Rapport nr GEO01

Rapport nr. 5130603-GEO01 Gjelder: Oslo Havn Oppdragsnr. : 5130603 Revisjon : 0 Dato : 2013-04-22 Utført av: Fagkontrollert av: Godkjent av: Arne Åsmund Skotheim Per Åge Brevik Arne Åsmund Skotheim INNHOLD Side 1. INNLEDNING... 1 2. GRUNNFORHOLD OG JORDPARAMETRE... 2 3. BEREGNINGER MED GEOSUITE PILE GROUP... 4 4. PELERAMMINGSANALYSER... 7 5. TREPELER... 8 6. REFERANSER... 8 7. VEDLEGG... 9 1. Innledning i Pipervika i Oslo skal rehabiliteres ved å etablere en ny kai fundamentert på rammede, armerte og utstøpte stålrørspeler; se situasjonsplan i Vedlegg 1. Tilhørende trepeler skal ikke ha noen bærende funksjon. Dette notatet omhandler tolkning og beskrivelse av grunnforhold, beregninger for å bestemme bære- og avstivnings-/forankringssystem for kaien, samt beregninger for pelerammingen. Norconsult AS NO 962392687 MVA Grandfjæra 24, NO-6415 Molde Hovedkontor: firmapost@norconsult.com Tel: +47 71 20 59 20 Fax: +47 71 20 59 30 Vestfjordgaten 4, NO-1338 Sandvika www.norconsult.no

2. Grunnforhold og jordparametre Datagrunnlag Det er utført en grunnundersøkelse på stedet av Norconsult Fältgeoteknik AB; Ref. 1; bestående av 6 totalsondringer og 2 trykksonderinger (CPTU); se borplan i Vedlegg 2. Plott fra disse sonderingene framgår av Vedlegg 3 til Vedlegg 10, og Vedlegg 11 og Vedlegg 12 viser tolkede lengdeprofil gjennom boringene på vestre og østre side av. I tillegg har vi mottatt et kart som skal vise bergkoter i området (Ref. 2); se Vedlegg 13. Prøvetaking er ikke utført under denne grunnundersøkelsen, og vi har heller ikke mottatt annen relevant informasjon om grunnforholdene i området/nærområdet. Dybde til berg Dybde til antatt berg varierer mellom 16,3 m og 32,1 m i de 6 punktene med totalsondering, da basert på boremannskapets angivelser på borfilene; jamfør Vedlegg 2 (borplan) og Vedlegg 3 til Vedlegg 10 (individuelle plott). Dybden til antatt fjell er angitt til 30,0-32,1 m i 4 av posisjonene, mens den er henholdsvis 24,8 m og 16,3 m i de 2 øvrige posisjonene. Ved totalsonderingene er det imidlertid bare boret ca. 0,2-1,0 m inn i antatt bergoverflate, og dette er mye mindre enn 3,0 m som normalt kreves ved såkalt sikker bergpåvisning. Det kan derfor ikke utelukkes at en eller flere av boringene kan være avsluttet med innboring i stor stein/blokk i stedet for i berg. Totalsonderingene indikerer derfor bare potensielle minimumsdybder til fjell, og reell dybde til berg kan være større enn 30 m i alle undersøkelsesposisjoner. Vi kjenner ikke til hvilket datagrunnlag mottatt bergkotekart vist i Vedlegg 13 er basert på, og heller ikke hvor pålitelig dette anses å være. Vi registrerer imidlertid at det ikke er godt samsvar mellom antatte bergkoter fra totalsonderingene og angitte bergkoter i de 6 boreposisjonene. I 5 av posisjonene ligger antatt bergkote på mellom kote -32,9 og -38,0 ifølge totalsonderingene, og de kan ligge dypere. Dette er mye dypere enn hva bergkotekartet i Vedlegg 13 angir i tilhørende posisjoner. Materialtyper og lagdeling Siden data fra prøvetaking ikke foreligger, er massetyper og lagdeling tolket ut fra totalsonderingene og trykksonderingene. Tolkningene fra totalsonderingene er basert på de registrerte data i kombinasjon med tidligere erfaring. For trykksonderingene er tolkningen av jordprofil med hensyn til type og lagdeling utført med en egenutviklet regnearkløsning (Ref. 3) basert på mottatte rådatafiler. Metoder beskrevet i Ref. 4 (Lunne et al, 1997) er lagt til grunn. Tolkede jordprofil fra trykksonderingene er vist i Vedlegg 14 (Borpunkt 1) og i Vedlegg 19 (Borpunkt 5). Vedlegg 14 viser tolket jordprofil i Borpunkt 1, der trykksonderingen går ned til ca. 17,4 m dybde under sjøbunnen. Ifølge tolkningen er det primært leire ned til 14-15 meter (Lag 1), etterfulgt av mere sand- og siltdominerte masser videre ned til maksimal sonderingsdybde (Lag 2A). Dette samsvarer med registreringene under totalsonderingen ved denne posisjonen; se Vedlegg 3. Videre ned til ca. 20 m dybde indikerer totalsondringen i denne posisjonen noe grovere masser (trolig sand), etterfulgt av faste til meget faste masser av antatt morene med enkelte større steiner/blokker (Lag 3). Dato 2013-04-22 Side 2 av 46

Vedlegg 19 viser tolket jordprofil i Borpunkt 5, der trykksonderingen går ned til ca. 14,4 m dybde under sjøbunnen. Ifølge tolkningen er det her primært leire (Lag 1) helt ned til maksimal sonderingsdybde. Vedlegg 11 og Vedlegg 12 oppsummerer lagdeling og massetyper fra utførte tolkninger, og viser leire ned til ca. 15 m dybde (Lag 1). Deretter er det registrert to overgangslag av silt/sand (Lag 2A) og/eller sand (Lag 2B) av total tykkelse 0-4 m. Nederst ligger faste til meget faste masser av antatt morene (Lag 3) som inneholder enkelte større steiner/blokker. Tolkning av udrenert aktiv (C ua ) og direkte (C ud ) skjærfasthet i Lag 1 De mottatte rådatafilene for de 2 trykksonderingene (CPTU) i Borpunkt 1 og Borpunkt 5 er benyttet til tolkning (Ref. 3). Aktiv udrenert skjærstyrke (C ua ) er tolket etter metoder beskrevet i Ref. 5 (Karlsrud et al, 2005), som angir forskjellige N-faktorer for sensitivitet S t <15 og S t >15. Våre tolkninger av jordartsprofiler i Vedlegg 14 og Vedlegg 19 tyder ikke på spesielt sensitiv leire, og vi har valgt å benytte kun N-faktorer for S t <15: N kt = 7.8 + 2.5 logocr + 0.082 I p N ke = 11.5-9.05 B q 2.0 N u = 6.9-4.0 logocr + 0.07 I p Plastisitetsindeksen (I p ) inngår i prosent (%), og 20 % er antatt ved vår tolkning basert på erfaringer fra undersøkelser lenger øst (dvs. primært Bjørvika, Bispevika, Sørenga). I Ref. 5 er tre forskjellige OCR-korrelasjons-varianter vurdert; dvs. OCR relatert til B q, OCR relatert til u/ v0 og OCR relatert til Q t. Sistnevnte korrelasjon er anbefalt som den beste i Ref. 5, og kun denne er lagt til grunn i våre tolkninger med denne metoden. Aktiv udrenert skjærstyrke (C ua ) tolkes deretter ut på vanlig måte som: C ua = (q t - v0 ) / N kt C ua = (q t -u) / N ke C ua = u / N u N-korrelasjonene beskrevet ovenfor er basert på korrelasjoner mellom CPTU og laboratorieforsøk på blokkprøver. Ifølge Ref. 6 og Ref. 7 skal skjærfastheten da reduseres. Ref. 6 angir reduksjoner på 0-15 % avhengig av sensitivitet og bruddtype. Ref. 7 angir en reduksjon på 15% for sprøbruddmaterialer; dvs. for svært sensitive leirer og kvikkleirer med sensitivitet større enn 15 og omrørt skjærfasthet mindre enn 2,0 kpa (konus). Våre tolkninger av jordartsprofiler i Vedlegg 14 og Vedlegg 19 tyder som før nevnt ikke på spesielt sensitiv leire, og vi har valgt å ikke benytte noen reduksjon i skjærfasthet. Tolket aktiv skjærfasthet (C ua ) i Borpunkt 1 er vist i Vedlegg 15 ( =19 kn/m 3 ) og Vedlegg 16 ( =17 kn/m 3 ), mens tolket aktiv skjærfasthet (C ua ) i Borpunkt 5 er vist i Vedlegg 20 ( =19 kn/m 3 ) og Vedlegg 21 ( =17 kn/m 3 ). For =19 kn/m 3 synes C ua 0,28xp 0 å være rimelig, mens C ua 0,35xp 0 synes rimelig for =17 kn/m 3. Ut fra en totalvurdering har vi anbefalt/valgt C ua 0,30xp 0 i kombinasjon med =18 kn/m 3 i leirlaget (Lag 1). Dato 2013-04-22 Side 3 av 46

Med antatt plastisitetsindeks I p =20 % har vi ut fra Ref. 8 lagt til grunn en anisotropifaktor ( D ) på 0,70; dvs. at C ud =0,70xC ua =0,21xp 0. Tolkning av drenerte fasthetsparametre (a og ) i Lag 1 Drenerte fasthetsparametre ( og a) er tolket ut fra CPTU-ene ved bruk av den såkalte NTNU-metoden, primært etter Ref. 9. En plastifiseringsvinkel ( ) varierende mellom 0 og -20 sammen med en attraksjon (a) varierende mellom 0 kpa og 20 kpa er benyttet for å sirkle inn mulig variasjonsområde for tilhørende friksjonsvinkel ( ). Tolkede effektive fasthetsparametre i Borpunkt 1 er vist i Vedlegg 17 ( =19 kn/m 3 ) og Vedlegg 18 ( =17 kn/m 3 ), mens tolkede effektive fasthetsparametre i Borpunkt 5 er vist i Vedlegg 22 ( =19 kn/m 3 ) og Vedlegg 23 ( =17 kn/m 3 ). Ut fra en totalvurdering har vi anbefalt/valgt =25 og a=5 kpa i kombinasjon med =18 kn/m 3 i leirlaget (Lag 1). Tolkning av drenerte fasthetsparametre (a og ) i Lag 2A, Lag 2B og Lag 3 I det øvre overgangslaget (Lag 2A) under leiren er =30 og a=5 kpa tolket ut av CPTU-en i Borpunkt 1, og disse parametrene anbefales for dette laget i kombinasjon med =19 kn/m 3. I det nedre overgangslaget (Lag 2B) er ventelig 30 og a 5 kpa. Ut fra registreringene under totalsonderingene har vi valgt/anbefalt =35 og a=5 kpa i kombinasjon med =19 kn/m 3. I de dypereliggende faste til meget faste massene av antatt morene (Lag 3) har vi ut fra registreringene under totalsonderingene og relevant erfaring primært anbefalt/valgt =38 og a=20 kpa i kombinasjon med =20 kn/m 3. 3. Beregninger med GeoSuite Pile Group Analyseverktøy Samvirkeprogrammet GeoSuite Pile Group; Ref. 10; er brukt for å analysere last-deformasjon og kapasitetsutnyttelse for kaioverbygning og peler, samt bæreevnemessig utnyttelse av pelene. I samvirkeberegningene er pelene antatt å være innspent i pelehodet/overbygningen (dvs. bjelker/ dekke), og pelehodet/overbygningen er antatt å være fullstendig stiv og dimensjonert i henhold til dette. Momentene i peletopp må derfor kunne overføres til overbygningen. Lagdeling, jordmodeller og jordparametre Vedlegg 24 viser lagdeling og jordmodeller med tilhørende jordparametre som primært er benyttet i GROUP-beregningene (Grunn 0). I dette basisprofilet har vi valgt å anta mer enn 27 m med løsmasser i alle peleposisjoner, for deretter å se på konsekvensen av mindre løsmassemektighet. Vi har valgt kun å operere med 3 lag. Vi har således slått sammen Lag 2A og Lag 2B til et «samlelag» med parametre fra det svakeste laget; dvs. Lag 2A. Vi har videre valgt kun å bruke såkalte NTNU-modeller; Ref. 10. Ved valg av jordparametre har vi forsøkt å ta hensyn til føringer gitt i Peleveiledningen 2013; Ref. 11. Dato 2013-04-22 Side 4 av 46

For Lag 1 (leire) har vi brukt udrenerte modeller, mens drenerte modeller er brukt for Lag 2 og Lag 3 (både vertikalt og horisontalt). Laster og lasttilfeller Lastinformasjon er hentet fra Ref. 12 og Ref. 13. Karakteristisk egenlast av kaioverbygningen er oppgitt å tilsvare 7,5 kn/m 2, og dimensjonerende egenlast blir lik 9,0 kn/m 2 inklusiv lastfaktor 1,2. Karakteristisk nyttelast oppå denne er oppgitt til 5,0 kn/m 2, og dimensjonerende nyttelast blir lik 7,5 kn/m 2 inklusiv lastfaktor 1,5. En karakteristisk last på 5,0 kn per løpemeter kaifront er oppgitt å virke på alle kaisidene samtidig. Dimensjonerende verdi blir da lik 7,5 kn/m inklusiv lastfaktor 1,5. Kaifrontlasten kan virke normalt mot og langs kaifronten, og den kan virke horisontalt eller med en helning på inntil ±45⁰ med horisontalplanet. Lastene omtalt ovenfor er benyttet til å generere 36 forskjellige lasttilfeller i bruksgrensetilstanden (SLS) og bruddgrensetilstanden (ULS). Lasttilfellene er lest inn i GROUP; se Vedlegg 25. Pelesystem Innledningsvis har vi sett på flere pelesystemer for kaien. Foruten forskjellige peletyper og peletverrsnitt har dette innbefattet skråpeler med varierende antall, plassering, helning og orientering, samt peler med og uten forankring i berg. Vi har endt opp med et pelesystem bestående av 16 vertikalpeler og 8 skråpeler med plassering, helning og orientering som vist i Vedlegg 26. Rammede, armerte og utstøpte stålrørspeler med ytre diameter 508 mm og godstykkelse 10 mm er lagt til grunn (stålkvalitet S355). Ned hensyn til korrosjon av stålrøret har vi sett på yttertilfellene; se Vedlegg 27. Øvre grense pelestivhet tilsvarer fullstendig intakt stålrør uten korrosjon, med en ekvivalent E-modul på 60000 MPa for totalt sammensatt tverrsnitt. Nedre grense pelestivhet tilsvarer fullstendig bortkorrodert stålrør fra peletopp til pelespiss, med en ekvivalent E-modul på 33000 MPa for resterende tverrsnitt. Krav Dimensjoneringen av selve pelematerialet og kaioverbygningen, samt kraftoverføringen mellom pelene og overbygningen forutsettes ivaretatt av byggeteknisk rådgiver. Laster fra GROUP kan benyttes som input. Beregningene må videre dokumentere at pelesystemet geoteknisk sett holder seg innenfor krav til bæreevne av peler på trykk og strekk, og at forskyvningene ikke er for store (spesielt horisontalt). Geotekniske krav er basert på Eurocode7; Ref. 14; og Peleveiledningen 2013; Ref. 11. For bæreevne på trykk benyttes en partialfaktor på 1,1, mens en partialfaktor på 1,2 synes rimelig på strekk. Med foreliggende data fra grunnundersøkelser samt med krav om bevegelsesmålinger under stoppslagning av pelene, har vi konkludert med tillatt utnyttelse i bruddgrensetilstanden (ULS) tilsvarende (1/1,4)=0,71 på trykk og (1/1,6)=0,63 på strekk. Dato 2013-04-22 Side 5 av 46

Når det gjelder krav til horisontal/lateral forskyvning av overbygningen, har vi valgt å sette en grense på inntil 50 mm i bruddgrensetilstanden (ULS) og 25 mm i bruksgrensetilstanden (SLS). Helst bør forskyvningene være godt innenfor disse grensene. Beregninger for peler stoppslått i lik dybde i løsmasser Tabellen nedenfor oppsummerer resultater fra GROUP-beregninger med samtlige peler rammet til 27 m eller 25 m dybde under sjøbunnen i løsmasser (dvs. ingen pel har nådd berg). Pelespiss Pelestivhet Lateral forskyvning Maksimale pelekrefter i bruddgrensetilstanden SLS ULS Aksial trykk Aksialt strekk Moment Lokasjon (mm) (mm) (kn) (kn) (knm) Mmaks 27m dyp 25m dyp Høy 6,3 9,7 1110 576 53 Topp Lav 9,8 15,0 1110 581 50 Topp Høy 6,8 11,7 1070 571 57 Topp Lav 10,2 16,9 1060 579 53 Topp Det konstateres at de laterale forskyvningene er små og akseptable. Vedlegg 28 og Vedlegg 29 viser nøkkeldata fra beregningene for pelespisser i 27 m dybde. For verst belastede pel på trykk er utnyttelsen 0,71 (dvs. OK), og for verst belastede pel på strekk er utnyttelsen 0,43 (dvs. OK med god margin). Vedlegg 30 og Vedlegg 31 viser nøkkeldata fra beregningene for pelespisser i 25 m dybde. For verst belastede pel på trykk er utnyttelsen nå 0,81 (dvs. over kravet på 0,71), og for verst belastede pel på strekk er utnyttelsen 0,52 (dvs. fortsatt OK). Dette innebærer at peledybden i jord kan være mindre enn 25 m uten at kravet til bæreevne på strekk blir overskredet. På trykk derimot er det tilsynelatende ikke noe å gå på, da utnyttelsen er på 0,71 selv med pelespisser i 27 m dybde. I praksis derimot er trolig fastheten i Lag 3 konservativt anslått, og det er meget sannsynlig at tilstrekkelig bæreevne på trykk kan dokumenteres ved stoppslagning av pelene i grunnere dybde. Beregninger for peler stoppslått i ulik dybde i løsmasser For å anskueliggjøre dette har vi kjørt et tilfelle der samtlige peler i Akse A-E er antatt stoppslått i 27 m dybde i løsmasser, mens alle pelene i Akse F-H er antatt stoppslått i 20 m dybde i løsmasser. Tabellen nedenfor oppsummerer resultatene fra GROUP or dette tilfellet. Vi foreslår derfor at 25 m peledybde i grunnen blir lagt til grunn ved mengdeoppsettet i anbudsbeskrivelsen. Pelespiss Pelestivhet Lateral forskyvning Maksimale pelekrefter i bruddgrensetilstanden SLS ULS Aksial trykk Aksialt strekk Moment Lokasjon (mm) (mm) (kn) (kn) (knm) Mmaks 27/20 m dyp Høy 12,0 22,5 1150 563 104 Topp Lav 16,4 32,5 1060 592 92 Topp Det konstateres at de laterale forskyvningene er økt, men de er fortsatt innenfor valgt krav. Dato 2013-04-22 Side 6 av 46

Vedlegg 32 og Vedlegg 33 viser nøkkeldata fra beregningene for dette tilfellet, og det konstateres at utnyttelse på trykk er over kravet både på trykk og strekk men full karakteristisk bæreevne er dog ikke fullt utnyttet. Der pelene blir slått til 20 m dybde eller grunnere, forutsettes imidlertid at berg nås. Beregninger for tilfeller der noen peler blir stoppslått mot berg VI har sett på forskjellige scenarier for at noen peler blir stoppslått i berg, og et slikt scenario er beskrevet i det etterfølgende. For dette scenariet er samtlige peler i Akse A-E antatt stoppslått i 27 m dybde i løsmasser, mens alle pelene i Akse F-H er antatt innmeislet - om nødvendig med styredybel - og stoppslått mot berg i 20 m dybde men dog uten strekkforankring i berget. Tabellen nedenfor oppsummerer resultatene fra GROUP-beregninger for dette scenariet. Pelespiss Pelestivhet Lateral forskyvning Maksimale pelekrefter i bruddgrensetilstanden SLS ULS Aksial trykk Aksialt strekk Moment Lokasjon (mm) (mm) (kn) (kn) (knm) Mmaks Løsm./ berg Høy 6,1 9,3 1170 381 54 Topp Lav 9,6 14,6 1120 439 50 Topp Det konstateres at de beregnede laterale forskyvningene da er små og akseptable. Vedlegg 34 og Vedlegg 35 viser nøkkeldata fra beregningene for dette tilfellet. For verst belastede pel på trykk er utnyttelsen 0,72; dvs. ubetydelig over kravet, som aksepteres. For verst belastede pel på strekk er utnyttelsen 0,59 for øvre grense pelestivet (dvs. OK) og 0,67 for nedre grense pelestivhet (dvs. noe over kravet). Siden nedre grense pelestivhet ansees å være urimelig konservativt, aksepteres likevel beregnet utnyttelse på strekk for dette tilfellet. Dersom pelene i de innerste aksene stopper mot berg i 15-20 m dybde og øvrige peler stopper i løsmasser i 27 m dybde, kan strekkforankring av skråpeler være påkrevet i Akse G. Det samme kan skje hvis øvrige peler i løsmasser stopper vesentlig grunnere. Anbudsbeskrivelsen må derfor inneholde poster både for strekkforankring og dybelsetting i berg, men oppnådd/innmålt geometri ved installasjon vil være bestemmende for om slike tiltak må iverksettes og i hvilket omfang. 4. Pelerammingsanalyser Pelerammingsanalyser er utført med hydraulisk fallodd med loddvekt 50 kn og fallhøyde 80 cm, for å finne ut hvor stor rammemotstand som kan oppstå/overvinnes uten at rammespenningene blir for høye ved stoppslagning (stålrør 508/10mm, S355) Total rørlengde mellom 24 m og 36 m er benyttet, sammen med høy virkningsgrad for loddet (1,0). Beregningene viser at en rammemotstand på inntil minimum 3582 kn kan overvinnes ved sluttramming i det faste til meget faste Lag 3 (antatt morene); se Vedlegg 36. Forutsatt at stor stein/blokk ikke påtreffes og/eller ikke kan forseres, synes muligheten for å oppnå 25-27 m rammedybde i løsmasser å være rimelig god for det aktuelle loddet. Hvis stor stein/blokk blir påtruffet, kan pelen enten likevel aksepteres eller så kan ytterligere nedramming etter splitting initiert ved boring gjennom hul spiss og stein/blokk være en mulighet. Dato 2013-04-22 Side 7 av 46

5. Trepeler Vedlegg 37 viser høye estimater for vertikal penetrasjonsmotstand av en trepel med diameter 24/15 cm i det den trenger ned i leiren ved sjøbunn (Lag 1). Ved 5 m penetrasjon er beregnet penetrasjonsmotstand opp mot 15-20 kn i verste fall. 6. Referanser Ref. 1 Data fra grunnundersøkelse for utført av Norconsult Fältgeoteknik i 2012. Ref. 2 Ref. 3 Ref. 4 Ref. 5 Ref. 6 Ref. 7 Ref. 8 Ref. 9 Bergkotekart for Oslo Havn. Arne Å. Skotheim (2010): Bruk av CPTU i Geovest-Haugland AS. Foredrag CPTU-seminar Vegdirektoratet 26. april 2010. Lunne, T., Robertson, P. K. and J. J. M. Powell (1997): Cone Penetration Testing in Geotechnical Practice. Blackie Academic & Professional. Karlsrud, K., Lunne, T., Kort, D. A. and Strandvik, S. (2005): CPTU correlations for clays. International Conference on Soil Mechanics and Foundation Engineering, 16. Osaka 2005. Proceedings, Vol. 2, pp. 693-702. Karlsrud, K. (2010): Bjerrum-foredraget 2010. Styrke og deformasjonsegenskaper av leire fra blokkprøver og feltforsøk. Geoteknikkdagen Tekna 2010. Norges vassdrag- og energidirektorat (NVE): Flaum og skredfare i arealplanar. Retningslinjer nr. 2-2011, revidert 15. april 2011. NIFS Deloppgave SM 6.4.1: Bruk av anisotropiforhold I stabilitetsberegninger i sprøbruddmaterialer. Rapport datert 2012-11-30 utarbeidet av SINTEF og Multiconsult. Rolf Sandven (1990): Strength and Deformation Properties of Fine Grained Soils Obtained from Piezocone Tests. Dr. ing. avhandling, Institutt for geoteknikk, NTNU. Ref. 10 Vianova GeoSuite AB (2008): Novapoint GeoSuite Toolbox. Pile Group. Version 1.0. Ref. 11 Ref. 12 Ref. 13 Ref. 14 Norsk Geoteknisk Forening (2013): Peleveiledningen 2013. Den Norske Pelekomite. E-post datert 2013-03-15 fra Aleksander Sørvik Hanssen (Norconsult) med grunnlagsdata inklusive laster for, Oslo Havn. E-post datert 2013-04-12 fra Aleksander Sørvik Hanssen (Norconsult) med egenvekt overbygning for, Oslo Havn. NS-EN 1997-1:2004+NA:2008: Eurocode 7: Geoteknisk prosjektering. Del 1: Allmenne regler. Dato 2013-04-22 Side 8 av 46

7. Vedlegg Vedlegg 1 Situasjonsplan. Vedlegg 2 Borplan. Vedlegg 3 Totalsondring i Borpunkt 1. Vedlegg 4 Totalsondring i Borpunkt 2. Vedlegg 5 Totalsondring i Borpunkt 3. Vedlegg 6 Totalsondring i Borpunkt 4. Vedlegg 7 Totalsondring i Borpunkt 5. Vedlegg 8 Totalsondring i Borpunkt 6. Vedlegg 9 Trykksondering (CPTU i Borpunkt 1. Vedlegg 10 Trykksondering (CPTU i Borpunkt 5. Vedlegg 11 Vestre lengdeprofil gjennom Borpunkt 3, 2 og 1 (M=1:250) Vedlegg 12 Østre lengdeprofil gjennom Borpunkt 6, 5 og 4 (M=1:250) Vedlegg 13 Bergkotekart Pipervika. Vedlegg 14 Tolket jordprofil fra trykksondering (CPTU) i Borpunkt 1. Vedlegg 15 Tolket aktiv udrenert skjærfasthet (C ua ) fra trykksondering (CPTU) i Borpunkt 1. Antatt tyngdetetthet: 19 kn/m 3. Vedlegg 16 Tolket aktiv udrenert skjærfasthet (C ua ) fra trykksondering (CPTU) i Borpunkt 1. Antatt tyngdetetthet: 17 kn/m 3. Vedlegg 17 Tolkede effektive fasthetsparametre (a og ) fra trykksondering (CPTU) i Borpunkt 1. Antatt tyngdetetthet: 19 kn/m 3. Vedlegg 18 Tolkede effektive fasthetsparametre (a og ) fra trykksondering (CPTU) i Borpunkt 1. Antatt tyngdetetthet: 17 kn/m 3. Vedlegg 19 Tolket jordprofil fra trykksondering (CPTU) i Borpunkt 5. Vedlegg 20 Tolket aktiv udrenert skjærfasthet (C ua ) fra trykksondering (CPTU) i Borpunkt 5. Antatt tyngdetetthet: 19 kn/m 3. Vedlegg 21 Tolket aktiv udrenert skjærfasthet (C ua ) fra trykksondering (CPTU) i Borpunkt 5. Antatt tyngdetetthet: 17 kn/m 3. Vedlegg 22 Tolkede effektive fasthetsparametre (a og ) fra trykksondering (CPTU) i Borpunkt 5. Antatt tyngdetetthet: 19 kn/m 3. Vedlegg 23 Tolkede effektive fasthetsparametre (a og ) fra trykksondering (CPTU) i Borpunkt 5. Antatt tyngdetetthet: 17 kn/m 3. Vedlegg 24 Lagdeling, jordmodeller og jordparametre brukt for basistilfellet Grunn 0 i GROUP. Vedlegg 25 Lasttilfeller i bruksgrensetilstanden (SLS) og bruddgrensetilstanden (ULS) brukt i GROUP. Vedlegg 26 Peleplan for anbefalt pelesystem ut fra beregninger utført med GROUP. Vedlegg 27 Øvre og nedre grense pelestivhet brukt i GROUP. Vedlegg 28 Nøkkeldata fra GROUP. Grunn 0 Høy pelestivhet. Pelespiss i 27 m dybde. Vedlegg 29 Nøkkeldata fra GROUP. Grunn 0 Lav pelestivhet. Pelespiss i 27 m dybde. Vedlegg 30 Nøkkeldata fra GROUP. Grunn 0 Høy pelestivhet. Pelespiss i 25 m dybde. Vedlegg 31 Nøkkeldata fra GROUP. Grunn 0 Lav pelestivhet. Pelespiss i 25 m dybde. Vedlegg 32 Nøkkeldata fra GROUP. Grunn 0* Høy pelestivhet. Pelespiss i 27/20 m dybde. Vedlegg 33 Nøkkeldata fra GROUP. Grunn 0* Lav pelestivhet. Pelespiss i 27/20 m dybde. Vedlegg 34 Nøkkeldata fra GROUP. Grunn 0** Høy pelestivhet. Pelespiss i 27/20 m dybde. Vedlegg 35 Nøkkeldata fra GROUP. Grunn 0** Lav pelestivhet. Pelespiss i 27/20 m dybde. Vedlegg 36 Pelerammingsanalyser (Ø508/10mm stålrør av kvalitet S355). Vedlegg 37 Høye estimat for penetrasjonsmotstand for Ø24/15cm trepel. Dato 2013-04-22 Side 9 av 46

Vedlegg 1 - Situasjonsplan. Dato 2013-04-22 Side 10 av 46

Vedlegg 2 - Borplan. Dato 2013-04-22 Side 11 av 46

Vedlegg 3 Totalsondering i Borpunkt 1. Dato 2013-04-22 Side 12 av 46

Vedlegg 9 Trykksondering (CPTU) i Borpunkt 1. Dato 2013-04-22 Side 18 av 46

Vedlegg 10 Trykksondering (CPTU) i Borpunkt 5. Dato 2013-04-22 Side 19 av 46

Vedlegg 11 Vestre lengdeprofil gjennom Borpunkt 3, 2 og 1 (M=1:250). Dato 2013-04-22 Side 20 av 46

Vedlegg 12 Østre lengdeprofil gjennom Borpunkt 6, 5 og 4 (M=1:250). Dato 2013-04-22 Side 21 av 46

Vedlegg 13 Bergkotekart Pipervika. Dato 2013-04-22 Side 22 av 46

Vedlegg 14 Tolket jordprofil fra trykksondering (CPTU) i Borpunkt 1. Dato 2013-04-22 Side 23 av 46

Vedlegg 15 Tolket aktiv udrenert skjærfasthet (C ua ) fra trykksondering (CPTU) i Borpunkt 1. Antatt tyngdetetthet: 19 kn/m 3. Dato 2013-04-22 Side 24 av 46

Dybde (m) Oslo Havn 0 Hol nr.: H1 Friksjonsvinkel, ( ) Attraksjon, a (kpa) 0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 5 10 15 20 NTNU (a=20 kpa, Beta=-20 ) NTNU (a=10 kpa, Beta=-10 ) NTNU (a=0 kpa, Beta=0 ) Anbefalt friksjonsvinkel Anbefalt attraksjon Vedlegg 17 Tolkede effektive fasthetsparametre (a og ) fra trykksondering (CPTU) i Borpunkt 1. Antatt tyngdetetthet: 19 kn/m 3. Dato 2013-04-22 Side 26 av 46

Vedlegg 19 Tolket jordprofil fra trykksondering (CPTU) i Borpunkt 5. Dato 2013-04-22 Side 28 av 46

Vedlegg 24 Lagdeling, jordmodeller og jordparametre brukt for basistilfellet Grunn 0 i GROUP. Dato 2013-04-22 Side 33 av 46

Vedlegg 25 Lasttilfeller i bruksgrensetilstanden (SLS) og bruddgrensetilstanden (ULS) brukt i GROUP. Dato 2013-04-22 Side 34 av 46

Vedlegg 26 Peleplan for anbefalt pelesystem ut fra beregninger utført med GROUP. Dato 2013-04-22 Side 35 av 46

Vedlegg 27 Øvre og nedre grense pelestivhet brukt i GROUP. Dato 2013-04-22 Side 36 av 46

Vedlegg 28 Nøkkeldata fra GROUP. Grunn 0 Høy pelestivhet. Pelespiss i 27 m dybde. Dato 2013-04-22 Side 37 av 46

Vedlegg 29 Nøkkeldata fra GROUP. Grunn 1 Lav pelestivhet. Pelespiss i 27 m dybde. Dato 2013-04-22 Side 38 av 46

Vedlegg 30 Nøkkeldata fra GROUP. Grunn 0 Høy pelestivhet. Pelespiss i 25 m dybde. Dato 2013-04-22 Side 39 av 46

Vedlegg 31 Nøkkeldata fra GROUP. Grunn 0 Lav pelestivhet. Pelespiss i 25 m dybde. Dato 2013-04-22 Side 40 av 46

Vedlegg 32 Nøkkeldata fra GROUP. Grunn 0* Høy pelestivhet. Pelespiss i 27/20 m dybde. Merknad: Peler i Akse A-E og Akse F-H stoppslått i henholdsvis 27 m og 20 m dybde i løsmasser. Dato 2013-04-22 Side 41 av 46

Vedlegg 33 Nøkkeldata fra GROUP. Grunn 0* Lav pelestivhet. Pelespiss i 27/20 m dybde. Merknad: Peler i Akse A-E og Akse F-H stoppslått i henholdsvis 27 m og 20 m dybde i løsmasser. Dato 2013-04-22 Side 42 av 46

Vedlegg 34 Nøkkeldata fra GROUP. Grunn 0** Høy pelestivhet. Pelespiss i 27/20 m dybde. Merknad: Peler i Akse A-E er antatt stoppslått i 27 m dybde i løsmasser. Peler i Akse F-H er antatt innmeislet - om nødvendig med styredybel - og stoppslått mot berg i 20 m dybde (uten strekkforankring). Dato 2013-04-22 Side 43 av 46

Vedlegg 35 Nøkkeldata fra GROUP. Grunn 0** Lav pelestivhet. Pelespiss i 27/20 m dybde. Merknad: Peler i Akse A-E er antatt stoppslått i 27 m dybde i løsmasser. Peler i Akse F-H er antatt innmeislet - om nødvendig med styredybel - og stoppslått mot berg i 20 m dybde (uten strekkforankring). Dato 2013-04-22 Side 44 av 46

Pelerammingsanalyser med Janbus rammeformel og enkel støtbølgeteori OPPDRAG : 5130603 Peler i løsmasse Saksbehandler: : Arne Åsmund Skotheim PELETYPE : Stålrør Ø508 mm, t=10 mm FOR RØRTVERRSNITT : Ytre diameter : 508 (mm) Godstykkelse : 10 (mm) Pelemateriale : Stål Kvalitet : S355J2G3 Flytespenning : 355,0 (MPa) Ekvivalent antall slag 1000 (>=1) Mat.koeff. - ramming : 1,15 Dim. rammespenning : 308,7 (MPa) ANDRE TVERRSNITT : Inntastet eller beregnet A (mm2): Tverrsnittsareal for pel : 0 (mm 2 ) 15645 E-modul for pel : 210000 (MPa) Tyngdetetthet for pel : 77 (kn/m 3 ) LODD : 5 tonns hydraulisk fallodd med 0,8 m fallhøyde Vekt : 50 (kn) Fallhøyde : 0,8 (m) KRAV: Energi W*H : 40 (knm) Dim. aksial last/bæreevne Qd (kn): 3582 Tverrsnittsareal for lodd : 300000 (mm 2 ) E-modul for lodd : 210000 (MPa) Ekvivalent materialkoeff. u/ Chelli : 1,0 Tyngdetetthet for lodd : 77 (kn/m 3 ) Ekvivalent materialkoeff. m/chelli : 1,0 Brutto pellengde (m) : 24,0 30,0 36,0 Vekt av pel (kn) : 28,9 36,1 43,4 Vektforhold W p /W l : 0,58 0,72 0,87 Impedansforhold f i : 0,95 0,95 0,95 Kraftfordelingsfaktor : 0,76 0,66 0,56 Virkningsgrad h : 1,00 1,00 1,00 Nødvendig sluttsynk for å påvise karakteristisk bæreevne: Med bevegelsesmåling og u/chelli (mm) : 0,1 0,1 0,1 Med bevegelsesmåling og m/chelli (mm): 0,1 0,1 0,1 Basert på Peleveiledn. Rammespenningsfaktor f o : 1,344 1,344 1,344 (2013) punkt 4.6.2 Rammespenningsfaktor f w : 1,457 1,348 1,254 (støtbølgeteorien) Maks. rammespenn. (MPa): 223 206 192 Basert på Peleveiledn. Maks. rammespenn. ved s=0 (MPa): 294 269 246 (2013) punkt 4.6.3 Maks. rammespenn. ved s=krit u/chelli (MPa): 293 268 245 (rammeformel) Maks. rammespenn. ved s=krit m/chelli (MPa): 293 268 245 Vedlegg 36 Pelerammingsanalyser (Ø508/10mm stålrør av kvalitet S355). Dato 2013-04-22 Side 45 av 46

Dybde under sjøbunn (m) Oslo Havn Penetrasjonsmotstand for trepel (kn) 0 0 5 10 15 20 25 30 35 40 1 2 3 4 5 6 7 Øvre grense (f=0,57*cud & Dekv=0,24m) Ekstrem øvre grense (f=cud & Dekv=0,24m) Vedlegg 37 Høye estimat for penetrasjonsmotstand for Ø24/15cm trepel. Dato 2013-04-22 Side 46 av 46