammehjørnet, og søylen. Et viktig punkt å nevne i denne forbindelse er at de to innerste av pelene som støtter opp tverrbjelken på sørsiden av brua er modellert vertikale. Dette er gjort, da det ikke fremgår at de er rammet ned med helning i tegningsgrunnlaget. Hvorvidt disse pelene er rette eller har helning er av stor betydning for lastvirkningene i søylen i nordenden av aksen. Rette peler, slik det er angitt og modellert vil gi større mulighet for horisontal forskyvning av den sørlige enden av tverrbjelken enn tilfellet vil være dersom disse to pelene har helning i bruas lengderetning. Dette vil følgelig gi betydelig økte lastvirkninger i den innspente søylen i andre enden. Spesielt vil momentet som oppstår i søylen ved horisontal forskyvning i bruas lengderetning bli høyt, i tillegg til betydelig økning av torsjon i søylen. Det har blitt foretatt en prøveanalyse hvor de to nevnte pelene ble gitt helning hver sin vei i bruas lengderetning. Dette stabiliserte sørenden av aksen betydelig, og resulterte i mindre forskyvninger, og redusert lastvirkning i søylen i motsatt ende. Det er forfatternes klare oppfatning at denne måten å posisjonere pelene på ville være en mye bedre løsning. Hvorvidt pelene faktisk er rammet ned med helning eller ei ble ikke viet oppmerksomhet før etter inspeksjonene, slik at dette bør undersøkes nærmere. Det er derfor valgt å modellere i henhold til tegningsgrunnlaget, men usikkerheten som ligger der poengteres. Fjærstivheter for jord Modellen er modellert med konservative antakelser skjærfastheten for jordmassene rundt brua. Hvor stor fjærstivhet de omkringliggende massene tildeles har betydning for de resulterende lastvirkningene i konstruksjonen. I denne oppgaven er det antatt at de omkringliggende massene tilsvarer bløt leire, og fjærstivhetene er modellert i henhold til dette. Denne antakelsen er tatt for å være på sikker side, da det kreves omfattende geotekniske undersøkelser for å kunne modellere dette presist. Basert på de antakelsene som er tatt i denne oppgaven, er det ventelig at deformasjonene og lastvirkningene er på sikker side. 8.2 Beregninger i bruddgrensetilstand Av bruddgrenseberegningene i uskadet tilstand fremgår det at den dimensjonerende grensetøyningen for strekkarmeringen (ε ud ) er over tillatt grense for den beregnede momentkapasiteten. Dette gjelder for: Felt- og støttemoment for tverrbjelker i akse 2-8 o ε s = 0,031 ε ud = 0,03 Moment om svak akse (sideveis) for tverrbjelken i akse 9 o ε s = 0,049 > ε ud = 0,03 183

185 Masteroppgave Bygg Moment om svak akse (i kjøreretning) for søylen i akse 9 o 𝜀𝑠 = 0,079 > 𝜀𝑢𝑑 = 0,03 Den dimensjonerende grenseverdien gjelder for dagens kamstål av kvalitet B500C, og har blitt benyttet også for kamstålet av gammel kvalitet Ks40. I praksis betyr overskridelse av dimensjonerende grensetøyning at tverrsnittet er så underarmert at strekkarmeringen går til teoretisk brudd før betongen i trykksonen knuses, det vil si før 𝑀𝐸𝑑 = 𝑀𝑅𝑑. Dersom man har en gitt tverrsnittsgeometri, vil den eneste løsningen være å øke strekkarmeringens tverrsnittsareal (𝐴𝑠 ) og/eller stålets styrke (𝑓𝑦𝑑 ). Dersom Statens vegvesen velger å utføre mekanisk reparasjon av utvalgte konstruksjonsdeler på brua, slik det er planer om, bør det vurderes å legge inn ekstra armering, da dette vil senke tøyningen i armeringen, slik at den ikke går til brudd før trykksonens momentkapasitet blir fullt utnyttet. 8.3 Vurdering av skadeomfang I det følgende diskuteres skadeomfanget på Lundevann bru med forankring i gjennomført visuell inspeksjon og materialprøver fra spesialinspeksjoner Kloridinnhold i betongen Sannsynlig transportvei For å kunne vurdere årsaken til- og utviklingen av kloridinnholdet i de i ulike betongelementene på Lundevann bru, samt kunne vurdere eventuelle utbedringstiltak, er det nødvendig å kartlegge kloridenes sannsynlige transportvei. Figur 8.4 illustrerer forfatternes vurdering av kloridenes transportvei ved direkte avrenning fra fugen over en akse, basert på gjennomførte inspeksjoner. Figur 8.4: Kloridenes sannsynlige transportvei ved avrenning fra fuge Tverrbjelker Kloridholdig vann transporteres ned på tverrbjelkene, hvor noe vann blir liggende på toppen av tverrbjelkens ytre del. Dette vannet vil medføre at klorider trenger inn i betongen på tverrbjelkene fra overkant og nedover i tverrsnittet. 184

186 Vann vil også renne over kantene av tverrbjelken og videre ned i jordmassene nedenfor. Noen klorider vil kunne trenge inn i betongen fra de fuktige sideflatene på tverrbjelkene, og noe vil kunne diffundere inn via vanndamp fra jordmassene. På samme måte vil vann som renner ned øvrige steder langs tverrbjelken, via utette fuger, trenge inn i betongen. Dette understøttes av de observerte avskallingene i øvre deler av flere tverrbjelker. Peler Pelene vil normalt ikke være direkte eksponert for kloridholdig vann. Vannet som renner ned i de omkringliggende jordmassene vil imidlertid medføre en eksponering i bunnen av pelens synlige del. Videre vil vanndamp fra jordmassene diffundere inn i peletverrsnittet. Denne dampen kan inneholde høye kloridkonsentrasjoner, da det meste av avrenningsvannet vil bli liggende i området rundt pelene i ytterkant av brua. Dekkebjelker Dekkebjelkene er hovedsakelig utsatt for kloridholdig vann som blir liggende på tverrbjelkene under fugen. Dersom fuger ikke blir rengjort ofte nok, vil dette vannet i tillegg bli liggende i sand og grus, som over tid pakker seg rundt dekkebjelkene, innenfor opplegget. Denne fuktige, kloridholdige massen vil sørge for av kloridene lett kan trenge inn i betongen. I tillegg vil kloridholdig vanndamp fra jordmassene under kunne diffundere inn i tverrbjelkene i området utenfor opplegg. Utvikling Det ble avdekket høye kloridinnhold i enkelte av bruas betongelementer allerede i 1997, og året etter ble fuktmembran lagt på brua. I det følgende presenteres betraktninger rundt utviklingen av kloridinnholdet de siste 20 årene. En sammenligning av materialprøvene fra de ulike inspeksjonene (tabell ) viser en gradvis økning av kloridinnholdet i prøvene med tiden. Disse tallene åpenbart misvisende, da hver enkelt inspeksjon har ulike prøvepunkter, avhengig av inspeksjonens formål. De sammenlignbare prøvene i tabellene ( ) kan imidlertid si noe om utviklingen av kloridinnholdet i tverrbjelkene og pelene. Tverrbjelker 3 nye betongprøver fra tverrbjelkene er sammenlignbare med prøver fra 1997 (tabell 7.25, 7.27 og 7.32), og disse viser jevnt over små variasjoner i kloridinnhold. Dette indikerer at kloridkonsentrasjonen ikke har endret seg i betydelig grad de siste 20 årene, og at vedlikeholdstiltaket med legging av fuktmembran i 1998 trolig har vært vellykket. Basert på dette forventes det ikke at kloridinnholdet i tverrbjelkene kommer til å øke i stor grad fremover, dersom vanlig drift og vedlikehold gjennomføres. Tverrbærerne vil imidlertid fortsatt bli eksponert for kloridholdig vann ved endene, under fugene. Disse områdene er ikke de mest kritiske med tanke på bæreevne, men det bør likevel tas med i betraktning. 185

187 Peler Sammenligningsgrunnlaget for pelene består av 5 nye prøver som er tatt i nærheten av tilsvarende prøver fra inspeksjonen i 2011, i henhold til tabellene (7.26,7.28, 7.29, 7.30, 7,31). Sammenligning av prøvene viser jevnt over høyere kloridinnhold i de nye prøvene fra 2017, og enkelte viser en stor økning over de 6 siste årene. Hvorvidt disse økningene av kloridinnhold i pelene er reelle eller ikke er vanskelig å slå fast, men det fremstår lite sannsynlig. For å avdekke eventuelle avvik med RCT- målinger har forfatterne digitalisert kalibreringskurven til Dagfin Skaar A/S fra Det åpner opp for en nøyaktig sammenligning av kalibreringskurvene som har blitt benyttet i henholdsvis 2011 og Sammenligningen viser at kalibreringskurven fra 2011 er mindre lineær enn den som ble brukt i 2017, og den har spesielt en større avbøyning for høye kloridkonsentrasjoner. For lavere konsentrasjoner er kurvene i større grad kompatible. Mulige årsaker til avviket i 0,5%- væsken i 2011 kan være feilavlesning, lavere temperatur enn de øvrige kalibreringsvæskene, eller forurensing av væsken. Uavhengig av årsak, så gir dette avviket betydelige utslag på avlest kloridkonsentrasjon, og spesielt da avviket har oppstått i området for høye kloridkonsentrasjoner. Her er nøyaktigheten i utgangspunktet mindre, som beskrevet tidligere. For å illustrere forskjellene som oppstår mellom de to kurvene fra 2011 og 2017, har avlest kloridkonsentrasjonen blitt sammenlignet for en hypotetisk spenningsmåling på 5 mv, som vist i figur 8.5. Kloridkonsentrasjonen har blitt lest rett av kurven fra 2011, slik det har blitt gjort av Dagfin Skaar A/S. En spenningsmåling på 5 mv vil etter denne kurven gi et kloridinnhold på 0,298 % av betongvekt. Avlesning av kurven fra 2017 har foregått digitalt etter en regresjonslinje, blant annet nettopp for å ta høyde for mulig forurensing av en enkelt kalibreringsvæske. Dette er nærmere beskrevet i kapittel 6.2. En spenningsmåling på 5 mv vil etter denne kurven gi et kloridinnhold på 0,375 % av betongvekt. Forskjellene øker jo høyere kloridkonsentrasjonen blir. På bakgrunn av dette vil forfatterne hevde at resultatene fra 2017 gir mer presise resultater for kloridinnholdet i pelene enn målingene fra

188 Figur 8.5: Sammenligning av kalibreringskurver for kloridmålinger av peler Det er virker sannsynlig at en betydelig andel av økningen i kloridinnhold fra 2011 til 2017 kan tilskrives det beskrevne avviket på kalibreringskurvene. I lys av dette virker det sannsynlig at den reelle økningen av kloridinnhold i pelene er betydelig mindre enn sammenligningen av kloridmålingene viser. Da majoriteten av kloridene sannsynligvis diffunderer inn via damp fra massene rundt, forventes imidlertid fortsatt økning i årene fremover, da veisaltet fortsatt har fri avrenning via fuger over aksene. Dersom ingen vedlikeholdstiltak utføres vil kloridinnholdet øke over tid, og også trenge lenger inn i peletverrsnittet. Dekkebjelker Det er tatt to materialprøver i underkant av de spennarmerte dekkebjelkene, i henholdsvis nord- og sørenden av brua. Prøvene er begge tatt i avstander nær opplegg ved akse 9, henholdsvis 0,3- og 0,6 meter ut fra sine respektive opplegg. Det har ikke blitt tatt så mange kloridprøver av dekkebjelkene tidligere, hvilket medfører manglende grunnlag å sammenligne de nye prøvene mot. De to prøvepunktene fra 2017 er derfor tatt i de områdene som visuelt sett fremstod mest skadet. Prøveresultatene viser sannsynlig korrosjon i begge bjelkene, med høyest kloridinnhold for prøvene tatt i avstand 0,3m fra opplegg. Prøvene indikerer også noe høyere kloridinnhold for sjiktet 25-50mm, det vil si lenger opp i underflensen, hvor spenntauene ligger. På bakgrunn av manglende sammenligningsgrunnlag er det vanskelig å trekke noen slutninger vedrørende utviklingen av kloridinnhold i dekkebjelkene. Basert på visuelle inntrykk og kloridenes sannsynlige transportvei inn i betongen, er det imidlertid klart at området rundt opplegget på 187

189 kantbjelkene, under fuger, er et utsatt område. Disse områdene vil fortsatt bli eksponert for klorider, og en økning av kloridinnhold må påregnes, dersom ikke vedlikeholdstiltak utføres. Dekkebjelkene innenfor kantbjelkene fremstår visuelt sett i god stand, og tidligere kloridprøver på disse har indikert lave kloridkonsentrasjoner. Disse bjelkene forventes å forbli i god stand, så lenge det utføres normal drift og vedlikehold av fuger Armeringskorrosjon Hvorvidt armeringen har begynt å korrodere eller ikke er avhengig av flere faktorer. I det følgende diskuteres avdekket armeringskorrosjon i sammenheng med målte kloridkonsentrasjoner og øvrige resultater fra skadevurderingen i kapittel 7.4. Tverrbjelker De fleste tverrbjelkene har områder med kloridkonsentrasjoner som allerede indikerer sannsynlig eller sikker armeringskorrosjon, og har hatt det i lang tid. Enkelte av disse områdene, som har blitt meislet opp, viser også at armeringskorrosjonen allerede har kommet langt, både med tilfeller av jevn armeringsreduksjon og groptæring. Andre områder med høye kloridkonsentrasjoner har vist mindre grad av armeringskorrosjon enn man kunne forvente, basert på kloridmålingene. For å illustrere dette kan to av de prøvene som målte det laveste kloridinnholdet sammenlignes. Prøve P20 målte overdekning 16mm ved opphugging, og kloridinnhold i 0,111% av betongvekt i sjiktet 0-25mm. Bøylen fremstår betydelig korrodert, slik figur 8.6 viser. Figur 8.6: Korrodert bøyle på tverrbærer Prøve P11 målte overdekning 11mm ved opphugging og kloridinnhold 0,113% av betongvekt i sjiktet 0-25mm. Bøylen i dette prøveområdet viser svært liten til ingen korrosjon, slik figur 8.7 viser. 188

190 Figur 8.7: Bøyle uten korrosjon på tverrbærer Sammenligningen viser at de to prøvene, som begge er innenfor grenseverdien for mulig korrosjon, avslører svært ulik grad av armeringskorrosjon. Prøve P11 har tilnærmet likt kloridinnhold som P20, og har i tillegg mindre overdekning. Likevel fremstår denne bøylen svært lite korrodert, samtidig som bøylen i P20 er betydelig korrodert. Det påpekes at de fleste prøvene på tverrbjelkene er tatt mm under overkant av bjelken. Både med tanke på kloridenes sannsynlige transportvei og visuelle inntrykk (avskallinger og rustutslag), så er armeringskorrosjonen trolig kommet enda lenger i topparmeringen, som virker som strekkarmering over pelene. Et eksempel på dette fremgår av figur 8.8. Dette er imidlertid et vanskelig område å ta prøver av, da man får mye store partikler og rustprodukter i borestøvet. Prøver og inspeksjon av toppflaten av bjelken lar seg vanskelig gjøre, da denne er opplegg for dekkeelementene. Figur 8.8: Avskallinger og synlig armeringskorrosjon i overkant av tverrbjelke I all hovedsak er det topparmeringen og bøylene som er av interesse når man vurderer tverrbjelkenes bæreevne, basert på de mest kloridangrepne områdene. Høye støttemomenter over 189

191 pelene krever at strekkarmeringen er i god stand, noe visuell inspeksjon og materialprøver ikke gir noen garanti for. Sannsynligheten for redusert areal av strekkarmeringen er absolutt til stede, og den kan også være betydelig redusert, dersom det finnes skjult groptæring. Flere av tverrbjelkene har allerede flere kraftig korroderte bøyler, spesielt i områder med svært liten overdekning, slik figur 8.8 illustrerer. Uten vedlikeholdstiltak vil armeringen i disse områdene fortsette å korrodere ytterligere. Kombinert med avdekkede utførelsesfeil, som bruk av bøyler med diameter Ø10 (Ø12 på tegningsgrunnlag) og varierende bøyleavstand, vil dette samlet medføre betydelig reduksjon av skjærkapasiteten til den aktuelle tverrbjelken i enkelte snitt. Peler Alle de undersøkte pelene fra spesialinspeksjonen i forbindelse med denne oppgaven indikerer sannsynlig- eller sikker korrosjon i alle målte sjikt. Majoriteten av disse pelene har også store avskallinger og sprekker, som følge av armeringskorrosjon. Ingen av pelene ble meislet opp, da man ville unngå å fjerne betong fra tverrsnittet. Betraktninger må derfor gjøres med forankring i visuell inspeksjon og kloridprøver. Sammenligning av de to pelene knyttet til kloridprøvene P15 og P8 understreker at det visuelle skadeinntrykket ikke nødvendigvis henger sammen med kloridinnholdet i betongen. P15 har målt kloridinnhold på 0,390% av betongvekt, og har betydelige sprekker og avskallinger, slik figur 8.9 viser. P8 har målt kloridinnhold på 0,348% av betongvekt, og fremstår uten synlige skader av betydning, slik det fremgår av figur Begge pelene har høyt kloridinnhold, og er godt innenfor grenseverdien som tilsier sikker armeringskorrosjon. Det er mulig at begge også har det, men P8 fremstår visuelt sett i mye bedre forfatning enn tilfellet er for P15. Det vil være nødvendig å meisle opp P8 for å få et klart svar på graden av armeringskorrosjon på denne pelen. Figur 8.9: Pel med tydelig armeringskorrosjon og skader Figur 8.10: Pel uten synlig armeringskorrosjon og skader 190

192 Dersom det ikke utføres vedlikeholdstiltak på pelene i ytterkantene av brua, vil kloridkonsentrasjonen fortsette å øke, og armeringskorrosjonen fortsette. Dette begrunnes med kloridenes sannsynlige transportvei og skader på pelene, i form av avskallinger, samt store riss og sprekker. Konsekvensene av dette vil være svekkelse av armeringen, samt bortfall av betong, som medfører reduksjon av pelenes bæreevne. Tidligere materialprøver av pelene indikerer sterkt avtakende kloridkonsentrasjon for pelene nærmere midten av tverrbjelken. Visuelt fremstår disse også i god stand, og det forventes at det ikke er nødvendig med vedlikeholdstiltak på disse. Dekkebjelker De to undersøkte dekkebjelkene langs ytterkantene av brua har begge kloridinnhold som indikerer sannsynlig korrosjon. Disse prøvene er tatt i underflensen av bjelkene, utenfor opplegg, hvor betongen fremstår opprisset, men uten tydelige tegn til armeringskorrosjon. Det er ikke meislet i forbindelse med disse prøvene. Figur 8.11 viser den visuelle tilstanden i et av disse prøveområdene. Figur 8.11: Prøveområde på dekkebjelke nord ved akse 9 Situasjonen er imidlertid enda verre innenfor dekkebjelkenes opplegg, under fuge. I disse områdene er det store avskallinger, og til dels kraftig armeringskorrosjon på spenntauene i bjelkene. Inspisering av dekkebjelken på nordsiden av brua, ved akse 9, avslørte at all betongen under spenntauene var borte innenfor opplegget. Figur 8.12 viser området før nærmere inspeksjon, og figur 8.13 viser det samme området etter rengjøring for sand og grus. Av sistnevnte figur fremgår det også at spenntauene er kraftig korroderte. 191

193 Figur 8.12: Dekkebjelke nord ved akse 9 før rengjøring Figur 8.13: Dekkebjelke nord ved akse 9 etter rengjøring Dekkebjelkene som ligger innenfor kantbjelkene er vanskelige å inspisere nøyaktig under fugene, uten bruk av optisk utstyr. Den visuelle inspeksjonen indikerer imidlertid at disse er i bedre stand enn kantbjelkene. Dette vil også være forventet, da tette fuger og fuktmembran i veibanen vil beskytte disse bjelkene mot kloridholdig vann. Det tenderer klart til at problematikken med armeringskorrosjon i dekkebjelkene forekommer for bjelkene langs bruas ytterkant, i området nær opplegg. Korrosjon i disse områdene vil fortsette i årene fremover, dersom ingen vedlikeholdstiltak utføres Karbonatisering De målte karbonatiseringsdybdene i tilknytning til spesialinspeksjonen i 2017 indikerer tydelig at karbonatisering ikke er et problem for betongelementene på Lundevann bru. Den høyeste målte verdien av karbonatiseringsdybde var 3mm for prøve P9 (figur 8.14). Da brua er omtrent halvveis i sin prosjekterte levetid, og hastigheten av karbonatiseringen er størst i starten, kan man slå fast at dette ikke vil være et problem, uten nærmere beregninger. 192

194 Figur Målt karbonatiseringsdybde for prøve P Anbefaling av vedlikeholdstiltak Da resultatene av skadevurderingen tyder på at de største områdene under brua er beskyttet mot kloridholdig vann og damp, er det lite sannsynlig at kloridinnholdet i betongen vil øke der. Det er imidlertid fortsatt et problem med direkte avrenning fra fugene over aksene. For å bremse videre økning av kloridinnholdet i betongen i disse områdene er det nødvendig med utbedringstiltak. Et tiltak som bør utføres omgående er bortleding av kloridholdig vann fra området rundt aksene. Da vannet renner fritt ned fra fuger og over kantdragere, vil det være effektivt å etablere et rennesystem/rørsystem som leder avrenningsvannet bort fra brukonstruksjonen. Dette vil hindre kloridholdig vann, sand og grus fra å bli liggende på tverrbjelkene, samt redusere kloridinnholdet i omkringliggende jordmasser. Dette vil medføre mindre kloriddiffusjon inn i betongen fra vanndamp i området. Et slikt tiltak vil, etter forfatternes oppfatning, minimere sannsynligheten for betydelig økning av kloridkonsentrasjon for de områdene som, i skrivende stund, anses som utsatte for dette. I praksis vil det si at en vellykket utførelse av et slikt tiltak vil medføre at samtlige bærende konstruksjonselementer på brua ikke vil få betydelig økte kloridkonsentrasjoner i årene fremover. 8.4 Konsekvenser av skadeomfang I dette kapittelet diskuteres det avdekkende skadeomfangets konsekvenser for den lastbærende evnen til konstruksjonsdelene på Lundevann bru, i lys av presentert teori og presenterte resultater Tverrbjelker akse 2-8 Resultatene av inspeksjoner og beregninger viser at tverrbjelkene fra akse 2-8 har det største omfanget av korrosjonsskader, kombinert med en kapasitetsutnyttelse i uskadet tilstand, som ikke gir rom for stort omfang av korrosjonsrelaterte skader. Beregninger av ulike skaders påvirkning på tverrbjelkene i akse 2-8 viser at betydelig reduksjon av armeringens tverrsnitt har større negativ innvirkning på bjelkenes moment- og skjærkapasitet, enn det tilfellet er for hjørneavskallinger og bortfall av betongoverdekningen i trykksonen. Dette korresponderer godt med teorien som er fremlagt i kapittel

195 Konsekvensen av at all betong i trykksonen går tapt vil ikke medføre kritiske konsekvenser for tverrsnittets dimensjonerende kapasiteter. Omfattende reduksjon av tverrsnittet til hoved- og bøylearmering kan imidlertid sørge for at både moment- og skjærkapasiteten overskrider de dimensjonerende kapasitetene. Det tenderer til at skadeomfanget av armeringskorrosjon, og konsekvensen av disse, er klart størst for tverrbjelkenes momentkapasitet over støtte. Det har blitt oppdaget kraftig armeringskorrosjon på hjørnestengene, men da ingen direkte målinger foretatt, vil det være usikkerhet rundt den eksakte reduksjonen av disse. De tre øvrige stengene som utgjør strekkarmeringen er svært vanskelige å inspisere, da disse er dekket av betongoverdekning og opplagre til bjelkene i brudekket. Disse faktorene gjør at estimatet av momentkapasitetens reduksjon for dagens tilstand må baseres på antakelser. Da det er etablert at armeringskorrosjonen er kloridinitiert, og sannsynligvis har pågått lenge, må det tas høyde for at det kan være flere områder med betydelig redusert armeringstverrsnitt, som følger av pittingkorrosjon. I tillegg til den direkte virkningen av redusert betong i trykksonen- og armeringstverrsnitt, er det flere faktorer som vil kunne ha negativ innvirkning på den lastbærende evnen til tverrbjelkene. Korrodert armering vi få en reduksjon av duktiliteten, og vil følgelig også redusere bjelkenes stivhet. Dersom det eksisterer pittingkorrosjon vil den korroderte gropen medføre store lokale spenninger i disse små områdene, samt større tøyninger enn for resten av armeringens lengde. For tverrbjelkene i akse 2-8, som er statisk ubestemte, vil den reduserte duktiliteten i armeringsjernene også føre til at evnen til kraftfordeling og momentomlagring blir redusert. Disse faktorene må påregnes for tverrbjelkene i akse 2-8 i dag. Sannsynligheten for uoppdaget pittingkorrosjon på hovedarmeringen er relativt høy, og dermed vil armeringens bruddtøyning bli redusert. Da dimensjonerende grensetøyning allerede er overskredet for momentkapasiteten i uskadet tilstand, vil dette kunne være en faktor av avgjørende betydning for om armeringen går til brudd før man få utnyttet den beregningsmessige momentkapasiteten til tverrsnittet. Redusert evne til momentomlagring innebærer også økt fare for at bjelken får til brudd i det reduserte snittet. Når det gjelder heftfastheten til strekkarmeringen over støtte, så vil det høyst trolig ikke oppstå problemer for tverrbjelkene i akse 2-8, hovedsakelig fordi armeringen forutsettes kontinuerlig over støttene, i henhold til tegningsgrunnlaget. De avskallede områdene i hjørnet av tverrbjelken er heller ikke så store i utbredelse, at det vil få store konsekvenser for lastbærende evne. Skjærkraftkapasiteten til tverrbjelkene i akse 2-8 krever bidra fra skjærarmering når de utsettes for skjærstrekk. Da beregninger har vist at den skrå armeringen i tverrbjelkene alene kan motstå den dimensjonerende skjærkraften, som blir størst inn mot pelene, kan bøylene i praksis ruste helt av uten at skjærkapasiteten overskrides. Dette forutsetter at den skrå skjærarmeringen ikke korroderes i nevneverdig grad. Sannsynligheten for omfattende korrosjonsskader på den skrå skjærarmeringen kan anses som liten, da disse ligger mellom midten og nedre del av tverrsnittet, hvor kloridinnholdet er påvist strengt avtakende fra den øvre delen av bjelken. 194

196 9 Konklusjon Konklusjon Det har vært dokumentert omfattende skader som følge av kloridinitiert armeringskorrosjon på Lundevann bru i over 20 år, og Statens vegvesen planlegger omfattende vedlikeholdstiltak for å utbedre skadene i løpet av På grunn av manglende dokumentasjon på bruas lastbærende kapasitet, er det av stor interesse å gjennomføre kontrollberegninger av brua både i uskadet og skadet tilstand, slik at man får forbedret oversikt over konstruksjonens pålitelighet, og følgelig trafikantenes sikkerhet. Formålet med denne oppgaven har vært å finne ut hvor stort skadeomfanget som følger av armeringskorrosjon er, og hvilke konsekvenser dette får for bruas lastbærende kapasitet. Arbeidet har blitt styrt etter følgende operasjonelle underspørsmål: - Hvordan er bruas lastkapasitet i uskadet tilstand, etter dagens krav i Eurokodene? - Hva er skadeomfanget i dag, og hva kan forventes i fremtiden? - Hva kan gjøres for å bremse skadeutviklingen? - Hvor mye kan dagens skadeomfang redusere bruas lastkapasitet? - I hvor stor grad er brua avhengig av utbedringstiltak? Etablering av analysemodell i Robot Structural Analysis og kapasitetsberegninger av konstruksjonsdelene baserer seg på et tegningsgrunnlag fra Statens vegvesen. De dimensjonerende lastene som er påført analysemodellen er beregnet ut fra Håndbok R412 - Bruklassifisering, Håndbok N400 Bruprosjektering, og NS-EN 1992, del 1-1 og 1-4 (Eurokode 2). Lastene som er påført modellen er egenlast, vindlast, vertikale trafikklaster og horisontale trafikklaster. Deformasjonslastene kryp og svinn er behandlet for dekkenes spennarmerte bjelker, i tillegg til tap av forspenning. Kapasitetsberegningene er utført i henhold til krav i NS-EN (Eurokode 2): Prosjektering av betongkonstruksjoner. Det har blitt utført en spesialinspeksjon med nye uttak av betongstøvprøver i de visuelt mest skadede av områdene, som vil få størst lastvirkninger på henholdsvis tverrbjelker, peler og dekkebjelker. Prøvene har blitt analysert for kloridinnhold ved hjelp av RCT, og resultatene indikerer sannsynlig til sikker korrosjon i 91 % av de analyserte prøvene. De høyeste kloridkonsentrasjonene finnes i pelene, langs bruas ytterkanter, med høyeste måling på 0,492 % kloridinnhold i % av betongvekt. Opphugging av betongen på utvalgte steder har påvist tilfeller av omfattende armeringskorrosjon av både bøyle- og hovedarmering. Korrosjonsskadene er størst i øvre deler av tverrbjelkene, hvor det er avdekket dels store hjørneavskallinger og tydelig reduserte armeringsstenger, samt ved oppleggene til dekkebjelkene langs kantene av brua, hvor betongen enkelte steder har forvitret totalt. I disse områdene er det kraftig korrosjon på spenntauene. Sammenligning av nye materialprøver mot prøver tatt i samme område for 20 år siden viser at kloridinnholdet ikke har økt i nevneverdig grad i tverrbjelkene. Dette tilsier at tverrbjelkene har blitt beskyttet i områdene innenfor brukantene etter at fuktmembran ble lagt i brudekket, og det vil ikke forventes betydelig økning av kloridinnholdet dersom normal drift og vedlikehold utføres. Kloridinnholdet i pelene synes å ha økt litt de seneste årene, og det kan forventes ytterligere økning i disse områdene på disse, samt dekkebjelkene ved aksene, derom ikke saltholdig vann hindres fra å renne direkte ned på konstruksjonsdelene og omkringliggende masser i disse områdene. 195

197 Tverrbjelker akse 2-8 Tverrbjelkene fra akse 2-8 har blitt kontrollerte for lastvirkningene aksialkraft, bøyemoment, skjær og torsjon. Kapasitetskontrollene viser at tverrbjelkene har høyest kapasitetsutnyttelse for bøyemoment i felt- og over støtte (peler), med utnyttelse i overkant av 71 %. Tverrsnittet er imidlertid så underarmert at det oppstår beregningsmessig brudd i strekkarmeringen før betongens trykksonekapasitet blir fullt utnyttet, på grunn av store tøyninger. Da det i tillegg er påvist tydelig reduksjon av strekkarmeringens hjørnestenger i områder over støtte, så vil den nåværende kapasiteten til tverrbjelken være ytterligere redusert. Beregninger viser at nåværende hjørneavskallinger er neglisjerbart med hensyn på tverrbjelkenes lastbærende kapasitet. Eventuelt bortfall av betongoverdekningen i bjelkens trykksone vil medføre en reduksjon på 4,3 % av tverrsnittets momentkapasitet. Dersom det antas pittingkorrosjon på de to hjørnestengene og jevnt fordelt korrosjon på de øvrige tre stengene, over en periode på 20 år, vil momentkapasiteten være redusert med 18,5 % og kapasitetsutnyttelsen vil være 0,872. Dette er et scenario som må tas høyde for ved vurdering av momentkapasiteten i dagens tilstand. Pittingkorrosjon på strekkarmeringen vil i tillegg føre til at armeringens bruddtøyning blir redusert, noe som er kritisk, da denne allerede overskrider tillatt grense som fremsettes av dagens regelverk. Det konkluderes med at tverrbjelkene i akse 2-8 beregningsmessig har tilstrekkelig momentkapasitet for trykksonen i uskadet tilstand, og kan tillate at to armeringsstenger i samme snitt blir redusert fra Ø20 Ø10mm før momentkapasiteten overskrides. Den beregnede tøyningen i armeringen ved fullt utnyttet trykksone er imidlertid for høy, og sannsynligheten er stor for at brudd vil inntreffe før hele kapasiteten blir utnyttet. Tverrbjelke akse 9 Tverrbjelken i akse 9 får de to høyeste utnyttelsesgradene for momentkapasiteten i rammehjørnet, både om sterk akse og om svak akse. Disse er henholdsvis 86- og 91 % utnyttet. For bøyning om svak akse er tverrbjelken så underarmert at armeringens grensetøyning overskrider den tillatte verdien i Eurokoden. Dette medfører stor fare for at armeringen vil gå til brudd før trykksonens momentkapasitet blir utnyttet. En mulig årsak til de høye kapasitetsutnyttelsene i rammehjørnet kan ha blitt forårsaket av antakelser som medfører store forskyvninger av enden som støttes opp av peler. Det konkluderes følgelig med at momentkapasiteten i tverrbjelken er tilstrekkelig, og på sikker side. Skadeomfanget på tverrbjelken i akse 9 fremstår som begrenset. Kloridprøvene indikerer mulig korrosjon, men opphugging av betong viste korrosjonsfrie jern. Bjelken har heler ikke visuelle tegn som tyder på forestående avskallinger eller korrosjon på armering. Søyle akse 9 Søylen i akse 9 får overskridelse av momentkapasitet i kjøreretning, med en utnyttelse på 131 % ved innspenning til berg. Denne overskridelsen kan ha samme årsak som beskrevet for tverrbjelke i akse 9, da fjærstivheten til jord og den virkelige helningen av pelene i akse 9 vil ha stor betydning for rammehjørnet og den stive søylen i akse

198 Skadeomfanget på søylen fremstår som lite, og forventes ikke å medføre betydelig reduksjon av lastkapasitetene. Basert på analysen i denne oppgaven konkluderes det med at søylen er kritisk utnyttet. Peler Pelene er kun kontrollerte som enkeltpeler, og sjekket for utnyttelse av pelenes installerte kapasitet mot dimensjonerende aksialkraft. Utnyttelsen i uskadet tilstand ble beregnet til ca. 55 %. Skadeomfanget på pelene er jevnt over moderat, selv om kloridinnholdet er høyt. Enkelte peler har imidlertid store sprekker, og er delvis avskallet, som følge av armeringskorrosjon. Det konkluderes med at ikke er fare for pelenes aksialkraftkapasitet, gitt dagens tilstand, men faren er til stede for større avskallinger i fremtiden. Dekkebjelker De spennarmerte bjelkene i dekke har tilstrekkelig kapasitet for moment og skjær i dekkets lengderetning, i henhold til beregninger i denne oppgaven. Skadeomfanget begrenser seg til lokalt store skader innenfor oppleggene til bjelkene i ytterkant. Dette antas ikke å være truende for dekkeelementenes lastbærende kapasitet. Totalvurdering I uskadet tilstand har de undersøkte konstruksjonsdelene på brua tilstrekkelig lastbærende kapasitet, basert på resultatene i denne oppgaven. Det oppstår imidlertid kapasitetsoverskridelse for søyle i akse 9 når denne utsettes for dimensjonerende bøyemoment i kjøreretningen. Skadeomfanget som følger av armeringskorrosjon kategoriseres ikke som truende for konstruksjonsdelenes bæreevne på nåværende tidspunkt, basert på avdekkede skader i denne oppgaven. Tverrbjelkene i akse 2-8 er mest utsatte for skader, og spesielt utsatt for redusert armeringstverrsnitt i strekkarmeringen over støtter. Skadeomfanget kan utvikle seg til å bli kritisk dersom ikke utbedrende tiltak gjennomføres innen få år. For å eliminere den gjenværende kilden til økt kloridinnhold i konstruksjonsdelene bør det sørges for å etablere et avrenningssystem som leder bort kloridholdig vann fra konstruksjonsdeler og omkringliggende masser ved aksene. 197

199 10 Anbefalinger Masteroppgave Bygg Etter å ha gjennomført arbeidet med denne oppgaven har det kommet frem ulike punkter som danner grunnlag for videre arbeid. Disse presenteres kortfattet i dette kapittelet, i tillegg til noen råd til oppdragsgiver, basert på resultatene av arbeidet Forslag til videre arbeid Pelene bør analyseres som pelegruppe i egnet program, og kapasitetskontrolleres med hensyn på geotekniske forhold. Først da kan det konkluderes med hvor kritisk korrosjonsskadene er for pelenes lastbærende kapasitet. For mer nøyaktige analyser av dekkemodulene bør disse analyseres med samvirke, og gjerne modelleres i et program som kan behandle stegvis oppbygde tverrsnitt Råd til oppdragsgiver Det bør etableres et avrenningssystem som leder det saltholdige avrenningsvannet bort fra konstruksjonsdeler og omkringliggende masser ved aksene. Dette vil sannsynligvis eliminere den gjenværende trusselen for dramatiske økninger av kloridinnhold i de eksponerte konstruksjonsdelene. Som et minimum bør armeringen i toppen av tverrbjelkene inspiseres nærmere ved meisling av betong, og direkte målinger av armeringsreduksjonen. Basert på direkte målinger vil behovet for omfattende utbedringstiltak bedre kunne vurderes ut fra resultatene i denne oppgaven. Dersom det besluttes å utføre større mekaniske reparasjoner ved fjerning av skadet betong, bør muligheten for å legge ekstra armering i tverrbjelkene fra akse 2-8 vurderes. Dette fordi tverrsnittet er så underarmert at det oppstår beregningsmessig brudd av armeringen før betongen går til trykkbrudd. Dette forverres ved tilfeller av pittingkorrosjon. 198

200 11 Referanser [1] Statens vegvesen, Lærebok: Drift og vedlikehold av veger, Oslo: Vegdirektoratet: trafikksikkerhet, miljø- og teknologiavdelingen, [2] Standard Norge, «NS-EN : 2004+NA:2008: Eurokode 2: Prosjektering av betongkonstruksjoner - Del 1-1: Allmenne regler og regler for bygninger,» [3] Standard Norge, «NS-EN : 2004+NA:2008: Eurokode 1: Laster på konstruksjoner - Del 1-1: Allmenne laster,» [4] Standard Norge, «NS-EN : 2005+NA:2009: Eurokode 1: Laster på konstruksjoner - Del 1-4: Allmenne laster Vindlaster,» [5] Standard Norge, «NS-EN : 2003+NA:2008: Eurokode 1: Laster på konstruksjoner - Del 1-5: Allmenne laster - Termiske påvirkninger,» [6] Statens vegvesen, Håndbok N400: Bruprosjektering - prosjektering av bruer, ferjekaier og andre bærende konstruksjoner, Norge: Vegdirektoratet, [7] Statens vegvesen, Håndbok R412: Bruklassifisering, Norge: Vegdirektoratet, [8] Statens vegvesen, Håndbok V441: Inspeksjonshåndbok for bruer, Norge: Vegdirektoratet, [9] Den Norske pelekomitè, Peleveiledningen 2012, Oslo: Norsk geoteknisk forening, [10] S. I. Sørensen, Betongkonstruksjoner - beregning og dimensjonering etter Eurocode 2, Trondheim: Tapir akademisk forlag, [11] B. Kristiansen, J. Lindland og T. Østmoen, Betongrehabilitering - metoder og utførelse, Lillestrøm: Byggenæringens Forlag AS, [12] L. Bertolini, B. Elsener, P. Pedeferri, E. Redaelli og R. Polder, Corrosion of Steel in Concrete - Prevention, Diagnosis, Repair, Weinheim, Tyskland: John Wiley & Sons, Incorporated, [13] Standard Norge, NS-EN 1990:2002+A1:2005+NA:2016 "Grunnlag for prosjektering av konstruksjoner", [14] Norconsult informasjonssystemer AS, Brukerdokumentasjon ISY-design (betongtverrsnitt) versjon 1.5, Sandvika, [15] H. Stemland, «Betongkonstruksjoners livsløp: DP2-B3 Styrkeberegning ved korrosjonsskader, Rapport nr. 16,» SINTEF, Vegdirektoratet, Oslo, [16] K. Z. Hanjari, Structural Behaviour of "Deteriorated Concrete Structures", Doktorgradsavhandling ved Chalmers tekniske høgskole, Gøteborg, Sverige,

201 [17] M. P. Webster, "The Assessment of Corrosion Damaged Concrete Structures", Doktorgradsavhandling ved School of Civil Engineering, Univeritetet i Birmingham, Birmingham, England, [18] S. E. Marum, «"Rapporter for SVV - spesialinspeksjoner: Rapport for Lundevann bru",» Dagin Skaar A/S, Rådgivende ingeniør NRIF, Kristiansand, [19] Standard Norge, NS 3473:2003 "Prosjektering av betongkonstruksjoner - Beregnings- og konstruksjonsregler", [20] Statens vegvesen, Håndbok NOB-bruer, [21] Norcem FoU, Brosjyre "Herdeteknologi" (Hentet ), Oslo: FoU Norcem AS. [22] O. R. Aarhaug, Geoteknikk, 1. utgave, Oslo: NKI Forlag, [23] E. Kjetså og M. Ibrahim, Forprosjekt for masteroppgave i faget BYG 500, Grimstad, [24] Statens vegvesen, Håndbok R210: Laboratorieundersøkelser, Norge: Vegdirektoratet, [25] Germann Instruments, «"RCT and RCTW" (Hentet )». 200

202 12 Vedlegg 12.1 Obligatorisk egenerklæring/gruppeerklæring Den enkelte student er selv ansvarlig for å sette seg inn i hva som er lovlige hjelpemidler, retningslinjer for bruk av disse og regler om kildebruk. Erklæringen skal bevisstgjøre studentene på deres ansvar og hvilke konsekvenser fusk kan medføre. Manglende erklæring fritar ikke studentene fra sitt ansvar. 1. Jeg/vi erklærer herved at min/vår besvarelse er mitt/vårt eget arbeid, og at jeg/vi ikke har brukt andre kilder eller har mottatt annen hjelp enn det som er nevnt i besvarelsen. 2. Jeg/vi erklærer videre at denne besvarelsen: - ikke har vært brukt til annen eksamen ved annen avdeling/universitet/høgskole innenlands eller utenlands. - ikke refererer til andres arbeid uten at det er oppgitt. - ikke refererer til eget tidligere arbeid uten at det er oppgitt. - har alle referansene oppgitt i litteraturlisten. - ikke er en kopi, duplikat eller avskrift av andres arbeid eller besvarelse. 3. Jeg/vi er kjent med at brudd på ovennevnte er å betrakte som fusk og kan medføre annullering av eksamen og utestengelse fra universiteter og høgskoler i Norge, jf. Universitets- og høgskoleloven 4-7 og 4-8 og Forskrift om eksamen Jeg/vi er kjent med at alle innleverte oppgaver kan bli plagiatkontrollert. 5. Jeg/vi er kjent med at Universitetet i Agder vil behandle alle saker hvor det foreligger mistanke om fusk etter høgskolens retningslinjer for behandling av saker om fusk. 6. Jeg/vi har satt oss inn i regler og retningslinjer i bruk av kilder og referanser på biblioteket sine nettsider. 201

203 12.2 Publiseringsavtale Fullmakt til elektronisk publisering av oppgaven Forfatter(ne) har opphavsrett til oppgaven. Det betyr blant annet enerett til å gjøre verket tilgjengelig for allmennheten (Åndsverkloven. 2). Alle oppgaver som fyller kriteriene vil bli registrert og publisert i Brage Aura og på UiA sine nettsider med forfatter(ne)s godkjennelse. Oppgaver som er unntatt offentlighet eller taushetsbelagt/konfidensiell vil ikke bli publisert. Jeg/vi gir herved Universitetet i Agder en vederlagsfri rett til å gjøre oppgaven tilgjengelig for elektronisk publisering: JA NEI Er oppgaven båndlagt (konfidensiell)? JA NEI (Båndleggingsavtale må fylles ut) - Hvis ja: Kan oppgaven publiseres når båndleggingsperioden er over? JA NEI Er oppgaven unntatt offentlighet? JA NEI (inneholder taushetsbelagt informasjon. Jfr. Offl. 13/Fvl. 13) 202

204 12.3 Brudata 203

205 12.4 Tegningsgrunnlag Ferdigbrutegning 204

206 Anbudsgrunnlag for dekkebjelker 205

207 Formtegning av dekke 206

208 Armeringstegning dekke 207

209 Tverrbærere 208

210 Peleplan 209

211 Akse 9 210

212 Formtegning konsolldel (mot Arendal) 211

213 Armeringstegning konsolldel (mot Arendal) 212

214 Form- og armeringstegning landfeste (mot Oslo) 213

215 Utbedring landkar øst 214

216 Sprengningsplan 215

217 12.5 ISE- prosedyre 216

218 12.6 Vindlastberegninger 217

219 218

220 219

221 220

222 12.7 Beregning av temperaturlast Ifølge NS-EN , punkt (1) [5], er horisontal lineært varierende temperaturandel ikke nødvendig å ta hensyn til dersom brua ikke er utsatt for mer sollys på en side enn den andre siden. Dette antas neglisjerbart for Lundevann bru. Det vurderes at det ikke er nødvendig å ta hensyn til forskjell i jevnt fordelt temperaturandel mellom konstruksjonsdeler for Lundevann bru. Alle tverrsnitt på brua er massive, slik at også punkt om kassetverrsnitt utgår. Dermed blir effektene av jevnt fordelt temperaturandel og vertikal lineært varierende temperaturandel aktuelle i denne oppgaven. I henhold til i NS-EN [5] deles bruoverbygninger i 3 grupper, etter byggemateriale- og konstruksjon. Lundevann bru er av type 3, betongbjelkebru. Jevnt fordelt temperaturandel Maksimal- og minimumstemperatur med returperiode på 50 år leses av isotermkartet i nasjonalt tillegg [5]. For Tvedestrand kommune er verdiene: T max = 34 T min = 30 Verdier for høyeste og laveste jevnt fordelte temperaturandel for bruer av type 3, leses av figur NA.6.1 i NS-EN [5]: T e,max = T max 3 = 31 T e,min = T min + 8 = 22 I henhold til NS-EN [5], punkt NA.A.1.(3), kan verdien for initialtemperatur T 0 normalt settes til 10 C. Den karakteristiske verdien for maksimalt temperaturkontraksjonsintervall og maksimalt temperaturekspansjonsintervall for en jevnt fordelt brutemperaturandel kan beregnes i henhold til punkt : Vertikalt varierende temperaturandel T N,con = T 0 T e,min = 32 T N,exp = T e,max T 0 = 21 Temperaturforskjeller i vertikalretning kan føre til lastvirkninger i en konstruksjon på grunn av [5]: Fastholding mot fri krumning på grunn av bruas kontinuerlige bjelke Friksjon i rotasjonslagre Ikke-lineære geometriske virkninger Det nasjonale tillegget i NS-EN angir to metoder for beregning av varierende temperaturandel [5]: Metode 1: Vertikal lineært varierende temperaturandel Metode 2: Vertikal ikke-lineært varierende temperaturandel 221

223 Det er valgt å benytte metode 1 i denne oppgaven, da dette anses å være tilstrekkelig. Lundevann bru er ei betongbjelkebru, og lineært varierende temperaturdifferanseandel leses av tabell 6.1 i NS-EN [5]: Overside varmere enn underside: T M,heat = 15 Underside varmere enn overside: T M,cool = 8 Slitelagtykkelse settes lik tykkelsen av asfaltbelegget, og er 70mm. Tykkelsen av slitelaget har innvirkning på oppvarmingen av oversiden av brua, og en faktor k sur finnes ved lineær interpolasjon, i tabell NA.6.2 i NS-EN [5]: Overside varmere enn underside: k sur = 0,88 Underside varmere enn overside: k sur = 1,0 Dermed blir verdier for lineært varierende temperaturdifferanseandel lik: Overside varmere enn underside: T M,heat = 15 0,88 = 13,2 Underside varmere enn overside: T M,cool = 8 1,0 = 8 Samtidighet av jevnt fordelte temperaturandeler og temperaturdifferanser I henhold til punkt NA i NS-EN , skal det tas høyde for samtidighet av største intervall for jevnt fordelt temperaturandel og temperaturdifferanser. Dette gjøre ved å benytte den mest ugunstige av lastkombinasjonene man får fra ligning (6.3) og 6.4) i NS-EN [5]: eller hvor ω N= 0,35 og ω M=0,75. T M,heat (eller T M,cool ) + T N,exp (eller T N,con ) ω N T M,heat (eller T M,cool ) ω M + T N,exp (eller T N,con ) Basert på beregnede verdier i tabell(x) får man da 8 mulige lastkombinasjoner, slik det fremgår av tabell(x). ΔT M, Heat=13,2 C ΔT N, exp=21 C ω N= 0,35 ΔT M, cool =8 C ΔT N, con=32 C ω M=0,75 Kombinasjon Resultat 222

224 1. ΔT M, heat + ΔT N, exp *ω N 13,2 C + 21 C * 0,35 20,6 C 2. ΔT M, heat + ΔT N, con * ω N 13,2 C + 32 C * 0,35 24,4 C 3. ΔT M, cool + ΔT N, exp *ω N 8 C + 21 C * 0,35 15,4 C 4. ΔT M, cool + ΔT N, con * ω N 8 C + 32 C * 0,35 19,2 C 5. ΔT M, heat * ω M + ΔT N, exp 13,2 C * 0, C 30,9 C 6. ΔT M, heat * ω M + ΔT N, con 13,2 C * 0, C 41,9 C 7. ΔT M, cool * ω M + ΔT N, exp 8 C * 0, C 27,0 C 8. ΔT M, cool * ω M + ΔT N, con 8 C * 0, C 38,0 C Tabell: Lastkombinasjoner for temperaturlast Masteroppgave Bygg 223

225 12.8 Beregning av kryptall 224

226 225

227 226

228 12.9 Beregning av svinntøyning 227

229 228

230 229

231 12.10 Beregning av forspenningstap 230

232 231

233 232

234 233

235 234

236 235

237 236

238 237

239 238

240 12.11 Input for kraftverdier ved modellering Vedlegget angir kraftverdiene som ble hentet ut av de ulike analyserte posisjonene fra trafikklast i dekkemodellen. Disse kreftene ble påført som laster på modellene med tverrbjelke og peler, både for akse 2-8 og akse 9. Nodenes posisjoner fremgår av figur (X) i oppgaven. Alle kreftene gjelder for lastkombinasjon 6.10b), som ble mest ugunstig for alle tilfellene. Trafikklast eksentrisk sør, midt i dekket (posisjonsnummer 1) 239

241 Trafikklast midt i dekket (posisjonsnummer 2) 240

242 Trafikklast eksentrisk nord, midt i dekket (posisjonsnummer 3) 241

243 Trafikklast eksentrisk sør, inn mot akse (posisjonsnummer 4) 242

244 Trafikklast midt, inn mot akse (posisjonsnummer 5) 243

245 Trafikklast eksentrisk nord, inn mot akse (posisjonsnummer 6) 244

246 Trafikklast eksentrisk sør, over akse (posisjonsnummer 7) 245

247 Trafikklast midt over akse (posisjonsnummer 8) 246

248 Trafikklast eksentrisk nord over akse (posisjonsnummer 9) 247

249 12.12 Dekke 248

250 249

251 250

252 251

253 252

254 253

255 254

256 255

257 256

258 257

259 12.13 Bruddgrensetilstand for tverrbjelke akse 2-8 Aksialkraftkapasitet 258

260 259

261 Momentkapasitet 260

262 261

263 262

264 263

265 Skjærkapasitet 264

266 265

267 266

268 267

269 Torsjonskapasitet 268

270 269

271 270

272 271

273 272

274 12.14 Bruddgrensetilstand for peler Aksialkraft 273

275 274

276 275

277 12.15 Bruddgrensetilstand for tverrbjelke akse 9 Aksialkraftkapasitet 276

278 277

279 Momentkapasitet i felt 278

280 279

281 280

282 281

283 Momentkapasitet i hjørne 282

284 283

285 Momentkapasitet for bøyning om svak akse 284

286 285

287 Skjærkapasitet 286

288 287

289 288

290 289

291 290

292 Torsjonskapasitet 291

293 292

294 293

295 294

296 12.16 Bruddgrensetilstand for søyle akse 9 Aksialkraftkapasitet 295

297 296

298 Momentkapasitet (kjøreretning) 297

299 298

300 299

301 Momentkapasitet (tverretning) 300

302 301

303 Skjærkapasitet (kjøreretning) Ks40 302

304 303

305 304

306 305

307 Skjærkapasitet (tverretning) 306

308 307

309 308

310 309

311 Torsjonskapasitet 310

312 311

313 312

314 313

315 12.17 Redusert kapasitet tverrbjelker akse

316 315

317 316

318 317

319 318

320 319

321 320

322 321

323 322

324 323

325 324

326 325

327 326

328 327

329 12.18 Registreringer fra spesialinspeksjon AKSE 2 ØST Sør Nord P1 P2 PS1 PS2 PS3 PS4 PS5 PS6 PRØVENUMMER KONSTRUKSJONSDEL LOKASJON (XY) DYBDESJIKT P1 Tverrbærer X: 5,6m Y: 0,6m 0-25mm 25-50mm P2 Pel X: PS1 Y: H2 OVERDEKNING GENERELT MIN (mm) X: Y: X: Y: MIDDEL (mm) MAKS (mm) Bøyler 19 (P1) 25,8 (P1) 29 (P1) Lengdearmering 32 (P2) 36 (P2) 42 (P2) OVERDEKNING MIN MIDDEL MAKS V/OPPHUGGING Bøyler 29 (P1) 29 (P1) 29 (P1) Lengdearmering FELTREGISTRERING KORROSJONSGRAD KARBONATISERINGS- DYBDE MERKNADER A. Lengdearmering har ingen rust (P1) 0mm (P1) 0mm (P1) 0mm (P1) 328

330 BILDER P1 Tverrbærer akse 2 øst P1 Tverrbærer akse 2 øst P2 - PS1 akse 2 øst 329

331 AKSE 2 VEST Nord Sør P3 PS6 PS5 PS4 PS3 PS2 PS1 PRØVENUMMER KONSTRUKSJONSDEL LOKASJON (XY) DYBDESJIKT P3 Tverrbærer X: 8,05m Y: 0,2m 0-25mm OVERDEKNING GENERELT MIN (mm) X: Y: X: Y: MIDDEL (mm) MAKS (mm) Bøyler 12 17,5 23 Lengdearmering FELTREGISTRERING 25-50mm OVERDEKNING V/OPPHUGGING MIN MIDDEL MAKS Bøyler 14 14,5 15 Lengdearmering KORROSJONSGRAD KARBONATISERINGS- DYBDE MERKNADER B. Små spor av rust 0mm (P3) 0mm (P3) 0mm (P3) P3- bøyle er slitt, 10 (ikke korrosjonsfarge) Fant ikke lengdearmeringen i samme høyde som gammel utmeisling. Fant heller ikke på overdekning måling. Mulig den ligger dypt. 330

332 BILDER P3 Tverrbærer akse 2 vest P3 Tverrbærer akse 2 vest 331

333 AKSE 3 VEST Nord Sør P4 P5 P6 PS6 PS5 PS4 PS3 PS2 PS1 PRØVENUMMER KONSTRUKSJONSDEL LOKASJON (XY) DYBDESJIKT P4 Tverrbærer X: 6,5m Y: 0,55m 0-25mm 25-50mm P5 Tverrbærer X: 2,25m Y: 0,20m 0-25mm 25-50mm P6 Pel X: PS1 Y: H1 0-25mm OVERDEKNING GENERELT MIN (mm) X: Y: MIDDEL (mm) MAKS (mm) Bøyler 30 (P4) 33,8 (P4) 36 (P4) Lengdearmering FELTREGISTRERING 25-50mm OVERDEKNING V/OPPHUGGING MIN MIDDEL MAKS Bøyler 31 (P4) 31 (P4) 31 (P4) Lengdearmering KORROSJONSGRAD KARBONATISERINGS- DYBDE MERKNADER B. Små spor av rust (P4) 0mm (P3) 0mm (P3) 0mm (P3) P4- Bøyle Ø10 P5- Kun borestøv- mulig tilslag / jern P6- Kun borestøv (tidligere testområde) 332

334 BILDER P4 Tverrbærer akse 3 vest P5 Tverrbærer over PS2 akse 3 vest P6 - PS1 (H1) akse 3 vest 333

335 AKSE 4 ØST Sør Nord P7 P8 PS1 PS2 PS3 PS4 PS5 PS6 PRØVENUMMER KONSTRUKSJONSDEL LOKASJON (XY) DYBDESJIKT P7 Tverrbærer X: 2,15m Y: 0,55m 0-25mm 25-50mm P8 Pel X: PS1 Y: H2 0-25mm OVERDEKNING GENERELT MIN (mm) X: Y: X: Y: MIDDEL (mm) MAKS (mm) Bøyler 17 (P7) 19,5 (P7) 21 (P7) Lengdearmering FELTREGISTRERING 25-50mm OVERDEKNING V/OPPHUGGING MIN (mm) MIDDEL (mm) MAKS (mm) Bøyler 20 (P7) Lengdearmering KORROSJONSGRAD C. jevnt fordelt overflaterust KARBONATISERINGS- DYBDE MERKNADER P7- Bøyle 9 P8- Kun borestøv 0mm (P7) 0mm (P7) 0mm (P1) 334

336 BILDER P7 Tverrbærer akse 4 øst P7 Tverrbærer akse 4 øst P8 - PS1 (H2) akse 4 øst 335

337 AKSE 4 VEST Nord Sør P9 PS6 PS5 PS4 PS3 PS2 PS1 FELTREGISTRERING PRØVENUMMER KONSTRUKSJONSDEL LOKASJON (XY) DYBDESJIKT P9 Tverrbærer X: 7,50m Y: 0,55m 0-25mm 25-50mm X: Y: X: Y: X: Y: OVERDEKNING MIN MIDDEL MAKS GENERELT (mm) (mm) (mm) Bøyler 18 (P9) 18 (P9) 29 (P9) Lengdearmering OVERDEKNING V/OPPHUGGING Bøyler Lengdearmering KORROSJONSGRAD KARBONATISERINGS- DYBDE MERKNADER MIN (mm) MIDDEL (mm) 21 (P9) MAKS (mm) D. Kraftig avskallende overflaterust og tydelig redusert tverrsnitt(bøyle) 3mm (P9) En god del rust i området. Misfarget betong i borestøv (P9) P9- bøyle har stedvis 8- Jevn korrosjon og noe groptæring. 336

338 BILDER P9 Tverrbærer akse 4 vest P9 Tverrbærer akse 4 vest P9 Tverrbærer akse 4 vest 337

339 AKSE 5 ØST Sør Nord P11 P12 P10 PS1 PS2 PS3 PS4 PS5 PS6 PRØVENUMMER KONSTRUKSJONSDEL LOKASJON (XY) DYBDESJIKT P10 Pel X: PS6 Y: H3 0-25mm 25-50mm P11 Tverrbærer X: 4,10m Y: 0,5m 0-25mm 25-50mm P12 Pel X: PS1 Y: H3 0-25mm OVERDEKNING GENERELT MIN (mm) X: Y: MIDDEL (mm) MAKS (mm) Bøyler 12 (P11) 14 (P11) 16 (P11) Lengdearmering FELTREGISTRERING 25-50mm OVERDEKNING V/OPPHUGGING MIN (mm) MIDDEL (mm) MAKS (mm) Bøyler 11 (P11) Lengdearmering KORROSJONSGRAD A. Helt uskadet armering KARBONATISERINGS- DYBDE MERKNADER 0mm (P11) 0mm (P11) 0mm (P11) P10- Kun borestøv P11- Bøyle 10, dårlig symmetri armering (utførelse) P12- Kun borestøv 338

340 BILDER P10 PS6 akse 5 øst P11 Tverrbærer akse 5 øst P12 PS1 akse 5 øst 339

341 AKSE 5 VEST Nord Sør P13 PS6 PS5 PS4 PS3 PS2 PS1 FELTREGISTRERING PRØVENUMMER KONSTRUKSJONSDEL LOKASJON (XY) DYBDESJIKT P13 Tverrbærer X: 7,10m Y: 0,2m 0-25mm 25-50mm X: Y: X: Y: X: Y: OVERDEKNING GENERELT Bøyler Lengdearmering MIN (mm) MIDDEL (mm) MAKS (mm) OVERDEKNING V/OPPHUGGING Bøyler Lengdearmering MIN (mm) MIDDEL (mm) MAKS (mm) KORROSJONSGRAD KARBONATISERINGS- DYBDE MERKNADER P13- Kun borestøv (sprekker i området rundt trykksone). 340

342 BILDER P13- Tverrbærer akse 5 vest 341

343 AKSE 6 VEST Nord Sør P14 P15 PS6 PS5 PS4 PS3 PS2 PS1 FELTREGISTRERING PRØVENUMMER KONSTRUKSJONSDEL LOKASJON (XY) DYBDESJIKT P14 Tverrbærer X: 7,10m Y: 0,2m 0-25mm 25-50mm P15 Pel X: PS6 Y: H3 0-25mm 25-50mm X: Y: X: Y: OVERDEKNING MIN MIDDEL MAKS GENERELT (mm) (mm) (mm) Bøyler 8 (P14) 13 (P14) 21 (P14) Lengdearmering OVERDEKNING V/OPPHUGGING Bøyler Lengdearmering KORROSJONSGRAD MIN (mm) C. Jevnt fordelt overflaterust(p14) MIDDEL (mm) 9 (P14) MAKS (mm) KARBONATISERINGS- DYBDE 0 (14) 0 (14) 0 (14) MERKNADER P14- Tidligere prøver i området. Bøyle 9. P15- Kun borestøv. 342

344 BILDER P15- Tverrbærer akse 6 vest P15- Tverrbærer akse 6 vest P15- PS6 akse 6 vest 343

345 AKSE 7 ØST Sør Nord P16 PS1 PS2 PS3 PS4 PS5 PS6 FELTREGISTRERING PRØVENUMMER KONSTRUKSJONSDEL LOKASJON (XY) DYBDESJIKT P16 Tverrbærer X: 7,25m Y: 0,5m 0-25mm 25-50mm X: Y: X: Y: X: Y: OVERDEKNING MIN MIDDEL MAKS GENERELT (mm) (mm) (mm) Bøyler 12 (P16) 16 (P16) 19 (P16) Lengdearmering OVERDEKNING V/OPPHUGGING Bøyler Lengdearmering MIN (mm) MIDDEL (mm) 15 (P16) MAKS (mm) KORROSJONSGRAD B. Små spor av rust(p16) KARBONATISERINGS- DYBDE MERKNADER 0mm (P16) 0mm (P16) 0mm (P16) P16- Bøyle 9. Korrosjon trolig enda verre i topparmeringen. 344

346 BILDER P16- Tverrbærer akse 7 øst P16- Tverrbærer akse 7 øst 345

347 AKSE 7 VEST Nord Sør P18 P17 PS6 PS5 PS4 PS3 PS2 PS1 FELTREGISTRERING PRØVENUMMER KONSTRUKSJONSDEL LOKASJON (XY) DYBDESJIKT P17 Pel X: PS6 Y: H2 0-25mm 25-50mm P18 Tverrbærer X: 2,7m Y: 0,15m 0-25mm 25-50mm X: Y: X: Y: OVERDEKNING GENERELT Bøyler Lengdearmering MIN (mm) MIDDEL (mm) MAKS (mm) OVERDEKNING V/OPPHUGGING Bøyler Lengdearmering MIN (mm) MIDDEL (mm) MAKS (mm) KORROSJONSGRAD KARBONATISERINGS- DYBDE MERKNADER 0 (18) 1,5 (18) 3 (18) P17- Mye stein/grovt tilslag kan influere resultater for borestøv. P18- Kun borestøv. Misfarget betong og noe bomskader (tidligere test i nærheten). 346

348 BILDER P17- Tverrbærer akse 7 øst P18- Tverrbærer akse 7 Vest 347

349 AKSE 8 ØST Sør Nord P21 P22 P20 P19 PS1 PS2 PS3 PS4 PS5 PS6 PRØVENUMMER KONSTRUKSJONSDEL LOKASJON (XY) DYBDESJIKT P19 Pel X: PS6 Y: H2 0-25mm 25-50mm P20 Tverrbærer X: 8,55m Y: 0,65m 0-25mm 25-50mm P21 Tverrbærer X: 1,80m Y: 0,55m 0-25mm 25-50mm P22 Tverrbærer X: 3,65m Y: 0,55m 0-25mm 25-50mm OVERDEKNING GENERELT MIN (mm) MIDDEL (mm) MAKS (mm) Bøyler 12 (P20), 12 (P22) 18 (P20), 18 (P22) 24 (P20), 24 (P22) Lengdearmering OVERDEKNING V/OPPHUGGING MIN (mm) MIDDEL (mm) MAKS (mm) Bøyler 15 (P20) 16 (P20), 14,5 (P22) 17 (20) Lengdearmering KORROSJONSGRAD KARBONATISERINGS- DYBDE MERKNADER FELTREGISTRERING C. Jevnt fordelt overflaterust D. Kraftig avskallende overflaterust og tydelig redusert tverrsnitt (bøyle) 0mm (P19,P20 og P22) 0mm(P19), 1mm(P20) 0mm (P19), 2mm(P20) 0mm(P22) og 0mm(P22) P19-Kun borestøv. Dårlig betong, kun et hull gikk til 50mm. P20- Bøyle 9. P21- Kun borestøv v/tidligere prøver. P22- Prøver ved siden av korrodert bøyle. Hele akse 8 har stor avfall av overdekning (bom) ved lett banking. Rustsprengning bak. 348

350 BILDER P19- PS6 akse8 øst P21- Tverrbærer akse 8 øst P20- Tverrbærer akse 8 øst P22- Tverrbærer akse 8 øst 349

351 AKSE 9 ØST Sør Nord P23 PS1 PS2 PS3 FELTREGISTRERING PRØVENUMMER KONSTRUKSJONSDEL LOKASJON (XY) DYBDESJIKT P23 Tverrbærer X: 2,0m Y: 0,4m 0-25mm 25-50mm X: Y: X: Y: X: Y: OVERDEKNING GENERELT MIN MIDDEL MAKS Bøyler 18mm (P23) 30,5mm (P23) 38mm (P23) Lengdearmering OVERDEKNING V/OPPHUGGING MIN MIDDEL MAKS Bøyler Lengdearmering KORROSJONSGRAD KARBONATISERINGS- DYBDE MERKNADER 0 (P23) 0 (P23) 0 (P23) P23- Ingen oppmeisling. 350

352 BILDER P23- Tverrbærer akse 9 øst 351

353 AKSE 9 VEST Nord Sør P25 P24 PS3 PS2 PS1 PRØVENUMMER KONSTRUKSJONSDEL LOKASJON (XY) DYBDESJIKT P24 Tverrbærer X: 4,95m Y: 0,25m 0-25mm 25-50mm P25 Hjørne akse 9 X: 8,6m Y: 0,7m 0-25mm OVERDEKNING GENERELT FELTREGISTRERING MIN MIDDEL MAKS 25-50mm Bøyler 22mm (P24), 23mm (P25) 27,5mm (P24), 34,5mm (P25) 35mm (P24), 46mm (P25) Lengdearmering OVERDEKNING V/OPPHUGGING Bøyler MIN MIDDEL MAKS 29mm (P25) Lengdearmering KORROSJONSGRAD KARBONATISERINGS- DYBDE MERKNADER A. Helt uskadet armering 0mm (P25) 0mm (P25) 0mm (P25) P24- Ingen meisling. Visuelt ser alt bra ut. P25- Bøyle Ø

354 AKSE 8 og 9 NORD 9 Flens (Bjelke) Påstøp 10 P FELTREGISTRERING PRØVENUMMER KONSTRUKSJONSDEL LOKASJON (XY) DYBDESJIKT P26 Dekkebjelke kant X: 0,3m fra opplegg X: Y: X: Y: X: Y: Y: 0-25mm 25-50mm OVERDEKNING GENERELT Bøyler Lengdearmering MIN (mm) MIDDEL (mm) 40 (P26) MAKS (mm) OVERDEKNING V/OPPHUGGING Bøyler Lengdearmering KORROSJONSGRAD KARBONATISERINGS- DYBDE MERKNADER MIN (mm) MIDDEL (mm) MAKS (mm) Kun borestøv (P26). All betong borte ved fuge/opplegg. Armeringen kraftig korrodert. 353

355 BILDER P26- dekkebjelke over tverrbærer akse 9 P26- Dekkebjelken v/opplegg over tverrbærer akse 9 354

356 AKSE 8 og 9 SØR 9 Flens (Bjelke) Påstøp 8 P FELTREGISTRERING PRØVENUMMER KONSTRUKSJONSDEL LOKASJON (XY) DYBDESJIKT P27 Dekkebjelke kant X: 0,6m fra opplegg X: Y: X: Y: Y: 0-25mm 25-50mm OVERDEKNING GENERELT MIN MIDDEL MAKS Bøyler Lengdearmering OVERDEKNING V/OPPHUGGING MIN MIDDEL MAKS Bøyler Lengdearmering 38mm (P27) KORROSJONSGRAD KARBONATISERINGS- DYBDE MERKNADER 0mm (27) 0mm (27) 0mm (27) Kun borestøv (P27) lite borestøv grunnet vanskelig oppsamling. Spenntau ved opplegg nesten fullstendig korrodert. 355

357 BILDER Dekkebjelken ved opplegg akse 9 356