Kungälvs sjukhus ändring av detaljplan Geotekniska förutsättningar - komplettering

Kungälvs sjukhus ändring av detaljplan Geotekniska förutsättningar - komplettering 2017-06-22 Rev. 2017-08-21 WSP Samhällsbyggnad Handling upprättad av Michael Engström

Projektnamn Projektnr Sidnr Kungälvs sjukhus ändring av detaljplan 2 (12) Dokumentnamn Datum Rev. Datum Rev. Geotekniska förutsättningar 2017-06-22 2017-08-21 INNEHÅLLSFÖRTECKNING Uppdrag...2 Geotekniska förhållanden...3 Punkt 1.1 Stabilitetsförhållanden i norr...3 Punkt 1.2 Stabilitetsförhållanden vid parkering i sydost...4 Punkt 1.3 Stabilitetsförhållanden i sydväst intill ny påfart till väg E6...5 Punkt 1.4 Stabilitetsförhållanden i tidigare beräknade sektioner B och C....7 PUNKT 2 GRUNDVATTENFÖRHÅLLANDEN...7 PUNKT 3 BERGFÖRHÅLLANDEN BLOCKNEDFALL...9 BILAGOR... 12 UPPDRAG WSP Samhällsbyggnad har på uppdrag av Västfastigheter utfört en kompletterande bedömning av äldre detaljplan med benämning H5837 enligt nedan där geotekniska förutsättningar och bergtekniska förutsättningar beskrivs. Texten skall utgöra svar på de 4 synpunkter som SGI har skrivit nedan; 1. Vi behöver dock veta att hela detaljplaneområdet har tillfredsställande stabilitetsförhållanden 2. I detta arbete behöver man även värdera hur en grundvattenhöjning påverkar 3. Avseende risk för ras och blocknedfall så gäller detta inte bara marken inom det aktuella området. Det är viktigt att se på om det finns riskobjekt även utanför kvartersmarken, eftersom nedfallande block kan påverka planområdet. 4. Kontroll har även gjorts av vilka förhållanden som nu råder i äldre sektioner benämnda B och C som omnämns i tidigare upprättad detaljplanhandling. Utfärdad av Michael Engström, WSP Samhällsbyggnad

Projektnamn Projektnr Sidnr Kungälvs sjukhus ändring av detaljplan 3 (12) Dokumentnamn Datum Rev. Datum Rev. Geotekniska förutsättningar 2017-06-22 2017-08-21 GEOTEKNISKA FÖRHÅLLANDEN Punkten 1 är uppdelad i 1.1, 1.2, 1.3 och 1.4 som beskriver förhållanden inom 4 områden där stabiliteten har undersökts som kan påverka detaljplanområdet. Punkt 1.1 Stabilitetsförhållanden i norr Inom den norra delen av sjukhusområdet skall hänsyn tas till lerans egenskaper och framtida marknivåer för att undvika att stabiliteten försämras. Vid projekteringen har en stabilitetsutredning utförts och konsekvensen av byggnationen enligt upprättat PM har inneburit att byggnation av P-platser har anpassats så att lutningen inom huvuddelen av området har blivit ännu mindre, vilket förbättrar stabilitetsförhållandena. Tittar man på en markmodell där en jämförelse görs mellan befintliga marknivåer och framtida marknivåer (kort 1) så har avschaktning gjorts inom gröna, gula och röda områden. Lokalt där blå färg finns så görs mindre uppfyllning, men nivåskillnaden utförs med flack slänt ner till dike vid infartsvägen och överstiger inte 2 m. Kort 1 Planskiss med färgade områden med olika skillnader jämfört med befintliga marknivåer. Utfärdad av Michael Engström, WSP Samhällsbyggnad

Projektnamn Projektnr Sidnr Kungälvs sjukhus ändring av detaljplan 4 (12) Dokumentnamn Datum Rev. Datum Rev. Geotekniska förutsättningar 2017-06-22 2017-08-21 Kort 2 taget mot väster där avschaktningsarbeten pågår. Punkt 1.2 Stabilitetsförhållanden vid parkering i sydost Lokalt i sydost har ursprunglig marknivå förändrats i samband med byggnation av en gammal gångtunnel under Marstrandsvägen och vägar vilket bidrog till att detaljplanområdet är markerat som yta med restriktioner på detaljplanen. En kompletterande stabilitetskontroll utfördes år 2015 för att verifiera att parkeringsplatser till sjukhuset kunde utökas mot öster utan att stabiliteten försämrades. Bekräftelse att stabiliteten är tillräcklig framgår av bilaga 2. Kort 3 på gammal detaljplan i sydost. Utfärdad av Michael Engström, WSP Samhällsbyggnad

Projektnamn Projektnr Sidnr Kungälvs sjukhus ändring av detaljplan 5 (12) Dokumentnamn Datum Rev. Datum Rev. Geotekniska förutsättningar 2017-06-22 2017-08-21 Kort 4 på nu utförd utbyggnation med något ljusare asfalt väster om ytan med träd. Punkt 1.3 Stabilitetsförhållanden i sydväst intill ny påfart till väg E6 Inom aktuellt område har ett nytt större dike/å skapats så att vatten skall kunna ledas intill den nya påfarten som byggs mot väg E6. I samband med projektet gjordes stabilitetsanalys så att aktuellt detaljplanområde inte skall påverkas av försämrad stabilitet. Bekräftelse att stabiliteten är tillräcklig framgår av bilaga 3. Utfärdad av Michael Engström, WSP Samhällsbyggnad

Projektnamn Projektnr Sidnr Kungälvs sjukhus ändring av detaljplan 6 (12) Dokumentnamn Datum Rev. Datum Rev. Geotekniska förutsättningar 2017-06-22 2017-08-21 Kort 5 taget mot nordväst på vattendraget som går nära gc-vägen intill sjukhusområdet. Kort 6 taget på plan med beräkningssektioner där påfartsväg och schakt för vattendrag syns. Under Marstrandsvägen går sedan vattnet i en kulvert. Utfärdad av Michael Engström, WSP Samhällsbyggnad

Projektnamn Projektnr Sidnr Kungälvs sjukhus ändring av detaljplan 7 (12) Dokumentnamn Datum Rev. Datum Rev. Geotekniska förutsättningar 2017-06-22 2017-08-21 Punkt 1.4 Stabilitetsförhållanden i tidigare beräknade sektioner B och C. Bedömning har även gjorts av vilka aktuella förhållanden som råder i tidigare redovisade sektioner B och C som syns på kort nedan. Förhållande har förbättrats då mycket förändringar har gjorts i området senaste tiden. Bekräftelse att stabiliteten är tillräcklig framgår av bilaga 4. Kort 7 taget på äldre material från detaljplan som berör geotekniken. PUNKT 2 GRUNDVATTENFÖRHÅLLANDEN Beträffande beaktande av framtid konsekvenser till följd av klimateffekter så bedöms risken för artesiskt tryck minska i framtiden då betydande mängder vatten som rinner från omgivande högre terräng kommer att ledas förbi området i ett öppet dike som syns på kort. Vattnet leds huvudsakligen till ett fördröjningsmagasin på stort avstånd från aktuellt område. Sänkning av marknivån kommer också att förändra grundvattensituationen, vilket innebär vatten på lägre nivåer som förbättrar stabiliteten. Inom ytor vid parkering i sydost och påfartsvägen till väg E6 kommer också grundvattennivån att sänkas på grund av ny sträckning av ån och att Kongahällaområdet söder om detaljplanen bebyggs. Utfärdad av Michael Engström, WSP Samhällsbyggnad

Projektnamn Projektnr Sidnr Kungälvs sjukhus ändring av detaljplan 8 (12) Dokumentnamn Datum Rev. Datum Rev. Geotekniska förutsättningar 2017-06-22 2017-08-21 Generellt kommer tidigare stående vatten att ledas mer kontrollerat ledas förbi detaljplanområdet vidare ner till Nordre älv. Kort 8 taget mot norr på diket som avgränsar detaljplanområdet i väster. Kort 9 taget mot sydväst på diket som avgränsar detaljplanområdet i norr. Utfärdad av Michael Engström, WSP Samhällsbyggnad

Projektnamn Projektnr Sidnr Kungälvs sjukhus ändring av detaljplan 9 (12) Dokumentnamn Datum Rev. Datum Rev. Geotekniska förutsättningar 2017-06-22 2017-08-21 Kort 10 taget mot sydost där även bergschakt krävs för att dikesbottennivå skall uppnås. PUNKT 3 BERGFÖRHÅLLANDEN BLOCKNEDFALL Generellt består naturligt berg inom detaljplanområdet av flacka lutande hällar med gnejsig granit, vilket innebär att inga risker för blocknedfall föreligger. Vid infartsvägen i väster har dock bergschakt utförts och en kvarstående bergskärning har skapats. Skrotning och eventuell bultning kommer att utföras i samråd mellan Västfastigheter och Entreprenör för att säkerställa bergets stabilitet. Utfärdad av Michael Engström, WSP Samhällsbyggnad

Projektnamn Projektnr Sidnr Kungälvs sjukhus ändring av detaljplan 10 (12) Dokumentnamn Datum Rev. Datum Rev. Geotekniska förutsättningar 2017-06-22 2017-08-21 Kort 11 taget mot norr på berghällar inom det utvidgade detaljplanområdet i nordväst. Kort 12 taget mot nordost på bergschakten intill hus 17 (pågående byggnation) som kommer att säkras mot blocknedfall i entreprenadarbetet. Norr om detaljplanen finns generellt brantare berg där endast ett block bedöms ha risk för sämre stabilitet. Det kunde dock konstateras att det inte påverkar nuvarande detaljplan då det vid ett fall inte kommer att nå till detaljplanområdet. Läget redovisas nedan. Utfärdad av Michael Engström, WSP Samhällsbyggnad

Projektnamn Projektnr Sidnr Kungälvs sjukhus ändring av detaljplan 11 (12) Dokumentnamn Datum Rev. Datum Rev. Geotekniska förutsättningar 2017-06-22 2017-08-21 Kort 13 på ett block som inte kan garanteras vara stabilt. Kort 14 på blocket som till viss del är fastkilat i omgivande berg (läge enligt kort 7). Utfärdad av Michael Engström, WSP Samhällsbyggnad

Projektnamn Projektnr Sidnr Kungälvs sjukhus ändring av detaljplan 12 (12) Dokumentnamn Datum Rev. Datum Rev. Geotekniska förutsättningar 2017-06-22 2017-08-21 Kort 15 på terrängen nedanför blocket som ligger utanför detaljplanområdet. BILAGOR BILAGA 1 BILAGA 2 BILAGA 3 Utlåtande om stabilitetsförhållanden inom norra delen av sjukhusområdet (12sidor). Utlåtande om stabilitetsförhållanden inom sydöstra delen vid parkeringsyta (2 sidor.) Utlåtande om stabilitetsförhållande inom sydvästra delen vid påfart väg E6. (75 sidor.) BILAGA 4 Information om nuvarande förhållanden inom äldre angivna sektioner sektion B och C. (6 sidor.) Utfärdad av Michael Engström, WSP Samhällsbyggnad

Uppdragsnr: 10218835 1 (7) Nya Kungälvs sjukhus Proj.nr: 10169 Nya Kungälvs sjukhus Utlåtande kring stabilitetsförhållande vid norra delen av sjukhusområdet Innehållsförteckning Nya Kungälvs sjukhus... 1 Utlåtande kring stabilitetsförhållande vid norra delen av sjukhusområdet... 1 Uppdrag... 2 Underlag... 4 Beräkningsförutsättningar... 4 Topografi, jordlagerföljd, geohydrologi... 5 Antagna materialegenskaper... 5 Utförda beräkningar... 6 Resultat... 7 Slutsats... 7 L:\2205\Västfastigheter\10217083 - Nya Kungälvs sjukhus, Ny vårdbyggnad\10218835\3_dokument\36_pm\stabilitet norra området\utlåtande kring stabilitetsförhållande vid norra delen av sjukhusområdet.docx Mall: Allmän - Stående - 2003.dot ver 1.0 Bilagor Utvärdering av skjuvhållfasthet 1 Plan med beräkningssektionens läge (A3) 2 Stabilitetsberäkningar 3:1-3 Befintliga förhållanden, odränerad analys Ledningsschakt 2,5 m, odränerad analys 3 m schakt för ev. källare, kombinerad analys WSP Sverige AB Box 13033 402 51 Göteborg Besök: Ullevigatan 19 Tel: +46 10 7225000 Fax: +46 10 7227420 WSP Sverige AB Org nr: 556057-4880 Styrelsens säte: Stockholm www.wspgroup.se

Uppdragsnr: 10218835 2 (7) Uppdrag I samband med byggnation av nya vårdbyggnader, hus 16, 17, 18 och reservkraftbyggnad, hus 19 planeras en/ett ledningskulvert/ledningsstråk norr om sjukhuset som ska förbinda hus 17 med reservkraftbyggnaden, hus 19, se Figur 1. Ledningsstråket kommer troligvis att förläggas i vägen på ca 2 m djup. Hus 19 L:\2205\Västfastigheter\10217083 - Nya Kungälvs sjukhus, Ny vårdbyggnad\10218835\3_dokument\36_pm\stabilitet norra området\utlåtande kring stabilitetsförhållande vid norra delen av sjukhusområdet.docx Mall ver 1.0 Figur 1 Översikt över norra delen av sjukhusområdet. Ledningsstråket som ska förbinda hus 17 med reservkraftbyggnaden kommer troligvis att förläggas i vägen. Det finns även planer på att bygga ut sjukhuset ytterligare i framtiden. I norra området finns förslag på att eventuellt uppföra en ca 800-1200 m 2 stor byggnad med källare, se Figur 2.

Uppdragsnr: 10218835 3 (7) Figur 2 Del av skiss över utbyggnadsmöjligheter för Kungälvs sjukhus. Ytan som är aktuell för eventuell källare är inringad, se gul markering (Lokalförsörjningsplanen 2015 oktober). I norra delen av området, där ledningsstråket och eventuell byggnad med källare planeras finns en bestämmelse i detaljplanen från år 1986 ( 5, Mom 2): Inom med O betecknat område får källare inte anordnas såvida inte detaljerad geoteknisk undersökning visar att detta är möjligt, se Figur 3. Anledningen till bestämmelsen är enligt detaljplanen att Eventuella schakter kommer att medföra försämrad stabilitet. Av denna anledning rekommenderas att tillbyggnad mot slänten i norr utförs utan källare. WSP Samhällsbyggnad har därför på uppdrag av Västfastigheter kontrollerat vilken påverkan planerat ledningsstråk och eventuell källare har på totalstabiliteten för området. L:\2205\Västfastigheter\10217083 - Nya Kungälvs sjukhus, Ny vårdbyggnad\10218835\3_dokument\36_pm\stabilitet norra området\utlåtande kring stabilitetsförhållande vid norra delen av sjukhusområdet.docx Mall ver 1.0 Figur 3 Del av Stadsplanekarta för Lasarettsområdet, Kungälvs kommun (VBB, 1986-10-08).

Uppdragsnr: 10218835 4 (7) Underlag Området har tidigare undersökts av Bo Alte AB år 1980 och 1989 i samband med utbyggnader av sjukhuset. Då har även totalstabiliteten inom norra området kontrollerats i sektion A och B för bygg- och permanentskedet för Hus 10, 11 och 12, se Figur 4. Hus 12 Hus 11 Hus 10 Figur 4 Borrplan med beräkningssektion A och B (Ritning G2 Bo Alte, 1980). L:\2205\Västfastigheter\10217083 - Nya Kungälvs sjukhus, Ny vårdbyggnad\10218835\3_dokument\36_pm\stabilitet norra området\utlåtande kring stabilitetsförhållande vid norra delen av sjukhusområdet.docx Mall ver 1.0 Erforderlig säkerhetsfaktor 1 var då (1980) satt till mellan F>1,5-2,0. Den beräknade säkerhetsfaktorn för permanentskedet var för sektion A, F=1,8, och för sektion B, F=1,75 med antagande om 1 m artesiskt grundvattentryck i den underliggande friktionsjorden. För undersökningar och utvärdering av materialegenskaper se MUR Nya Kungälvs sjukhus, Ny vårdbyggnad hus 16, 17, 18, 19 upprättad av WSP, daterad 2015-11-16. Beräkningsförutsättningar Släntstabilitetsberäkningar har utförts i såväl odränerad som kombinerad analys. Beräkningarna har utförts i datorprogrammet Geostudio 2012 Slope/W. Materialegenskaperna har utvärderats utifrån i området utförda geotekniska fält- och laboratorieundersökningar. Den dränerade skjuvhållfastheten för kohesionsjord har beskrivit enligt praxis (Skredkommissionens riktlinjer) med hjälp av en friktionsvinkel på φ =30, samt med en dränerad kohesion som är 10 % av den utvärderade odränerade skjuvhållfastheten (c =0,1 c u ). 1 Tidigare sattes en totalsäkerhetsfaktor på beräkningsresultatet, men numera (enligt Eurocode) sätts partialsäkerhetsfaktorer istället på de ingående parametrarna (last, skjuvhållfasthet och risk). Således var kravet för att uppnå tillfredställande stabilitet tidigare att F C >1,5 (F komb >1,35), och nu är kravet för att uppnå tillfredsställande stabilitet att F EN >1,0 (för säkerhetsklass 2).

Uppdragsnr: 10218835 5 (7) Topografi, jordlagerföljd, geohydrologi Området utgörs av naturmark/ängsmark och gräsytor närmast sjukhuset. Strax norr om sjukhuset finns en infartsväg till sjukhuset och i östra delen av området går en infartsväg till fastigheten norr om sjukhuset. Terrängen lutar från norr ned mot söder och marknivån är ca +18 kring infartsvägen och mellan ca +16 och +17 kring ytan som är aktuell för eventuell källare (nivåer angivna i RH 2000). Jordlagren består överst av torrskorpelera som övergår i lös lera ned till friktionsjord ovan berg. Lerdjupet ökar från 0 m invid fastmarken i norr till ca 20 m invid sjukhusbyggnaden i söder. Grundvattentrycket har mätts i ett grundvattenrör installerat på 12 m djup i friktionsjorden under leran. Grundvattenröret (bh 15W35) är placerat ungefär mitt i slänten, ca 60 m norr om sjukhuset. Mätningar har utförts vid två tillfällen under oktober och december 2015 och grundvattennivån har då uppmätts till ca 7 m, respektive ca 4 m under markytan. Vid tidigare utförda grundvattenmätningar (under 1980-talet) påvisade delvis artesiska grundvattentryck: Mätningarna visar att det delvis är artesiska vattentryck inom området och övertrycket i lerlagrets underkant motsvarade en nivå ca 1-1,5 m över markytan i anslutning till norra gaveln på hus 12. (Bo Alte AB, Kungälvs sjukhus Psyk. Klinik m.m. Geoutredning-projekteringsunderlag, daterad 1989-06-21) Under 1980-talet utfördes även grundvattensänkande åtgärder inom området genom att ett antal, ca 15-20 st, bergborrade brunnar installerades i ett dike norr om sjukhuset. Antagna materialegenskaper Den odränerade, korrigerade skjuvhållfastheten har utvärderats från vingförsök, fallkonförsök och CPT-sondering, se utvärdering av lerans skjuvhållfasthet i Bilaga 1. Omräkningsfaktorn, η, beräknas som produkten av flera delfaktorer, η=η 1,2.. η 3. η 4,5,6,7. Förslag på delfaktorer (enligt IEG Rapport 6:2008) anges i Tabell 1. L:\2205\Västfastigheter\10217083 - Nya Kungälvs sjukhus, Ny vårdbyggnad\10218835\3_dokument\36_pm\stabilitet norra området\utlåtande kring stabilitetsförhållande vid norra delen av sjukhusområdet.docx Mall ver 1.0 Tabell 1 Omräkningsfaktorn, η. η 1,2 η 3 η 4,5,6,7 η 0,95 0,95 1,0 0,90

Uppdragsnr: 10218835 6 (7) Tabell 2 Antagna materialegenskaper för stabilitetsberäkningar. Jordlager Egenskap & härlett medelvärde Partialkoefficient, γ m Let 0-1,5 m djup η Dimensionerande värde Tunghet γ=18 kn/m 3 γ γ=1,0 - γ d=18 kn/m 3 Odränerad skjuvhållfasthet c u=30 kpa γ cu=1,5 - c ud=20 kpa Dränerad skjuvhållfasthet φ =30 c =0,1. c u γ φ=1,3 γ c=1,3 - φ d=23,9 c d=0,115. c ud Lera 1 1,5-7 m djup Lera 2 Från 7 m djup Tunghet γ=15,5 kn/m 3 γ γ=1,0 - γ d=15,5 kn/m 3 Odränerad skjuvhållfasthet c u=16+0,5. d kpa d=0 vid 1,5 m djup Dränerad skjuvhållfasthet φ =30 c =0,1. c u γ cu=1,5 η=0,9 c ud=9,6+0,3. d kpa d=0 vid 1,5 m djup γ φ=1,3 γ c=1,3 - φ d=23,9 c d=0,115. c ud Tunghet γ=17,5 kn/m 3 γ γ=1,0 - γ d=17,5 kn/m 3 Odränerad skjuvhållfasthet c u=18,8+0,5. d kpa d=0 vid 7 m djup Dränerad skjuvhållfasthet φ =30 c =0,1. c u γ cu=1,5 η=0,9 c ud=11,3+0,3. d kpa d=0 vid 7 m djup γ φ=1,3 γ c=1,3 - φ d=23,9 c d=0,115. c ud L:\2205\Västfastigheter\10217083 - Nya Kungälvs sjukhus, Ny vårdbyggnad\10218835\3_dokument\36_pm\stabilitet norra området\utlåtande kring stabilitetsförhållande vid norra delen av sjukhusområdet.docx Mall ver 1.0 Utförda beräkningar Stabilitetsberäkningar har utförts för befintliga förhållanden samt för planerad ledningsschakt och eventuell källare. Beräkningssektionens läge redovisas i Bilaga 2. Släntens geometri baseras på grundkartan med en ekvidistans på 0,5 m. Portrycksfördelningen har antagits vara hydrostatiskt från ca 1,5 m under markytan (nolltrycksnivå i underkant torrskorpelera). Beräkningar i kombinerad analys har även utförts med ett antagande om artesiskt grundvattentryck 1 m ovan befintlig markyta. En känslighetsanayls har även utförts där skjuvhållfastheten har antagits till 16 kpa genom hela lerprofilen (dvs. ingen ökning av skjuvhållfastheten mot djupet). Beräkningarna redovisas i Bilaga 3 och sammanfattas i Tabell 3.

Uppdragsnr: 10218835 7 (7) Tabell 3 Beräknade säkerhetsfaktorer mot skred. Förhållande Odränerad analys, F EN Kombinerad analys, F EN Anmärkning Befintliga förhållanden 1,47* 1,47 Se Bilaga 3:1 Befintliga förhållanden, Skjuvållfasthet antagen till 16 kpa i hela jordprofilen (känslighetsanalys) Befintliga förhållanden, grundvattenyta antagen till 1 m över markytan (artesiskt) Ledningsschakt 2,5 m, Byggskede Ledningsschakt 2,5 m, grundvattenyta antagen till 1 m över markytan, Byggskede 3 m schakt för ev. källare, Byggskede *Stabilitetsberäkningen redovisas i Bilaga 3. 1,24 1,24-1,47 Odränerat brott, därav samma resultat som befintliga förhållanden för den kritiska glidytan 1,03* - Se bilaga 3:2-1,03 Odränerat brott, därav samma resultat som ovan för den kritiska glidytan 1,01 1,00* Se bilaga 3:3 L:\2205\Västfastigheter\10217083 - Nya Kungälvs sjukhus, Ny vårdbyggnad\10218835\3_dokument\36_pm\stabilitet norra området\utlåtande kring stabilitetsförhållande vid norra delen av sjukhusområdet.docx Mall ver 1.0 Resultat För att en slänt enligt IEG:s rapport 6:2008 ska klassas som tillfredsställande stabil ska säkerhetsfaktorn mot skred för säkerhetsklass 2 uppnås, F EN >1,0. Totalstabiliteten för befintliga förhållanden är därmed tillfredsställande (F EN >1,2). Även för eventuell lednings- och källarschakt (upptill 3 m djup) är totalstabiliteten tillfredsställande, säkerhetsfaktorn är dock lägre än för befintliga förhållanden (F EN >1,0). Eventuella lednings- och källarschakter är dock tillfälliga och total- samt lokalstabiliteten för dessa är något som kontrolleras och dimensioneras i projekteringen då eventuella byggnader/konstruktioners utformning, placering och erforderliga schaktdjup är bestämda. Slutsats Totalstabiliteten för befintliga förhållanden är i nuläget tillfredsställande. Eventuella schakter inom området kommer att ge en lägre säkerhetsfaktor mot skred (försämrad stabilitet), hur mycket beror av schakters utformning, djup och placering. En geoteknisk utredning/kontroll av stabiliteten behöver därför utföras i ett senare skede då mer exakt utformning av byggnader/konstruktioner är bestämd. Göteborg 2016-02-04, WSP Sverige AB Upprättad av: Charlotte Andersson Granskad av: Michael Engström

Uppdragsnr: 10218835 Bilaga 1 L:\2205\Västfastigheter\10217083 - Nya Kungälvs sjukhus, Ny vårdbyggnad\10218835\3_dokument\36_pm\stabilitet norra området\bilaga 1 Skjuvhållfasthet.docx Mall: Allmän - Stående - 2003.dot ver 1.0 WSP Sverige AB Box 13033 402 51 Göteborg Besök: Ullevigatan 19 Tel: +46 10 7225000 Fax: +46 10 7227420 WSP Sverige AB Org nr: 556057-4880 Styrelsens säte: Stockholm www.wspgroup.se

24 23 22 21 19 18 17

Bilaga 3:1

Bilaga 3:2

Bilaga 3:3

BILAGA 2 1(2) STABILITETSKONTROLL PARKERING I SYDOST I SAMBAND MED UTBYGGNATION (MAILKOMMUNIKATION 2015-10-06) Antaganden Jag har antagit lerans odränerade skjuvhållfasthet utifrån vad som står angivet i detaljplanen (VBB 1986) Vid den planerade gångtunneln sydost om lasarettstomten är hållfastheten 12 kpa enligt upptagna ostörda prover. I beräkningen har jag antagit att torrskorpeleran har en tjocklek om ca 1 m. Resultat För att uppnå tillfredsställande stabilitet ska säkerhetsfaktorn F>1.0 för säkerhetsklass 2, vilket vi uppnår i beräknad sektion för både odränerad och kombinerad analys, F=1,01 se bifogad fil. (Odränerad och kombinerad analys ger samma resultat då det blir ett odränerat brott i leran.) Slutsats I beräkningen har jag inte räknat med någon ökning av skjuvhållfastheten mot djupet vilket den troligtvis gör, en ökning av skjuvhållfastheten skulle ge en större säkerhet mot brott. Torrskorpelerans mäktighet är troligtvis närmare 2 m, vilket också skulle ge en något högre säkerhetsfaktor. Dvs. vi har räknat på säkra sidan. Och för större glidytor som berör en större del av parkeringen så har den planerade utbyggnaden av parkeringen ingen påverkan. (Detta gäller även ett väldigt lokalt område som berör en parkeringsyta och en GC-väg så eventuellt kan man även motivera att det tillhör säkerhetsklass 1, vilket har ett krav på att säkerhetsfaktorn F>0,9.) Så jag anser att stabiliteten är tillfredsställande för de projekterade nivåer som är redovisade på ritning M-30-1-01 (daterad 2015-07-08). Vänliga hälsningar Charlotte Andersson

E6 Kungälvsmotet (Öst) Kungälvs Kommun, Västra Götalands Län Projekterings-PM Geoteknik, Förfrågningsunderlag 2016-04-11 Projektnummer: 102131 Handling nr: 13.8

Dokumenttitel: Granskningshandling Dokumenttyp: Projekterings-PM Geoteknik Projektnummer: 102131 Version: 1.0 Utgivare: Trafikverket Kontaktperson: Kristin Blomqvist Konsult: ÅF-Infrastructure AB Uppdragsledare: Parasto Pourheydari Geoteknik: David Ekstrand

1 Objekt... 5 2 Underlag... 5 3 Styrande dokument... 5 4 Geotekniska förhållanden... 5 5 Hydrogeologiska förhållanden... 6 6 Valda och förkastade förstärkningsåtgärder... 6 6.1 Allmänt... 6 6.2 Valda förstärkningsåtgärder... 6 6.3 Förkastade förstärkningsalternativ... 6 7 Sättningar och sättningsreducerande åtgärder... 7 7.1 Allmänt... 7 7.2 Beräkningsförutsättningar... 7 7.2.1 Allmänt... 7 7.2.2 Sektion 0/240... 9 7.2.3 Sektion 0/280... 9 7.3 Beräkningsresultat... 10 7.3.1 Sektion 0/240... 10 7.3.2 Sektion 0/280... 11 7.3.3 Sättningsdifferens i längsled... 12 7.4 Kommentarer och bedömningar... 13 7.4.1 Allmänt... 13 7.4.2 Sektion 0/240... 13 7.4.3 Sektion 0/280... 13 7.4.4 Sättningsdifferens i längsled... 13 8 Stabilitet och stabilitetshöjande åtgärder... 13 8.1 Allmänna beräkningsförutsättningar... 14 8.2 Dimensionerande värden... 16 8.2.1 Jordparametrar (ostabiliserad jord)... 16 8.2.2 Jordparametrar (kalk- cementstabiliserad jord)... 17 8.2.3 Laster... 18 8.2.4 Gavelverkan (3D-effekter)... 19 8.3 Resultat... 20 8.3.1 Sektion 0/180... 20 8.3.2 Sektion 0/280... 20 8.4 Rekommendationer... 21 9 Tillfällig spont för anslutning till befintlig kulvert... 21

9.1 Allmänna beräkningsförutsättningar... 21 9.2 Dimensionerande värden... 22 9.2.1 Jordparametrar... 22 9.2.2 Jordtrycksparametrar... 24 9.2.3 Laster... 24 9.3 Resultat... 25 9.4 Rekommendationer... 25 10 Bottenupptryckning för sänkbrunnar... 25 10.1 Allmänna beräkningsförutsättningar... 26 10.2 Dimensionerande värden... 27 10.2.1 Jordparametrar... 27 10.2.2 Laster... 27 10.3 Resultat/arbetsgång... 27 10.3.1 Bottenupptryckning... 27 10.3.2 Hydraulisk bottenupptryckning (permanentskede)... 27 10.3.3 Hydraulisk bottenupptryckning (arbetsskede)...28 11 Bilagor...28

1 Objekt På uppdrag av Kungälvs kommun har ÅF Infrastructure AB upprättat denna Projekterings-PM för Kungälvsmotet i Kungälvs kommun. 2 Underlag Underlag för geotekniska beräkningar utgörs av: - Digital grundkarta - Tidigare utförda undersökningar, se handling 13,1 MUR, daterad 2016-02-12 - Teknisk PM Geoteknik, vägplan flik 13, daterad 2014-07-04 - Nu utförda inmätningar - Arbetsplan för anläggande av motorväg Göteborg-Uddevalla, delen vid Kungälv Vägport under väg 610 vid trafikplatsen, daterad 1966-12-14 3 Styrande dokument - SS-EN 1997, Dimensionering av geokonstruktioner - TRVFS 2011:12, Trafikverkets föreskrifter om ändring i Vägverkets föreskrifter (VVFS 2004:43) om tillämpningar av europeiska beräkningsstandarder - Trafikverkets Publikation 2011:047, TK Geo 11 4 Geotekniska förhållanden Uppmätt jorddjup varierar stort inom området, mellan ca 4 till ca 40 m. Vid km 0/100 är jorddjupet ca 16 m och minskar till ca 4 m vid km 0/170. Därefter ökar jorddjupet igen och vid km 0/340 uppgår det till ca 40 m. Se planritning 100G1201 i MUR, 2016-02-12, för längdmätning. Under ett ringa mulljordslager finns torrskorpelera ner till ca 1 m djup. Därunder finns lera av varierande mäktighet som vilar på ett mestadels tunt lager friktionsjord. Lokalt förekommer siltskikt de översta metrarna. Fyllnadsjordar förekommer inom området, däribland ramper, kulvertar, och parkeringsytor mm. I västergående körfält av Väg 168 sträckte sig tidigare en bäck som sedermera blev igenlagd när Väg 168 byggdes. Se även MUR, handling 13.1, bilaga 4, arbetsplan. Vattenkvoten i leran varierar mellan 20 % och 115 % och konflytgränsen varierar mellan 40 % och 102 %. Lerans densitet varierar främst mellan ca 14,5 kn/m 3 och 15,5 kn/m 3 med viss lokal variation. Sensitiviteten i leran varierar mellan 10 och 85. Lokalt är leran kvick vid djup 3 till 10 meter och har uppmätts vid sonderingspunkterna GF-5, 118 och AF5. Därutöver är området medelsensitivt. Lerans odränerade skjuvhållfasthet inom området är i de ytliga lagren extremt låg. Med liten tillväxt mot djupet ökar lerans skjuvhållfasthet till väldigt låg. Odränerade skjuvhållfastheten är utvärderad till 9 kpa ner till 1 m djup. Därunder ökar skjuvhållfastheten med ca 0,9 kpa/m och vid 28 m djup är lerans skjuvhållfasthet 33 kpa.

Utförda kompressionsförsök visar att leran är normalkonsoliderad till lätt överkonsoliderad med en OCR på ca 1,25 1,9. Modul M L är vid 1 m djup utvärderad till 150 kpa och ökar därefter till 890 kpa vid 38 m djup. 5 Hydrogeologiska förhållanden Två grundvattenrör och en portrycksstation har installerats och tidigare installerade grundvattenrör har använts, se handling 13.1 MUR. På ömse sidor av Väg 168 har grundvatten uppmätts i underliggande friktionslager nära markytan. Mätningarna är utförda under hösten 2014 som varit nederbördsrik. Under våren 2014 uppmättes med hjälp av skruvprovtagning fri vattenyta i det övre magasinet ca 0,5 m under markytan. Notera att torrskorpans undre gräns är ca 1-1,5 m och att grundvattnet varierar beroende av årstid och nederbörd. Portrycksstationer på ömse sidor av Väg 168 påvisar en något artesisk trycknivå som är en aning högre i söder. 6 Valda och förkastade förstärkningsåtgärder 6.1 Allmänt På grund av lerans sättningskänslighet bör sättningsreducerande åtgärder vidtas för ny anslutningsramp mot Väg 168 som idag är förstärkt med lättklinkerfyllning. Enligt utförd dykinspektion är befintlig dagvattenkulvert i dåligt skick och ny lösning för transport av dagvatten har därför utformats. I samråd med beställaren har ett öppet dagvattendike i anslutning till ny ramp projekterats. Eftersom det öppna diket för dagvattentransport är djupt (mellan 3 och 4 m) samt skall ligga bredvid anslutningsrampen krävs även stabilitetshöjande åtgärder för omkringliggande mark runt diket. 6.2 Valda förstärkningsåtgärder Valda förstärkningsåtgärder för anslutningsramp samt öppet dagvattendike är KCpelare samt lättklinkerfyllning eftersom KC-pelare både har sättnings- och stabilitetshöjande egenskaper. KC-pelare installeras som singulära pelare där enbart de sättningsreducerande egenskaperna behövs och i skivor där stabiliteten mot diket kräver ökad stabilitet. För anslutning mot Väg 168 erfordras en större höjning av profilen och KC-pelare kompletteras därför med lättklinkerfyllning för att inte krypning i KC-pelarna skall uppstå. 6.3 Förkastade förstärkningsalternativ Förkastade förstärkningsalternativ samt motiv presenteras nedan. Pålning (bankpålning/påldäck) Pålning har förkastats eftersom projekterad lösning kräver både sättnings och stabilitetshöjande egenskaper. För att uppnå önskad säkerhet mot stabilitetsbrott måste pålningen ner på en nivå så att de pådrivande lasterna för stabilitetsbrott i stor utsträckning minskas och istället tas upp av pålplattor/påldäck. Detta innebär väldigt kostsamma schaktarbeten utöver pålningen som också är kostnadsdrivande.

Lättfyllning (lättklinker/skumglas/cellplast) Förstärkning med enbart lättfyllning har förkastats eftersom detta likt pålning innebär omfattande schaktarbeten utöver schakten för diket. För att uppnå önskad avlastning för att minska sättningarna krävs att stora jordvolymer ersätts med lättfyllning. Detta medför att grundläggningsnivån för lättfyllningen hamnar långt under markytan och stora schakter erfordras, framförallt i anslutningen till Väg 168. En låg grundläggningsnivå i kombination med stora mängder lättfyllning medför också problem med upplyftning om inte dränering under lättfyllningen utförs korrekt. Dränering av jorden riskerar också att medföra ökade sättningar på befintlig anläggning vilket inte är önskvärt. 7 Sättningar och sättningsreducerande åtgärder 7.1 Allmänt På grund av att leran är sättningskänslig har sättningsreducerande åtgärder vidtagits. De sättningsreducerande åtgärderna består av KC-pelare samt kombinerad lättklinkerfyllning med KC-pelare. Dimensionering av ovan nämnda åtgärder har skett genom sättningsberäkning med varierande indata beroende på förstärkningsutformning. KC-pelare installeras i jorden genom inblandning av kalk och cement, via en ca 0,5 m mäktig arbetsbädd, till 10 eller 20 m djup. Resultat från utförda inblandningsförsök visar att bindemedlet bör vara 110 kg/m 3 lera ner till 7 m djup och sedan minska till 80 kg/m 3 på 9 m djup. De bindemedel som använts vid inblandningsförsöken är lika delar Bränd kalk NK QL 0-1,1 KÖ och Kormatreducerat byggcement CEM II/A-LL 42,5 R. Där jorddjupet är större än 20 m kombineras KC-pelare med lättklinkerfyllning för att reducera lasten och därmed sättningarna ytterligare. 7.2 Beräkningsförutsättningar 7.2.1 Allmänt Sättningsberäkningar har utförts i beräkningsprogrammet Geosuite Settlements version 14.1.1.0. Sättningar i torrskorpelera och KC-förstärkt jord är beräknad med Chalmers sättningsmodell utan krypsättning (Chalmers without creep) och sättningar i lera är beräknad med Chalmers sättningsmodell med krypsättning (Chalmers with creep). Permeabilitetsmodellen för samtliga jordlager är log based (strain). Sättningsberäkningar har utförts i två sektioner som representerar olika delar av sträckan där olika förstärkningsalternativ använts. Sektion 0/240 representerar den del som förstärks med KC-pelare till fast botten. Sektion 0/280 representerar den del som förstärks med flytande KC-pelare och lättklinkerfyllning. Beräknade sektioners läge redovisas i Figur 7.1.

Figur 7.1 Översikt över beräknade sektioners läge Tabell 7.1 Geometrisk indata samt förstärkningsåtgärd för utförda beräkningar Sektion Medelbankhöjd Lastbredd Jorddjup Förstärkning 0/240 0,8 m 40 m 11 m KC-pelare till fast botten 0/280 1,1 m 45 m 27 m Flytande KC-pelare + Lättklinker Nedan listas ett antal allmänna antagandet som ligger till grund för utförda beräkningar. - Inom området förekommer följande jordlagerföljd. o o o o o 0,2 m mulljord 1 m torrskorpa 4 40 m lera 0,5 2 m friktionsjord Berg - Mulljord och annan lös jord schaktas bort, innan någon typ av förstärkningsarbete påbörjas, och ersätts med samma typ av massor som vägkroppen är uppbyggd av. - Vägöverbyggnaden, bestående av bundna och obundna förstärkningslager, har en mäktighet på 0,86 m. - Vägöverbyggnadens genomsnittliga tunghet är 20 kn/m 3. - Lättklinkerns tunghet är 4,5 kn/m 3. - Krossmaterial för bankfyllning har en tunghet på 20 kn/m 3. - Mulljordens tunghet är 17 kn/m 3. - Torrskorpans tunghet är 17 kn/m 3.

- Grundvattenytan ligger i torrskorpans underkant. - Sättningen är beräknad från pålastning och 100 år framåt. - Förstärkningens dimensioneringstid är 40 år. - Lerans kompressionsmodul (M 0) i spänningsintervallet 0 0,8*σ c är 250 c u. - KC-pelare installeras till 20 m djup eller till fast botten. - KC-pelare som installeras som singulära pelare eller i skivor installeras med en diameter på 0,6 m och i ett mönster enligt Figur 7.2. Där KC-pelare enbart installeras som singulära pelare följer dessa mönstret markerat i Figur 7.2. - Sättningsberäkningar är beräknade i punkten mitt under lastens mitt med lastspridning enligt Boussinesq-metoden. Figur 7.2 Vänster: kalk-cementpelarmönster för ramp där markerade pelare är singulära pelare mellan 10 och 20 m djup (eller till fast botten) och övriga pelare installeras till 10 m djup (eller till fast botten). Höger: Kalk-cementpelarmönster öster om diket där samtliga pelare installeras till 10 m djup (eller till fast botten). Samtliga mått är angivna i meter. 7.2.2 Sektion 0/240 I sektion 0/240 har sättningar beräknats både med och utan KC-pelare installerade till fast botten. Till följd av planerat dike intill påfarten mot E6 placeras KC-pelare i skivor för att höja stabiliteten. För både på- och avfart har sättningen beräknat oförstärkt och med installerade KC-pelare (singulära och skivor). Sammanlagd last av oförstärkt vägbank är 16 kpa. Lastens spridning är beräknad med Boussinesq-metoden för långsträckt last med genomsnittlig lastbredd på 40 m. Indata som använts för sättningsberäkningar i sektion 0/240 redovisas i bilaga 1. 7.2.3 Sektion 0/280 För sektion 0/280 har sättningar beräknats både med och utan KC-pelare installerade till ca 20 m djup. Överliggande vägbank har för båda fallen beräknats med och utan lastkompensation i form av lättklinkerfyllning. Sammanlagd last av oförstärkt vägbank är 22 kpa. Sammanlagd last av förstärkt vägbank med lättklinkerfyllning är 18 kpa. Lastens spridning i oförstärkt jord är beräknad med Boussinesq-metoden för långsträckt last med genomsnittlig lastbredd på 40 m. I KC-förstärkt jord är lastens spridning beräknad Boussinesq-metoden baserat på ett fiktivt djup (z fiktiv) som resulterar i minskad lastspridning. Indata som använts för sättningsberäkningar i sektion 0/280 redovisas i bilaga 1.

7.3 Beräkningsresultat 7.3.1 Sektion 0/240 I Figur 7.3, Tabell 7.2 och Tabell 7.3 nedan redovisas resultat från sättningsberäkningar för sektion 0/240 med och utan KC-pelare installerade till fast botten. I Tabell 7.3 nedan redovisas tvärfallsavvikelse till följd av sättningar. Sättningsförlopp 0,00 Tid [år] 0 20 40 60 80 100 0,05 0,10 0,15 Sättning [m] 0,20 0,25 0,30 Oförstärkt jord, påfart E6 16 kpa 0,35 0,40 Oförstärkt jord, avfart E6 16 kpa KC-pelare skivor, påfart E6 16 kpa KC-pelare singulära, avfart E6 16 kpa Figur 7.3 Beräkningsresultat, sättningens tidsförlopp för sektion 0/240 Tabell 7.2 Beräkningsresultat, totalsättning och sättningsandel vid 1, 5, 10 och 40 år efter pålastning för sektion 0/240 Beräkning Totalsättning Sättningsandel 100 år 1 år 5 år 10 år 40 år Oförstärkt jord, påfart E6 (16 kpa) Oförstärkt jord, avfart E6 (16 kpa) KC-pelare skivor, påfart E6 (16 kpa) KC-pelare singulära, avfart E6 (16 kpa) 21 cm 44 % 70 % 80 % 93 % 17 cm 53 % 76 % 83 % 94 % 1 cm 100 % 100 % 100 % 100 % 2 cm 100 % 100 % 100 % 100 %

Tabell 7.3 Beräkningsresultat tvärfallsavvikelse till följd av sättning för sektion 0/240 Beräkning Tvärfallsavvikelse Västerut Tvärfallsavvikelse Österut Maximalt tillåten tvärfallsavvikelse Oförstärkt jord, påfart E6 (16 kpa) Oförstärkt jord, avfart E6 (16 kpa) KC-pelare skivor, påfart E6 (16 kpa) KC-pelare singulära, avfart E6 (16 kpa) 1,0 % 0,2 % 1,1 % 0,4 % 0,2 % 1,1 % 0,0 % 0,0 % 1,1 % 0,0 % 0,0 % 1,1 % 7.3.2 Sektion 0/280 I Figur 7.4, Tabell 7.4 och Tabell 7.5 nedan redovisas resultat från sättningsberäkningar för sektion 0/280 med och utan flytande KC-pelare samt med och utan lättklinkerförstärkt vägbank. Sättningsförlopp 0,00 Tid [år] 0 20 40 60 80 100 0,10 0,20 0,30 Sättning [m] 0,40 0,50 0,60 0,70 0,80 Oförstärkt jord, 22 kpa Oförstärkt jord, 18 kpa Flytande KC-pelare, 22 kpa Flytande KC-pelare, 18 kpa Figur 7.4 Beräkningsresultat, sättningens tidsförlopp för sektion 0/280

Tabell 7.4 Beräkningsresultat, totalsättning och sättningsandel vid 1, 5, 10 och 40 år efter pålastning för sektion 0/280 Beräkning Totalsättning Sättningsandel Oförstärkt jord (22 kpa) Oförstärkt jord (18 kpa) Flytande KCpelare (22 kpa) Flytande KCpelare (18 kpa) 100 år 1 år 5 år 10 år 40 år 63 cm 17 % 38 % 53 % 83 % 42 cm 20 % 45 % 62 % 89 % 17 cm 73 % 85 % 88 % 95 % 14 cm 74 % 85 % 88 % 95 % Tabell 7.5 Beräkningsresultat tvärfallsavvikelse till följd av sättning för sektion 0/280 Beräkning Tvärfallsavvikelse Maximalt tillåten tvärfallsavvikelse Oförstärkt jord (22 kpa) Oförstärkt jord (18 kpa) KC-pelare singulära, (22 kpa) KC-pelare singulära, (18 kpa) 1,3 % 1,1 % 0,7 % 1,1 % 0,1 % 1,1 % 0,1 % 1,1 % 7.3.3 Sättningsdifferens i längsled Sättningsdifferens i längsled efter 40 år samt gränsvärden enligt TK Geo 11 redovisas i Tabell 7.6 nedan. Vid beräkning av tillåten sättningsdifferens enligt TK Geo 11 har 70 km/h antagits som hastighetsbegränsning. Vertikalradien för rampen är 1500 m. Marstrandsvägen antas för längsled differenssättningar inte sätta sig mer under dimensioneringstiden. Tabell 7.6 Sättningsdifferens i längsled efter 40 år samt gränsvärden enligt TK Geo 11 Sektion 0/240 Differens gränsvärde Oförstärkt 16 cm 36 cm 36 cm Förstärkt 1 cm 12 cm 36 cm 0/280 Differens gränsvärde 52 cm 52 cm 14 cm 13 cm 13 cm 14 cm 0/300 0 cm 0 cm

7.4 Kommentarer och bedömningar 7.4.1 Allmänt I samtliga sektioner har redovisad totalsättning beräknats i den punkt som ligger direkt under lastens mitt (den punkt där lastspridningseffekten är som minst). Beräknad sättning bedöms representera den största sättningen för varje beräknad sektion. I samtliga sektioner har lastspridningen beräknats med långsträckt last, vilket också reducerar lastspridningen. Sättningsdifferensen i tvärled har beräknats i bankens ytterkant men inte redovisats som funktion av tiden. Konsolideringseffekter från att nu befintlig vägbank (Väg 168 samt dagens avfart) har belastat jorden i ca 50 år bedöms minska tillkommande sättningar i anslutningar mot befintlig vägbank. Till följd av att utvärderad kompressionsmodul i leran är låg är sättningsmodellen känslig mot lastförändringar för spänningar som överstiger 80 % av förkonsolideringstrycket. 7.4.2 Sektion 0/240 Sektion 0/240 representerar den del av vägbanken som föreslås förstärkas med KCpelare till fast botten. Sättningen i den KC-förstärkta jorden bedöms ske momentant vid pålastning då KC-pelarnas elastiska deformationsegenskaper utnyttjas. 7.4.3 Sektion 0/280 Sektion 0/280 representerar den del av vägbanken som förstärks med flytande KCpelare. Sättningens storlek i direkt anslutning till Väg 168 är svår att beräkna till följd av den förbelastning som Väg 168 gett upphov till. Även i sektion 0/280 bedöms majoriteten sättningarna utvecklas snabbt och eventuell korrigering av anslutningsnivåer är möjlig innan slitlagret läggs ut. Lättklinkerfyllning ovan KC-pelarna är nödvändig för att inte överstiga kryplasten i pelarens översta del. Gränsen för vilket djup som KC-pelarna övergår till flytande pelare är svår att uppskatta eftersom antalet sonderingar är begränsat. Lättklinkerfyllningen i området för flytande KC-pelare föreslås därför spetsas ut mot området med KC-pelare till fast botten för att skapa en jämn övergång och undvika differenssättningar. 7.4.4 Sättningsdifferens i längsled Kravet för sättningsdifferenser i längsled uppfylls med föreslagna förstärkningsåtgärder. Antagandet att inga sättningar uppkommer på Väg 168 under dimensioneringstiden är på säker sida för beräkning av sättningsdifferensen eftersom differensen minskar om även Väg 168 sätter sig, vilket den kan antas göra. Eftersom det är svårt att uppskatta pågående sättning hos Väg 168 sättningen ansatts till 0 för denna beräkning. 8 Stabilitet och stabilitetshöjande åtgärder Till följd av ny utformning av dagvattendike, som ersätter befintlig dagvattenkulvert, har stabilitetsberäkningar utförts. Diket är ca 3,5-4 m djupt i förhållande till befintlig markyta med slänter i lutning 1:2 mot ny påfart till väg 168 i väster och varierande släntlutning (1:2 1:3) mot Kungälvs sjukhus i öster.

8.1 Allmänna beräkningsförutsättningar Stabilitetsberäkningar har utförts med programmet Geosuite Stability version 5.0 i både odränerad och kombinerad analys med beräkningsmetoden Beast 2003. Analysen är utförd med avseende på cirkulärcylindriska glidytor med dimensionerande värden enligt IEG rapport 6:2008 Slänter och bankar. Stabilitetsberäkningar har utförts i totalt 2 sektioner, se Figur 8.1 och beräkningar hänförs till säkerhetsklass 3 (SK3), till följd av att det finns kvicklera i området, och DA3 enligt trafikverkets nationella bilaga TRVFS 2011:12. För att beräknade sektioner ska anses stabila enligt IEG rapport 6:2008 Slänter och bankar gäller att beräknad säkerhetsfaktor i både kombinerad och odränerad analys (F komb respektive F c) överstiger F EN. Beräknad säkerhet ska jämföras med gränsvärden för olika säkerhetsklasser enligt IEG rapport 6:2008 Slänter och bankar, se Tabell 8.1. Tabell 8.1 Krav för säkerhetsfaktor enligt IEG rapport 6:2008 Säkerhetsfaktor F EN SK 1 0,9 SK 2 1,0 SK 3 1,1 Beräknade sektioner har beräknats både ostabiliserat och med KC-pelarförstärkning. I sektion 0/280 finns en tryckledning som ansluter till en djup brunn, se Figur 8.1. För att inte skada ledningen och/eller brunnen har ett säkerhetsavstånd om 4 m runt om både ledning och brunn ansatts, se Figur 8.2. Inom säkerhetsavståndet kommer inga KCpelare installeras.

Figur 8.1 Översikt över dikets ungefärliga läge i plan, beräknade sektioners läge samt känsliga brunnar och ledningar Figur 8.2 Vänster: Kalk- cementpelarförstärkning utan säkerhetszon mer än 4 meter från ledning Höger: Kalk- cementpelarförstärkning med säkerhetszon om 4 m kring ledning Sektion 0/280 har beräknats ostabiliserad, KC-stabiliserad med säkerhetszon samt med KC-stabilisering utan säkerhetszon. För zonen där förstärkningarnas utbredning är mindre förväntas försvagningen av förstärkningarna kunna vägas upp med gaveleffekter, se avsnitt 7.2.4. Grundvattenytan har för samtliga beräkningar ansatts ligga i underkant torrskorpa med en gradient mot dikesbotten där grundvattenytan ligger i nivå med dikesbotten. Inget vatten i diket har modellerats i beräkningarna för att visa ett fall där diket utsätts för en längre torrperiod utan att grundvattenytan nära markytan förändras. Portrycket har antagits vara hydrostatiskt från grundvattenytan. Ett beräkningsfall med förhöjt portryck under dikesbotten (till följd av medelvattenytans nivå i diket) bedöms inte vara aktuellt för den kombinerade analysen då detta fall enbart förekommer under en kortare tid.

8.2 Dimensionerande värden 8.2.1 Jordparametrar (ostabiliserad jord) Stabilitetsberäkningar är utförda med dimensionerande värden enligt IEG rapport 6:2008 Slänter och bankar. Nedan redovisas hur dimensionerande värden beräknas från ett härlett värde baserat på ett värderat medelvärde. Ekvation 8.1 gäller för jordens odränerade skjuvhållfasthet (c u) och ekvation 8.2 gäller för jordens friktionsvinkel (ϕ ). X d = 1 γ M η X (8.1) X d = tan 1 ( 1 γ M η tan X ) (8.2) där X d Dimensionerande värde på aktuell materialparameter X Härlett värde baserat på värderat medelvärde γ M Partialkoefficient (se Tabell 8.2) η Omräkningsfaktor, baseras på den geotekniska undersökningen Tabell 8.2 Partialkoefficienter för olika materialparametrar för stabilitetsberäkningar Jordparameter Symbol Värde Friktionsvinkel (tan ø ) γ ø 1,3 Effektiv kohesion γ c 1,3 Odränerad skjuvhållfasthet γ cu 1,5 Tunghet γ γ 1,0 Nedan redovisas hur η-faktorer för stabilitetsberäkningar för stabilitetsberäkning (för ostabiliserad jord) är valda. Tabell 8.3 visar en sammanställning av valda η-faktorer. Odränerade parametrar η 1,2 =1,0: normalsvensk lera, fler än 5 st oberoende undersökningspunkter η 3 =1,0: två till tre olika undersökningsmetoder med liten spridning η 4,5,6,7 =0,95: liten brottyta, stor konsekvens av brott samt långt avstånd till punkterna Dränerade parametrar η 1,2 =1,0: värde från tabell (TK Geo 11 tabell 5.2-4) η 3 =1,0: värde från tabell (TK Geo 11 tabell 5.2-4) η 4,5,6,7 =1,0: liten brottyta, stor konsekvens av brott, tabellvärde (TK Geo 11 tabell 5.2-4)

Tabell 8.4 nedan visar indata för stabilitetsberäkningar i ostabiliserad jord. Tabell 8.3 Sammanställning av η-faktorer för stabilitetsberäkningar Materialparameter η 1,2 η 3 η 4,5,6,7 η tot Odränerad skjuvhållfasthet (c u) 1,0 1,0 0,95 0,95 Dränerad skjuvhållfasthet (c, ϕ ) 1,0 1,0 1,0 1,0 Tabell 8.4 Dimensionerande värden för materialparametrar för stabilitetsberäkningar Material Hållfasthetsparametrar Tunghet [kn/m 3 ] Vägbank Torrskorpa Lera Valt värde Dränerad ϕ k = 45 Dränerad ϕ k = 30 Odränerad Djup > 1m c uk=9 + 0,9*z kpa γ M= 1,3 γ M= 1,3 γ M= 1,5 Dimensionerande värde Dränerad ϕ d =37,6 Dränerad ϕ d =23,9 Odränerad Djup > 1m c ud=5,7+0,6*z kpa γ k =20 γ k =13 γ k =17 γ k =7 γ k =15 γ k =5 γ M= 1,0 γ M= 1,0 γ M= 1,0 Dränerad c = 0,1 c u ϕ k = 30 γ M= 1,3 Dränerad c d = 0,11 c ud ϕ d =23,9 Bottenfriktion Dränerad ϕ k = 35 γ M= 1,3 Dränerad ϕ d =28,3 γ k =18 γ k =10 γ M= 1,0 * c d är uttryckt som 11% av c ud då beräkningsprogramet enbart kan räkna med det dimensionerande värdet. Efter omräkning med partialkoefficienter och η-faktorer är i detta fall 11% av c ud lika med 7% av c u från i IEG rapport 6:2008 8.2.2 Jordparametrar (kalk- cementstabiliserad jord) Till följd av att lerans odränerade skjuvhållfasthet är extremt låg till mycket låg kan generellt slänter inte ställas i lutning 1:2. KC-pelare har därför valts som stabilitetshöjande åtgärd för dikesslänterna. Eftersom KC-pelare redan är tänkta som förstärkningsåtgärd för reducering av sättningar i rampen förtätas KC-pelarna (som en stabilitetshöjande åtgärd) i avfartsrampen (västra sidan) med skivor de översta 10 metrarna. KC-pelare i skivor har även valts som stabilitetshöjande åtgärd på östra sidan av diket. Figur 8.3 visar schematiskt hur installation av pelarna planeras.

Figur 8.3 Vänster: kalk-cementpelarmönster för ramp där markerade pelare är singulära pelare mellan 10 och 20 m djup (eller till fast botten) och övriga pelare installeras till 10 m djup (eller till fast botten). Höger: Kalk-cementpelarmönster öster om diket där samtliga pelare installeras till 10 m djup (eller till fast botten). Samtliga mått är angivna i meter. KC-pelarnas hållfasthet har beräknats med samverkan mellan pelare och omgivande jord enligt TK Geo 11 avsnitt 13.1.3.1.1. KC-blockets hållfasthet har beräknats genom minsta värdet mellan nedanstående kombinationer. Odränerade parametrar för pelare och odränerade parametrar för jorden Dränerade parametrar för pelare och odränerade parametrar för jorden Dränerade parametrar för pelare och Dränerade parametrar för jorden Ovanstående kombinationer har beräknats för KC-pelarblocket i aktiv, direkt och passiv skjuvzon. Där de olika skjuvzonernas utbredning styrs av glidytans vinkel mot horisontalplanet. Direktzonens utbredning har antagits vara ± 15 från horisontalplanet. I Tabell 8.5 nedan redovisas dimensionerande skjuvhållfasthet för KC-pelarblocket i de olika skjuvzonerna. Tabell 8.5 Dimensionerande skjuvhållfasthet för KC-block Djup [m] Aktiv skjuvzon [kpa] Direkt skjuvzon [kpa] Passiv skjuvzon [kpa] 0 1 12,7 19,6 11,0 17,1 9,6 15,0 1 10 19,6 34,4 14,3 27,5 11,1 23,3 Beräkningar med KC-förstärkning har styrts till specifika glidytor för att visa hur säkerheten varierar med avståndet till släntkrönet. Detta på grund av att processen för att finna den mest kritiska glidytan för en KC-förstärkt jord är en iterativ och tidskrävande process eftersom hållfastheten förändras beroende på varje enskild glidyta. 8.2.3 Laster För stabilitetsberäkningar har ogynnsam variabel last från trafik på väg och gång- och cykelbana tagits i beaktning. Vald last är vald från TK Geo 11 avsnitt 4.3 för dimensionering med partialkoefficienter. Lastens dimensionerande värde varierar beroende på trafiktyp, glidytans storlek samt säkerhetsklass.

För samtliga laster som använts för beräkning med beräkningsprogram baserat på totalsäkerhetsanalys har partialkoefficient för säkerhetsklass 2 enligt TK Geo 11 avsnitt 2.3 använts. Dimensionerande lasteffekt (E d) beräknas enligt ekvation 8.3 nedan. E d = γ d 1,1 G kj + γ d 1,4 Q kj (8.3) där E d Dimensionerande lasteffekt γ d Partialkoefficient beroende på säkerhetsklass (γ d = 0,91 i SK2) G kj Permanent last Q kj Variabel karakteristisk last (trafiklast) Tabell 8.6 nedan redovisar laster för stabilitetsberäkning. Tabell 8.6 Dimensionerande lasteffekt för variabel last Lasttyp Last [kpa] γ d (SK2) [-] Trafiklast, väg kort glidyta 15 0,91 19,1 Trafiklast, väg lång glidyta 10 0,91 12,7 Trafiklast, gång- och cykelbana 5 0,91 6,4 Dimensionerande värde [kpa] 8.2.4 Gavelverkan (3D-effekter) För beräkningar i sektion 0/280 har gavelverkan utnyttjas då en mindre zon (ca 8,5 m) som har en minskad utbredning på KC-pelarförstärkningen, se avsnitt 8.1. Gavelverkan antas kunna ge en ökad säkerhet mot brott för de glidytor som är större än den svagare zonen. För glidytor mindre än den svaga zonen kan gavelverkan inte tillgodoräknas. Säkerhetsfaktorn antas kunna öka enligt ekvation 8.4 nedan. F 3D = B F 1,5 R svag + 1 B F 1,5 R stark (8.4) där F 3D Säkerhetsfaktor med gavelverkan F svag Säkerhetsfaktorn för den svaga zonen F stark Säkerhetsfaktorn för den starka zonen R Glidytans radie B Bredden för den svaga zonen (B<1,5*R)

8.3 Resultat 8.3.1 Sektion 0/180 Resultat från stabilitetsberäkningar för sektion 0/180 i Tabell 8.7 och nedan. Tabell 8.7 Beräkningsresultat för sektion 0/180 där norr är slänten mot GC-vägen och söder är slänten mot rampen Glidyta Oförstärkt jord KC-förstärkt jord Kritisk Norr Söder Norr Söder F c = 0,63 F komb = 0,60 F c = 0,51 F komb = 0,63 0 m från krön - - - 4 m från krön - - 8 m från krön - - 12 m från krön - - 16 m från krön - - - - F c = 1,52 F komb = 1,40 F c = 1,17 F komb = 1,10 F c = 1,12 F komb = 1,09 F c = 1,11 F komb = 1,09 F c = 1,41 F komb = 1,52 F c = 1,15 F komb = 1,37 F c = 1,18 F komb = 1,54 F c = 1,46 F komb = 1,81-8.3.2 Sektion 0/280 Resultat från stabilitetsberäkningar för sektion 0/280 utan hänsyn till försvagad zon redovisas i Tabell 8.8 nedan. Tabell 8.8 Beräkningsresultat för sektion 0/280 där norr är slänten mot ängsmark och söder är slänten mot rampen utan hänsyn till försvagad zon enligt Figur 8.2 Glidyta Oförstärkt jord KC-förstärkt jord Kritisk Norr Söder Norr Söder F c = 0,75 F komb = 0,72 4 m från krön - - 8 m från krön - - 12 m från krön - - 16 m från krön - - F c = 0,78 F komb = 0,74 - - F c = 2,03 F komb = 1,94 F c = 1,63 F komb = 1,55 F c = 1,31 F komb = 1,49 F c = 1,26 F komb = 1,25 F c = 2,14 F komb = 2,00 F c = 1,73 F komb = 1,66 F c = 1,49 F komb = 1,51 F c = 1,41 F komb = 1,40

Resultat från stabilitetsberäkningar för sektion 0/280 med hänsyn till försvagad zon (3D-effkter) redovisas i Tabell 8.9 nedan. Beräkningar för 3D-effekter redovisas i bilaga 4. Tabell 8.9 Beräkningsresultat för sektion 0/280 där norr är slänten mot ängsmark och söder är slänten mot rampen med hänsyn till försvagad zon enligt Figur 8.2 Glidyta Oförstärkt jord KC-förstärkt jord 4 m från krön - - 8 m från krön - - 12 m från krön - - 16 m från krön - - Norr Söder Söder Norr F c = 2,09 F komb = 1,73 F c = 0,90 F komb = 0,83 F c,3d = 1,23 F komb,3d = 1,15 F c = 0,98 F komb = 0,90 F c,3d = 1,37 F komb,3d = 1,30 F c = 1,12 F komb = 1,07 F komb,3d = 1,40 F c = 2,14 F komb = 1,66 F c = 0,95 F komb = 0,88 F c,3d = 1,29 F komb,3d = 1,22 F c = 1,06 F komb = 1,00 F c,3d = 1,47 F komb,3d = 1,37 F c = 1,25 F komb = 1,19 8.4 Rekommendationer För att få KC-pelare som har god hållfasthet genom hela profilen är det viktigt att KCpelare installeras via en arbetsbädd om ca 0,5 m. Detta är särskilt viktigt för de pelare som installeras i skyddszonen för känsliga ledningar i sektion 0/280 eftersom dessa pelare är kortare är övriga pelare i området. 9 Tillfällig spont för anslutning till befintlig kulvert I samband med att det öppna diket måste anslutas till befintlig kulvert i projektområdets norra del föreslås en spont utnyttjas för att hantera nivåskillnader vid schaktarbetet. 9.1 Allmänna beräkningsförutsättningar Spontberäkningar har utförts med programmet Ryner version 2.32 i två sektioner, se Figur 9.1 nedan. Beräkningar hänförs till säkerhetsklass 3 då sponten ligger i anslutning till väg där BK1-klassade fordon tillåts.

Figur 9.1 Översikt över sektioner där spontberäkning utförts Sponten föreslås dubbas i berget, som uppskattas ligga ca 8,5 m under markytan i för sektion 1 och ca 12,5 m under markytan för sektion 2. Sponten avstyvas med en stämpnivå 1 m under markytan i båda sektionerna, för att möjliggöra installation av kulvertelement som är 2,5 m i diameter och 6 m långa. Stämp förutsätts kunna stödjas mot framschaktat berg på spontens motstående sida i sektion 1 och mot spont på motsatt sida i sektion 2. Avstånden mellan stämpen antas utföras med 6 m mellanrum för att kunna lyfta ner kulvertelement i schakten. Schaktdjupet för beräkning uppgår till 4,5 m för sektion 1 och 4 m för sektion 2. Tabell 9.1 nedan redovisar jordlagerföljden för sektion 1 och 2. Tabell 9.1 Jorddjup och jordlager för sektion 1 och 2 Sektion 1 schaktdjup 4,5 m Sektion 2 schaktdjup 4 m Djup [m] Jordlager Djup [m] Jordlager 0-1 Vägbank 0-1 Torrskorpa 1-2 Torrskorpa 1-12 Lera 2-8 Lera 12-12,5 Bottenfriktion 8-8,5 Bottenfriktion 12,5 - Berg 8,5 - Berg Grundvattenytan har för sektion 1 ansatts i underkant befintlig vägbank eftersom den antas vara dränerad. För sektion 2 har dimensionerande grundvattenyta ansatts i markytan. För både sektion 1 och 2 har dimensionerande övre grundvattenyta i schakten ansatts ligga i schaktbottennivån och den undre grundvattenytan ansatts ligga 1 m under markytan. 9.2 Dimensionerande värden 9.2.1 Jordparametrar Spontberäkningar är utförda med dimensionerande värden enligt IEG rapport 2:2009 Stödkonstruktioner. Nedan redovisas hur dimensionerande värden beräknas från ett härlett värde baserat på ett värderat medelvärde. Ekvation 9.1 gäller för jordens odränerade skjuvhållfasthet (c u) och ekvation 9.2 gäller för jordens friktionsvinkel (ϕ ).

X d = 1 γ M η X (9.1) X d = tan 1 ( 1 γ M η tan X ) (9.2) där X d Dimensionerande värde på aktuell materialparameter X Härlett värde baserat på värderat medelvärde γ M Partialkoefficient (se Tabell 9.2) η Omräkningsfaktor, baseras på den geotekniska undersökningen samt hur brottets egenskaper Tabell 9.2 Partialkoefficienter för olika materialparametrar för stabilitetsberäkningar Jordparameter Symbol Värde Friktionsvinkel (tan ø ) γ ø 1,3 Effektiv kohesion γ c 1,3 Odränerad skjuvhållfasthet γ cu 1,5 Tunghet γ γ 1,0 Nedan redovisas hur η-faktorer för stabilitetsberäkningar för stabilitetsberäkning (för ostabiliserad jord) är valda. Tabell 9.3Error! Reference source not found. visar en sammanställning av valda η-faktorer. Odränerade parametrar η 1,2,3,4 =0,95: normalt bra markundersökning η 5,6 =1,0: spont slagen i lås, dubbad i berg med liten underslagning η 7 =1,0: normalfall för segt brott η 8 = 1,0: normalvärde för odränerad skjuvhållfasthet Dränerade parametrar η 1,2,3,4 =1,0: tabellvärden (TK Geo 11 tabell 5.2-4) η 5,6 =1,0: spont slagen i lås, dubbad i berg med liten underslagning η 7 =1,0: normalfall för segt brott η 8 = 1,0: normalvärde för dränerad hållfasthet utan inverkan från vattentryck I Tabell 9.3 redovisas valda värden baserade på härledda värden samt dimensionerande värden för hållfasthetsparametrar. Tabell 9.4 nedan visar använda jordparametrar för spontberäkning.

Tabell 9.3 Sammanställning av η-faktorer Materialparameter η 1,2,3,4 η 5,6 η 7 η 8 η tot Odränerad skjuvhållfasthet (c u) 0,95 1,0 1,0 1,0 0,95 Dränerad skjuvhållfasthet (ϕ ) 1,0 1,0 1,0 1,0 1,0 Tabell 9.4 Dimensionerande värden för materialparametrar Material Hållfasthetsparametrar Tunghet [kn/m 3 ] Valt värde Dimensionerande värde Vägbank Dränerad ϕ k = 45 γ M= 1,3 Dränerad ϕ d =37,6 γ k =20 γ k =13 γ M= 1,0 Torrskorpa Odränerad c uk=20 kpa γ M= 1,5 Odränerad c ud=13,3 kpa γ k =17 γ k =7 γ M= 1,0 Lera Odränerad Djup > 1m c uk=9 + 0,9*z kpa γ M= 1,5 Odränerad Djup > 1m c ud=5,7+0,6*z kpa γ k =15 γ k =5 γ M= 1,0 Bottenfriktion Dränerad ϕ k = 35 γ M= 1,3 Dränerad ϕ d =28,3 γ k =18 γ k =10 γ M= 1,0 9.2.2 Jordtrycksparametrar För att beräkna dimensionerande lasteffekt och bärförmåga behöver jordtrycksparametrarna γ Sda, γ Sdp, γ Sd,Ncb och N cb ansättas. Jordtrycksparametrar utvärderas enligt Sponthandboken. Nedan redovisas hur respektive jordtrycksparameter utvärderats. γ Sda = 1.15: sprängning i anslutning till schakten samt stämpad konstruktion. γ Sdp = 0,85: sprängning i anslutning till schakten samt arbete mer än 2 m under grundvattenytan. γ Sd,Ncb = 0,85: sprängning i anslutning till schakten samt arbete mer än 2 m under grundvattenytan. N cb = 6,4: långsträckt spont och förhållandet mellan nedslagningsdjup och schaktbredd är ca 1. Sprängning har antagits kunna bli aktuellt för sponten eftersom befintlig kulvert, där anslutning skall göras, delvis bedöms ligga på en sprängd bergyta. 9.2.3 Laster För spontberäkning i sektion 1 har ogynnsam variabel last från trafik på väg tagits i beaktning. Vald karakteristisk last är 15 kpa enligt TK Geo 11 avsnitt 4.3 för dimensionering med partialkoefficienter då brottytorna är korta. Lastens spridning har i beräkningsprogrammet beräknats med Boussinesq-metoden, lastens dimensionerande värde är 21 kpa. Lasten beräknas angripa 4 m från spontens krön. För sektion 2 har ingen ogynnsam last från trafik tagits i beaktning då laster från vägen bedöms ligga så långt ifrån sponten att påverkan är liten.

9.3 Resultat I Tabell 9.5 nedan redovisas beräknat dimensionerande maxmoment över sponten, beräknad dimensionerande stämp- och dubbkraft samt säkerhetsfaktor mot hydraulisk bottenupptryckning. Beräkningen redovisas i sin helhet i bilaga 6. Tabell 9.5 Beräkningsresultat för dimensionerade moment, stämpkraft, dubbkraft och säkerhetsfaktor mot hydraulisk bottenupptryckning för sektion 1 och 2 Resultat Sektion 1 Sektion 2 Dimensionerande moment 376 knm/m 292 knm/m Dimensionerande stämpkraft 167 kn/m 134 kn/m Dimensionerande dubbkraft 196 kn/m 65 kn/m Hydraulisk bottenupptryckning F s = 0,67 F s = 1,01 9.4 Rekommendationer Beräkningarna visar att spontkonstruktionen med avseende på momentkapacitet kan utföras med konventionell stålspont som dubbas i berg. Maximalt moment i beräknad spontsektion (sektion 1) motsvarar exempelvis en PU18-spont av stålkvalitet S355. Överslagsmässigt visar beräkningar att Hammarbandet, med hänsyn till moment från beräknad stämpkraft med 6 m mellan stagen, kan utgöras av en stålbalk HEB340 med stålkvalitet S355. Stämp som fästs in i berg (sektion 1) kan enligt överslagsberäkning, med hänsyn till knäckning med 8 m knäcklängd, utgöras av en stålbalk HEB260 med stålkvalitet S355. Stämp som fästs i spont på motstående spont (sektion 2) kan enligt överslagsberäkning, med hänsyn till knäckning med 5 m knäcklängd, utgöras av en stålbalk HEB160 med stålkvalitet S355. För sektion 1 uppfylls inte kraven för Hydraulisk bottenupptryckning (F s < 1,0). Grundvattenytan i det undre magasinet måste då under arbetet sänkas med ca 2,5 m för att uppnå fullgod säkerhet mot hydraulisk bottenupptryckning. 10 Bottenupptryckning för sänkbrunnar För tryckning av ny spillvattenledning för omläggning av befintligt tryckspillvattenmagasin krävs två sänkbrunnar. Ungefärligt läge för sänkbrunnar redovisas i Figur 10.1 nedan.

Figur 10.1 Ungefärligt läge för ny ledning och nya brunnar 10.1 Allmänna beräkningsförutsättningar Beräkning för har utförts enligt Sponthandboken avsnitt 3.3.1 för bottenupptryckning och avsnitt 3.3.2 för hydraulisk bottenupptryckning. Beräkningar har utförts i säkerhetsklass 2. Tabell 10.1 nedan redovisar geometrier för brunnarna. Tabell 10.1 Geometriska indata för sänkbrunn 1 och 2 Brunn ID Diameter Djup Godstjocklek 1 2 m 5 m 0,2 m 2 3 m 6 m 0,2 m I Tabell 10.2 nedan redovisas jordlagerföljden för beräkningen. Brunnarna ligger på något olika nivå i ytan men de ytliga lagren bedöms följa markytans nivå. Tabell 10.2 Jordlagerföljd för sänkbrunn 1 och 2 Brunn 1 Brunn 2 Djup Jordlager Djup Jordlager 0-1 m Torrskorpa 0-1 m Torrskorpa 1-13 m Lera 1-18 m Lera 13-13,5 Bottenfriktion 18-18,5 Bottenfriktion 13,5- Berg 18,5- Berg

Grundvattenytan har för båda beräkningarna antagits ligga i nivå med markytan för att generera det värsta fallet för bottenupptryckningen i ett permanent skede. 10.2 Dimensionerande värden 10.2.1 Jordparametrar Eftersom bottenupptryckningen sker som en typ av grundbrott, vilket kan liknas vid ett stabilitetsbrott, har dimensionerande värden valts på samma sätt som för stabilitetsbrott i ostabiliserad jord enligt kapitel 8.2.1. Brottet sker enbart i leran under brunnens botten varvid lerans odränerade skjuvhållfasthet är den enda dimensionerande jordparametern för bottenupptryckningen, se brottfigur i bilaga 7. 10.2.2 Laster För att utföra schaktarbete för installation av brunnarna har en grävmaskin om 25 ton antagits. Lasten har antagits spridas ut på ca 4x4 m effektiv area vilket ger en dimensionerande last vid brunnen på 19,5 kpa. Lasten behandlas som en variabel last enligt ekvation 8.3 med partialkoefficienter enligt Tabell 8.6. 10.3 Resultat/arbetsgång Beräkningarna redovisas i sin helhet i bilaga 7. 10.3.1 Bottenupptryckning Brunn 1 Bottenupptryckningen klaras inte under schaktarbetet (innan alla gynnsamma laster finns att tillgå) och schakt måste därmed utföras under vatten. För Brunn 1 krävs att ett vattenstånd i schakten inte understiger 2,7 m vid fullt schaktdjup. Brunn 2 Bottenupptryckningen klaras inte under schaktarbetet (innan alla gynnsamma laster finns att tillgå) och schakt måste därmed utföras under vatten. För Brunn 2 krävs att ett vattenstånd i schakten inte understiger 3,7 m vid fullt schaktdjup. 10.3.2 Hydraulisk bottenupptryckning (permanentskede) Brunn 1 Hydraulisk bottenupptryckning klaras i permanentskedet genom att en 0,7 m tjock grovbetongplatta gjuts i botten av brunnen. Grovbetongplattan gjuts under vatten. Brunnen kan inte tömmas på vatten före grovbetongplattan härdat. Locket utgörs av ett lock i betong med en tjocklek på 20 cm. Vid inspektion av brunnen (då locket avlägsnats) krävs medräknade av skjuvmothåll mellan leran och brunnens ytterkant. Detta skjuvmotstånd nyttjas enbart vid korttidsfallet då locket är avlägsnat. Brunn 2 Hydraulisk bottenupptryckning klaras i permanentskedet genom att en 0,2 m tjock grovbetongplatta gjuts i botten av brunnen. Grovbetongplattan gjuts under vatten. Brunnen kan inte tömmas på vatten före grovbetongplattan härdat. Locket utgörs av ett

lock i betong med en tjocklek på 20 cm. Då Brunn 2 inte skall användas som en nedstigningsbrunn fylls brunnen med massor efter att installationen är färdigställd. 10.3.3 Hydraulisk bottenupptryckning (arbetsskede) I arbetsskedet klaras inte den hydrauliska bottenupptryckningen eftersom stabiliserande laster från lock och ledningsbädd inte stabiliserar. Eftersom det inte står klart hur länge schakten kommer stå öppen vid arbete med tryckningen utnyttjas inte skjuvmotståndet mellan lera och brunn. För att dränera under bottenplattan i arbetsskedet läggs före, gjutning av grovbetong, en dränerande bädd ut och ett blödarrör installeras. Blödarröret står i kontakt med det dränerande lagret under bottenplattan vilket utjämnar eventuella vattentryck som bildas under arbetets gång. Brunnen länshålls på det vatten som stiger ur blödarröret. Efter att alla arbeten utförts tätas blödarröret för att inte orsaka fortsatt inläckande vatten i brunnen. Brunn 2 I arbetsskedet klaras inte den hydrauliska bottenupptryckningen eftersom stabiliserande laster från lock ledningsbädd och fyllning inte stabiliserar. Eftersom det inte står klart hur länge schakten kommer stå öppen vid arbete med tryckningen utnyttjas inte skjuvmotståndet mellan lera och brunn. För att dränera under bottenplattan i arbetsskedet läggs före, gjutning av grovbetong, en dränerande bädd ut och ett blödarrör installeras. Blödarröret står i kontakt med det dränerande lagret under bottenplattan vilket utjämnar eventuella vattentryck som bildas under arbetets gång. Brunnen länshålls på det vatten som stiger ur blödarröret. Efter att alla arbeten utförts tätas blödarröret för att inte orsaka fortsatt inläckande vatten i brunnen. 11 Bilagor Bilaga 1 Indata för sättningsberäkningar Bilaga 2 Indata för stabilitetsberäkningar Bilaga 3 Stabilitetsberäkningar Bilaga 4 3D-effekter för stabilitetsberäkningar Bilaga 5 Indata för spontberäkning Bilaga 6 Spontberäkning Bilaga 7 Bottenupptryckningsberäkningar

Trafikverket, 405 33 Göteborg. Besöksadress: Kruthusgatan 17. Telefon: 0771-921 921, Texttelefon: 010-123 50 00 www.trafikverket.se

Bilaga 1 Sida 1 av 4 Indata för sättningsberäkningar för sektion 0/240 Avfart E6 Oförstärkt jord Jordtyp Permeabilitetsmodell Jordmodell Djup Tunghet M 0 M L M' a 0 a 1 σ' c t ref b 0 b 1 r 0 r 1 K init β k [m] [kn/m 3 ] [kpa] [kpa] [-] [-] [-] [kpa] [år] [-] [-] [-] [-] [m/år] [-] Torrskorpa Log based (strain) Chalmers without creep 0 17,0 10000 10000 0,0 0,8 1,1 - - - - - - 10,0000 0,00 Torrskorpa Log based (strain) Chalmers without creep 1 17,0 10000 10000 0,0 0,8 1,1 - - - - - - 10,0000 0,00 Le Log based (strain) Chalmers with creep 1 15,0 2250 150 15,0 0,8 1,1 38-0,00274 0,61 1,10 1200 105 0,0599 5,00 Le Log based (strain) Chalmers with creep 11 15,0 4320 350 15,0 0,8 1,1 89-0,00274 0,76 1,10 1380 105 0,0599 5,00 Påfart E6 Oförstärkt jord Jordtyp Permeabilitetsmodell Jordmodell Djup Tunghet M 0 M L M' a 0 a 1 σ' c t ref b 0 b 1 r 0 r 1 K init β k [m] [kn/m 3 ] [kpa] [kpa] [-] [-] [-] [kpa] [år] [-] [-] [-] [-] [m/år] [-] Torrskorpa Log based (strain) Chalmers without creep 0 17,0 10000 10000 0,0 0,8 1,1 - - - - - - 10,0000 0,00 Torrskorpa Log based (strain) Chalmers without creep 1 17,0 10000 10000 0,0 0,8 1,1 - - - - - - 10,0000 0,00 Le Log based (strain) Chalmers with creep 1 15,0 2250 150 15,0 0,8 1,1 38-0,00274 0,61 1,10 1200 105 0,0599 5,00 Le Log based (strain) Chalmers with creep 11 15,0 4320 350 15,0 0,8 1,1 89-0,00274 0,76 1,10 1380 105 0,0599 5,00 Avfart E6 Singulära KC-pelare Jordtyp Permeabilitetsmodell Jordmodell Djup Tunghet M 0 M L M' a 0 a 1 σ' c t ref b 0 b 1 r 0 r 1 K init β k [m] [kn/m 3 ] [kpa] [kpa] [-] [-] [-] [kpa] [år] [-] [-] [-] [-] [m/år] [-] Torrskorpa Log based (strain) Chalmers without creep 0 17,0 10000 10000 0,0 0,8 1,1 - - - - - - 10,0000 0,00 Torrskorpa Log based (strain) Chalmers without creep 1 17,0 10000 10000 0,0 0,8 1,1 - - - - - - 10,0000 0,00 KC singulär Log based (strain) Chalmers without creep 1 15,0 5306 5306 15,0 0,8 1,1 - - - - - - 5,3000 5,00 KC singulär Log based (strain) Chalmers withour creep 2 15,0 7050 7050 15,0 0,8 1,1 - - - - - - 5,3000 5,00 KC singulär Log based (strain) Chalmers withour creep 2 15,0 7050 7050 15,0 0,8 1,1 - - - - - - 5,3000 5,00 KC singulär Log based (strain) Chalmers withour creep 11 15,0 7199 7199 15,0 0,8 1,1 - - - - - - 5,3000 5,00 Påfart E6 KC-pelare i skivor Jordtyp Permeabilitetsmodell Jordmodell Djup Tunghet M 0 M L M' a 0 a 1 σ' c t ref b 0 b 1 r 0 r 1 K init β k [m] [kn/m 3 ] [kpa] [kpa] [-] [-] [-] [kpa] [år] [-] [-] [-] [-] [m/år] [-] Torrskorpa Log based (strain) Chalmers without creep 0 17,0 10000 10000 0,0 0,8 1,1 - - - - - - 10,0000 0,00 Torrskorpa Log based (strain) Chalmers without creep 1 17,0 10000 10000 0,0 0,8 1,1 - - - - - - 10,0000 0,00 KC skivor Log based (strain) Chalmers without creep 1 15,0 13328 13328 15,0 0,8 1,1 - - - - - - 13,5000 5,00 KC skivor Log based (strain) Chalmers withour creep 2 15,0 17755 17755 15,0 0,8 1,1 - - - - - - 13,5000 5,00 KC skivor Log based (strain) Chalmers withour creep 2 15,0 17755 17755 15,0 0,8 1,1 - - - - - - 13,5000 5,00 KC skivor Log based (strain) Chalmers withour creep 11 15,0 17854 17854 15,0 0,8 1,1 - - - - - - 13,5000 5,00

Bilaga 1 Sida 2 av 4 Indata för sättningsberäkningar för sektion 0/280 Oförstärkt jord, 22 kpa Jordtyp Permeabilitetsmodell Jordmodell Djup Tunghet M 0 M L M' a 0 a 1 σ' c t ref b 0 b 1 r 0 r 1 K init β k [m] [kn/m 3 ] [kpa] [kpa] [-] [-] [-] [kpa] [år] [-] [-] [-] [-] [m/år] [-] Torrskorpa Log based (strain) Chalmers without creep 0 17,0 10000 10000 0,0 0,8 1,1 - - - - - - 10,0000 0,00 Torrskorpa Log based (strain) Chalmers without creep 1 17,0 10000 10000 0,0 0,8 1,1 - - - - - - 10,0000 0,00 Le Log based (strain) Chalmers with creep 1 15,0 2250 150 15,0 0,8 1,1 38-0,00274 0,58 1,10 1400 105 0,0599 5,00 Le Log based (strain) Chalmers with creep 9 15,0 3860 310 15,0 0,8 1,1 78-0,00274 0,73 1,10 1000 105 0,0599 5,00 Le Log based (strain) Chalmers with creep 9 15,0 3860 310 15,0 0,8 1,1 78-0,00274 0,73 1,10 1350 105 0,0599 5,00 Le Log based (strain) Chalmers with creep 27 15,0 8000 670 15,0 0,8 1,1 180-0,00274 0,82 1,10 1600 105 0,0599 5,00 Oförstärkt jord, 18 kpa Jordtyp Permeabilitetsmodell Jordmodell Djup Tunghet M 0 M L M' a 0 a 1 σ' c t ref b 0 b 1 r 0 r 1 K init β k [m] [kn/m 3 ] [kpa] [kpa] [-] [-] [-] [kpa] [år] [-] [-] [-] [-] [m/år] [-] Torrskorpa Log based (strain) Chalmers without creep 0 17,0 10000 10000 0,0 0,8 1,1 - - - - - - 10,0000 0,00 Torrskorpa Log based (strain) Chalmers without creep 1 17,0 10000 10000 0,0 0,8 1,1 - - - - - - 10,0000 0,00 Le Log based (strain) Chalmers with creep 1 15,0 2250 150 15,0 0,8 1,1 38-0,00274 0,58 1,10 1500 105 0,0599 5,00 Le Log based (strain) Chalmers with creep 27 15,0 8000 670 15,0 0,8 1,1 180-0,00274 0,82 1,10 1800 105 0,0599 5,00 KC-pelare 22 kpa Jordtyp Permeabilitetsmodell Jordmodell Djup Tunghet M 0 M L M' a 0 a 1 σ' c t ref b 0 b 1 r 0 r 1 K init β k [m] [kn/m 3 ] [kpa] [kpa] [-] [-] [-] [kpa] [år] [-] [-] [-] [-] [m/år] [-] Torrskorpa Log based (strain) Chalmers without creep 0 17,0 10000 10000 0,0 0,8 1,1 - - - - - - 10,0000 0,00 Torrskorpa Log based (strain) Chalmers without creep 1 17,0 10000 10000 0,0 0,8 1,1 - - - - - - 10,0000 0,00 KC singulär Log based (strain) Chalmers without creep 1 15,0 5306 5306 15,0 0,8 1,1 - - - - - - 5,3000 5,00 KC singulär Log based (strain) Chalmers withour creep 2 15,0 7050 7050 15,0 0,8 1,1 - - - - - - 5,3000 5,00 KC singulär Log based (strain) Chalmers withour creep 2 15,0 7050 7050 15,0 0,8 1,1 - - - - - - 5,3000 5,00 KC singulär Log based (strain) Chalmers withour creep 20 15,0 7347 7199 15,0 0,8 1,1 - - - - - - 5,3000 5,00 Le Log based (strain) Chalmers with creep 20 15,0 6620 550 15,0 0,8 1,1 146-0,00274 0,81 1,10 1366 105 0,0599 5,00 Le Log based (strain) Chalmers with creep 27 15,0 8000 670 15,0 0,8 1,1 180-0,00274 0,82 1,10 1390 105 0,0599 5,00

Bilaga 1 Sida 3 av 4 KC-pelare 18 kpa Jordtyp Permeabilitetsmodell Jordmodell Djup Tunghet M 0 M L M' a 0 a 1 σ' c t ref b 0 b 1 r 0 r 1 K init β k [m] [kn/m 3 ] [kpa] [kpa] [-] [-] [-] [kpa] [år] [-] [-] [-] [-] [m/år] [-] Torrskorpa Log based (strain) Chalmers without creep 0 17,0 10000 10000 0,0 0,8 1,1 - - - - - - 10,0000 0,00 Torrskorpa Log based (strain) Chalmers without creep 1 17,0 10000 10000 0,0 0,8 1,1 - - - - - - 10,0000 0,00 KC singulär Log based (strain) Chalmers without creep 1 15,0 5306 5306 15,0 0,8 1,1 - - - - - - 5,3000 5,00 KC singulär Log based (strain) Chalmers withour creep 2 15,0 7050 7050 15,0 0,8 1,1 - - - - - - 5,3000 5,00 KC singulär Log based (strain) Chalmers withour creep 2 15,0 7050 7050 15,0 0,8 1,1 - - - - - - 5,3000 5,00 KC singulär Log based (strain) Chalmers withour creep 20 15,0 7347 7199 15,0 0,8 1,1 - - - - - - 5,3000 5,00 Le Log based (strain) Chalmers with creep 20 15,0 6620 550 15,0 0,8 1,1 146-0,00274 0,81 1,10 1366 105 0,0599 5,00 Le Log based (strain) Chalmers with creep 27 15,0 8000 670 15,0 0,8 1,1 180-0,00274 0,82 1,10 1390 105 0,0599 5,00 Indata för sättningsberäkningar för sektion 0/340 Oförstärkt jord, 22 kpa Jordtyp Permeabilitetsmodell Jordmodell Djup Tunghet M 0 M L M' a 0 a 1 σ' c t ref b 0 b 1 r 0 r 1 K init β k [m] [kn/m 3 ] [kpa] [kpa] [-] [-] [-] [kpa] [år] [-] [-] [-] [-] [m/år] [-] Torrskorpa Log based (strain) Chalmers without creep 0 17,0 10000 10000 0,0 0,8 1,1 - - - - - - 10,0000 0,00 Torrskorpa Log based (strain) Chalmers without creep 1 17,0 10000 10000 0,0 0,8 1,1 - - - - - - 10,0000 0,00 Le Log based (strain) Chalmers with creep 1 15,0 2250 150 15,0 0,8 1,1 38-0,00274 0,61 1,10 1100 105 0,0599 5,00 Le Log based (strain) Chalmers with creep 38 15,0 10530 890 15,0 0,8 1,1 242-0,00274 0,84 1,10 1692 105 0,0599 5,00 Oförstärkt jord, 16 kpa Jordtyp Permeabilitetsmodell Jordmodell Djup Tunghet M 0 M L M' a 0 a 1 σ' c t ref b 0 b 1 r 0 r 1 K init β k [m] [kn/m 3 ] [kpa] [kpa] [-] [-] [-] [kpa] [år] [-] [-] [-] [-] [m/år] [-] Torrskorpa Log based (strain) Chalmers without creep 0 17,0 10000 10000 0,0 0,8 1,1 - - - - - - 10,0000 0,00 Torrskorpa Log based (strain) Chalmers without creep 1 17,0 10000 10000 0,0 0,8 1,1 - - - - - - 10,0000 0,00 Le Log based (strain) Chalmers with creep 1 15,0 2250 150 15,0 0,8 1,1 38-0,00274 0,61 1,10 1550 105 0,0599 5,00 Le Log based (strain) Chalmers with creep 38 15,0 10530 890 15,0 0,8 1,1 242-0,00274 0,84 1,10 1942 105 0,0599 5,00 Oförstärkt jord, 12 kpa Jordtyp Permeabilitetsmodell Jordmodell Djup Tunghet M 0 M L M' a 0 a 1 σ' c t ref b 0 b 1 r 0 r 1 K init β k [m] [kn/m 3 ] [kpa] [kpa] [-] [-] [-] [kpa] [år] [-] [-] [-] [-] [m/år] [-] Torrskorpa Log based (strain) Chalmers without creep 0 17,0 10000 10000 0,0 0,8 1,1 - - - - - - 10,0000 0,00 Torrskorpa Log based (strain) Chalmers without creep 1 17,0 10000 10000 0,0 0,8 1,1 - - - - - - 10,0000 0,00 Le Log based (strain) Chalmers with creep 1 15,0 2250 150 15,0 0,8 1,1 38-0,00274 0,61 1,10 2573 105 0,0599 5,00 Le Log based (strain) Chalmers with creep 38 15,0 10530 890 15,0 0,8 1,1 242-0,00274 0,84 1,10 2057 105 0,0599 5,00

Bilaga 1 Sida 4 av 4 Oförstärkt jord, 5 kpa Jordtyp Permeabilitetsmodell Jordmodell Djup Tunghet M 0 M L M' a 0 a 1 σ' c t ref b 0 b 1 r 0 r 1 K init β k [m] [kn/m 3 ] [kpa] [kpa] [-] [-] [-] [kpa] [år] [-] [-] [-] [-] [m/år] [-] Torrskorpa Log based (strain) Chalmers without creep 0 17,0 10000 10000 0,0 0,8 1,1 - - - - - - 10,0000 0,00 Torrskorpa Log based (strain) Chalmers without creep 1 17,0 10000 10000 0,0 0,8 1,1 - - - - - - 10,0000 0,00 Le Log based (strain) Chalmers with creep 1 15,0 2250 150 15,0 0,8 1,1 38-0,00274 0,62 1,10 8000 105 0,0599 5,00 Le Log based (strain) Chalmers with creep 6,5 15,0 3481 260 15,0 0,8 1,1 68-0,00274 0,71 1,10 8000 105 0,0599 5,00 Le Log based (strain) Chalmers with creep 6,5 15,0 3481 260 15,0 0,8 1,1 68-0,00274 0,71 1,10 8000 105 0,0599 5,00 Le Log based (strain) Chalmers with creep 13 15,0 4935 390 15,0 0,8 1,1 104-0,00274 0,77 1,10 3500 105 0,0599 5,00 Le Log based (strain) Chalmers with creep 13 15,0 4935 390 15,0 0,8 1,1 104-0,00274 0,77 1,10 3500 105 0,0599 5,00 Le Log based (strain) Chalmers with creep 38 15,0 10530 890 15,0 0,8 1,1 242-0,00274 0,83 1,10 2400 105 0,0599 5,00

Bilaga 2 Sida 1 av 2 Indata för stabilitetsberäkningar sektion 0/180 och 0/280 Ostabiliserd jord η 1,2 η 3 η 4,5,6,7 η 8 η tot γ m 1,0 1,0 0,95 1,0 1,0 1,5 Utvärderad c u Dimensionerande c u Djup c uk Ökning Djup c ud Ökning 1 9,0 0,9 1 5,7 0,6 20 26,1 20 16,5 Odränerad skjuvhållfasthet, djup, cu [kpa] Kon, vb och CPT korr map w L samt OCR 0 0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 1 Djup 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 1 τkon kor 1 τvb kor 2 τvb kor 118 τkon kor 118 τvb kor 10 τkon kor 11 τkon kor 201 τvb kor 303 τvb kor AF2 cpt AF3 cpt AF4 cpt AF5 cpt AF6 cpt AF7 cpt GF-5 τkon kor GF-5 τvb kor τkon kor AF7 AF8 AF12 AF8 Utvärderad cu Dimensionerande cu 15 16 17 18 19 20 21 22

Bilaga 2 Sida 2 av 2 Indata för stabilitetsberäkningar sektion 0/180 och 0/280 Kalk-cementstabiliserad jord Dimensionerande hållfasthet [kpa], KC-pelare i skivor 10m 0 0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 1 2 3 Dim Aktiv Dim Direkt Dim Passiv cud,lera 4 Djup 5 6 7 8 9 10

Bilaga 3 - Stabilitetsberäkningar Sida 1 av 17

Bilaga 4 Sida 1 av 5 Kungälvsmotet - 3D-effekter stabilitetsberäkningar vid försvagad zon Sektion 0/280-8 m från krön, söder F 3D =(B/1,5*R)* F svag + (1-B/1,5*R)*F stark F c F komb F svag 0,90 [-] Säkerhetsfaktor i svag zon F svag 0,83 [-] Säkerhetsfaktor i svag zon F stark 1,64 [-] Säkerhetsfaktor i stark zon F stark 1,57 [-] Säkerhetsfaktor i stark zon B 8,5 m Bredd av svag zon B 8,5 m Bredd av svag zon F 3D 1,10 [-] Mål säkerhetsfaktor F 3D 1,10 [-] Mål säkerhetsfaktor Radie F 3D Radie F 3D 1 0,90 1 0,83 2 0,90 2 0,83 3 0,90 3 0,83 4 0,90 4 0,83 5 0,90 5 0,83 6 0,94 6 0,87 7 1,04 7 0,97 8 1,12 8 1,05 9 1,17 9 1,10 10 1,22 10 1,15 10,3 1,23 11 1,19 11 1,26 12 1,22 12 1,29 13 1,25 13 1,32 14 1,27 14 1,34 15 1,29 15 1,36 16 1,31 16 1,38 17 1,32 17 1,39 18 1,34 18 1,41 19 1,35 19 1,42 20 1,36 20 1,43

Bilaga 4 Sida 2 av 5 Kungälvsmotet - 3D-effekter stabilitetsberäkningar vid försvagad zon Sektion 0/280-8 m från krön, norr F 3D =(B/1,5*R)* F svag + (1-B/1,5*R)*F stark F c F komb Fsvag 0,95 [-] Säkerhetsfaktor i svag zon Fsvag 0,88 [-] Säkerhetsfaktor i svag zon Fstark 1,73 [-] Säkerhetsfaktor i stark zon Fstark 1,66 [-] Säkerhetsfaktor i stark zon B 8,5 m Bredd av svag zon B 8,5 m Bredd av svag zon F3D 1,10 [-] Mål säkerhetsfaktor F3D 1,10 [-] Mål säkerhetsfaktor Radie F3D Radie F3D 1 0,95 1 0,88 2 0,95 2 0,88 3 0,95 3 0,88 4 0,95 4 0,88 5 0,95 5 0,88 6 0,99 6 0,92 7 1,10 7 1,03 8 1,18 8 1,11 9 1,24 9 1,17 10 1,29 10 1,22 11 1,33 11 1,26 12 1,36 12 1,29 13 1,39 13 1,32 14 1,41 14 1,34 15 1,44 15 1,37 16 1,45 16 1,38 17 1,47 17 1,40 18 1,48 18 1,41 19 1,50 19 1,43 20 1,51 20 1,44

Bilaga 4 Sida 3 av 5 Kungälvsmotet - 3D-effekter stabilitetsberäkningar vid försvagad zon Sektion 0/280-12 m från krön, söder F 3D =(B/1,5*R)* F svag + (1-B/1,5*R)*F stark F c F komb Fsvag 0,98 [-] Säkerhetsfaktor i svag zon Fsvag 0,90 [-] Säkerhetsfaktor i svag zon Fstark 1,59 [-] Säkerhetsfaktor i stark zon Fstark 1,53 [-] Säkerhetsfaktor i stark zon B 8,5 m Bredd av svag zon B 8,5 m Bredd av svag zon F3D 1,10 [-] Mål säkerhetsfaktor F3D 1,10 [-] Mål säkerhetsfaktor Radie F3D Radie F3D 1 0,98 1 0,90 2 0,98 2 0,90 3 0,98 3 0,90 4 0,98 4 0,90 5 0,98 5 0,90 6 1,01 6 0,94 7 1,10 7 1,02 8 1,16 8 1,08 9 1,21 9 1,13 10 1,24 10 1,17 11 1,28 11 1,21 12 1,30 12 1,23 13 1,32 13 1,26 14 1,34 14 1,28 15 1,36 15 1,29 15,8 1,37 15,4 1,30 16 1,37 16 1,31 17 1,39 17 1,32 18 1,40 18 1,33 19 1,41 19 1,34 20 1,42 20 1,35

Bilaga 4 Sida 4 av 5 Kungälvsmotet - 3D-effekter stabilitetsberäkningar vid försvagad zon Sektion 0/280-12 m från krön, norr F 3D =(B/1,5*R)* F svag + (1-B/1,5*R)*F stark F c F komb Fsvag 1,06 [-] Säkerhetsfaktor i svag zon Fsvag 1,00 [-] Säkerhetsfaktor i svag zon Fstark 1,69 [-] Säkerhetsfaktor i stark zon Fstark 1,64 [-] Säkerhetsfaktor i stark zon B 8,5 m Bredd av svag zon B 8,5 m Bredd av svag zon F3D 1,10 [-] Mål säkerhetsfaktor F3D 1,10 [-] Mål säkerhetsfaktor Radie F3D Radie F3D 1 1,06 1 1,00 2 1,06 2 1,00 3 1,06 3 1,00 4 1,06 4 1,00 5 1,06 5 1,00 6 1,10 6 1,04 7 1,18 7 1,12 8 1,24 8 1,19 9 1,29 9 1,24 10 1,33 10 1,28 11 1,37 11 1,31 12 1,39 12 1,34 13 1,42 13 1,36 14 1,44 13,6 1,37 15 1,45 14 1,38 15,9 1,47 15 1,40 16 1,47 16 1,41 17 1,48 17 1,43 18 1,49 18 1,44 19 1,50 19 1,45 20 1,51 20 1,46

Bilaga 4 Sida 5 av 5 Kungälvsmotet - 3D-effekter stabilitetsberäkningar vid försvagad zon Sektion 0/280-16 m från krön, söder F 3D =(B/1,5*R)* F svag + (1-B/1,5*R)*F stark F c F komb Fsvag - [-] Säkerhetsfaktor i svag zon Fsvag 1,07 [-] Säkerhetsfaktor i svag zon Fstark - [-] Säkerhetsfaktor i stark zon Fstark 1,58 [-] Säkerhetsfaktor i stark zon B 8,5 m Bredd av svag zon B 8,5 m Bredd av svag zon F3D 1,10 [-] Mål säkerhetsfaktor F3D 1,10 [-] Mål säkerhetsfaktor Radie F3D Radie F3D 1-1 1,07 2-2 1,07 3-3 1,07 4-4 1,07 5-5 1,07 6-6 1,10 7-7 1,17 8-8 1,22 9-9 1,26 10-10 1,29 11-11 1,32 12-12 1,34 13-13 1,36 14-14 1,37 15-15 1,39 16-15,8 1,40 17-16 1,40 18-17 1,41 19-18 1,42 20-19 1,43 20 1,44

Bilaga 5 Sida 1 av 1 Indata för spontberäkningar sektion 1 och 2 η 1,2,3,4 η 4,5 η 7 η 8 η tot γ m 0,95 1,0 1,0 1,0 0,95 1,5 Utvärderad c u Dimensionerande c u Djup c uk Ökning Djup c ud Ökning 1 9,0 0,9 1 5,7 0,6 20 26,1 20 16,5 Odränerad skjuvhållfasthet, djup, cu [kpa] Kon, vb och CPT korr map w L samt OCR 0 0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 1 Djup 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 1 τkon kor 1 τvb kor 2 τvb kor 118 τkon kor 118 τvb kor 10 τkon kor 11 τkon kor 201 τvb kor 303 τvb kor AF2 cpt AF3 cpt AF4 cpt AF5 cpt AF6 cpt AF7 cpt GF-5 τkon kor GF-5 τvb kor τkon kor AF7 AF8 AF12 AF8 Utvärderad cu Dimensionerande cu 15 16 17 18 19 20 21 22

Bilaga 6 - Spontberäkningar Sida 1 av 2 Beräkning enligt EN-1997 i Säkerhetsklass: 3 q =21,0kPa d +7,5 Moment -100 0 100 200 300 400 +7,5 knm/m undre 7 6 1 Fr 37,6 2 Le 13,3 +6,5 +6,5 qh=167,0 kn/m 1 Fr 37,6 2 Le 13,3 5 4 3 +3,0 +3,0 övre Maxmoment=375,7 knm/m 2 3 Le 5,7 + 0,57 *z 3 Le 5,7 + 0,57 *z 1 0-1 4 Fr 28,3 5 Berg -1,0 Dubb=196,0 kn/m 4 Fr 28,3 5 Berg kpa 140 130 120 110 100 90 80 70 60 50 40 30 20 10 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 180 190 200 kpa Uppdragsnr Sektion Sid nr 703120 Kungälvsmotet Öst FFU Sektion 1 Spontprogrammet Ver: 2,32 Datum: 2016-01-26 19:49:19 Konstruktör: David Ekstrand ÅF Infrastructure AB Skala 1:150

Bilaga 6 - Spontberäkningar Sida 2 av 2 Beräkning enligt EN-1997 i Säkerhetsklass: 3 7 6 2 Le 13,3 Moment -100 0 100 200 300 knm/m +7,0 +7,0 +7,0 undre +6,0 2 Le 13,3 qh=134,2 kn/m 5 4 3 2 +3,0 +3,0 övre Maxmoment=291,7 knm/m 1 0 3 Le 5,7 + 0,57 *z 3 Le 5,7 + 0,57 *z -1-2 -3-4 -5-6 4 Fr 28,3 5 Berg -5,5 Dubb=64,6 kn/m 4 Fr 28,3 5 Berg kpa 140 130 120 110 100 90 80 70 60 50 40 30 20 10 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 180 190 200 kpa Uppdragsnr Sektion Sid nr 703120 Kungälvsmotet Öst FFU Sektion 2 Spontprogrammet Ver: 2,32 Datum: 2016-01-26 19:46:28 Konstruktör: David Ekstrand ÅF Infrastructure AB Skala 1:150

Bilaga 7 Sida 1 av 14 Uppdrag: Kungälvsmotet ÖST FFU Datum: 2016-03-24 Konstruktör: D.Ekstrand Rubrik Brunn 1 Kontroll av risk för bottenupptryckning Indata jordprofil: Markyta 6,75 (Nivå) Schaktbotten 1,75 (Nivå) B 2,0 m d 0 m H 5 m η lera : 0,95 Jordprofil Djup Nivå γ (kn/m 3 ) C uk (kpa) C ud (kpa) C ud ökn. Let 0,0 6,8 17,0 15 9,50 1,0 5,7 17,0 15 9,50 0,000 Le 1 1,0 #N/A #N/A #N/A 5,8 #N/A #N/A #N/A 15,0 #N/A #N/A #N/A 9 #N/A 0,00 #N/A 5,70 11,0-4,3 #N/A #N/A #N/A 15,0 18 0,00 0,00 #N/A 11,40 0,570 #N/A #N/A #N/A Geometri Sänkbrunn 8 C ud (kpa) 8 Let B 7 6 Let 7 6 Le 1 5 Le 1 5 H 4 4 3 3 2 2 1 1-4 -3-2 -1 0 1 2 3 4 0-1 -2-3 -4-5 0 0 5 10 15 20-1 -2-3 -4-5

Bilaga 7 Sida 2 av 14 Beräkning bottenupptryckning N cb C ud γ Sd,Ncb > ρ g H + q d N cb 7,0 7 γ Sd,Ncb 1,0 C ud i beräkningen räknas som ett medelvärde från schaktbotten till d + 2 3 B. Om 2 B > d används medelvärdet från 3 schaktbotten till 2 d d: 0,00 m u.k. C ud ö.k. C ud Skiktmitt C ud medel 2/3*B: 1,33 m 2/3*B < d #N/A #N/A #N/A #N/A 2/3*B > d 1,8 1,8 1,8 7,98 N cb C ud γ Sd,Ncb 55,9 Lasteffekt grävmaskin vid markytan Maskinvikt 25 ton Last längd 4 m Last bredd 4 m SK 2 (γ d ) 0,91 Maskinlast (Q) 245250 N Maskinlast (q k ) 15,33 kpa Variabel last (γ f ) 1,4 Dim. Last (q d,m.y. ) 19,53 kpa Lasteffekt grävmaskin vid schaktbotten Last längd s.b. 9 m Last bredd s.b. 6,5 m Dim. Last (q d,s.b. ) 5,87 kpa N cb C ud γ Sd,Ncb > ρ g H + q d,s.b. ρ g H = σ V vid schaktbotten σ V vid s.b. 77,0 ρ g H + q d,s.b. 82,9 INTE OK! N cb C ud γ Sd,Ncb 55,9 Tvärsektion lasteffekt 19,53 kpa 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11-4 -3-2 -1 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 Planskiss lasteffekt -7-6 -5-4 Last bredd -3-2 -1 Last längd 0 1 2 3 4 5 6 7 8-4 -3-2 -1 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11-8

Bilaga 7 Sida 3 av 14 Kompensation: Schaktning under vatten Diff att kompensera: 27,0 kpa Lasteffekt för gynnsamma laster: Meter vattenpelare: 2,7 E d = 1,0 G kj Full schakt med vatten från: 2,3 m djup 4,5 + nivå Koll: Schaktning under vatten ρ g H = σ V vid schaktbotten σ V vid s.b. 77,0 ρ g H + q d,s.b. 82,9 N cb C ud γ Sd,Ncb + γ w H w 82,9 OK!

Bilaga 7 Sida 4 av 14 Uppdrag: Kungälvsmotet ÖST FFU Datum: 2016-03-24 Konstruktör: D.Ekstrand Rubrik: Brunn 1 Kontroll av risk för "uplift" (hydraulisk bottenupptryckning) Permanentskede Indata brunnsdimensioner: Totalt brunnsdjup: 5 m Bottenplatta, betong: Diameter (inv): 2 m Diameter (utv): 2,4 m Antar 20 cm kanttjocklek Bottenarea (utv): 4,52 m 2 Höjd bottenplatta: 0,7 m Volym betong: 2,89 m 3 Tunghet betong: 24 kn/m 3 Resulterande stabiliserande kraft: Fyllnad på brunn: Resulterande stabiliserande kraft: 69,366 kn Tunghet: 19 kn/m 3 Grus (TKGeo 13) Volym: 2,11 m 3 För kona 1,6 m omgiven av grus 40,11 kn - Antar att bottenplatta stiger 0,2 m upp i brunnskonstruktionen. Lasteffekt stabiliserande/gynnsamma laster: E d, stb = 0,9 G stb (Från EC7) G stb, platta = 69,4 kn Betongplatta G stb, fyllnad = 8,95 kn Ledningsbädd G stb, brunn = 187,6 kn Brunn + lock G stb, tot = 265,9 kn E d = 239,3 kn Ja Korttid (utan lock + skjuvmothåll) 333,5 kn Ja Lasteffekt destabiliserande/ogynnsamma laster: E d, dst = γ d 1,2 G stb (Från EC7) γ d = 0,83 (SK1) Ogynnsamm/destabiliserande last: = Vattentrycket vid underkant brunn Antar maximal grundvattenyta i nivå med markyta H w = 5,5 m σ w = G dst = E d = 53,0 kpa 239,8 kn 238,8 kn Stabilitetskoll: E d, stb > Ed = Ja

Bilaga 7 Sida 5 av 14 Koll bottenupptryckning, permanentskede: Från flik "Bottenupptryckning" N cb C ud γ Sd,Ncb + E d > ρ g H + q d,s.b. ρ g H + q d,s.b. = N cb C ud γ Sd,Ncb + E d = N cb C ud γ Sd,Ncb + E d > ρ g H + q d,s.b. 82,9 kpa 295,1 kpa Ja

Bilaga 7 Sida 6 av 14 Uppdrag: Kungälvsmotet ÖST FFU Datum: 2016-03-24 Konstruktör: D.Ekstrand Rubrik: Brunn 1 Kontroll av risk för "uplift" (hydraulisk bottenupptryckning) Permanentskede Indata brunnsdimensioner: Totalt brunnsdjup: 5 m Diameter (inv): 2 m Diameter (utv): 2,4 m Antar 20 cm kanttjocklek Bottenarea (utv): 4,52 m 2 Bottenplatta, betong: Höjd bottenplatta: 0,7 m Volym betong: 2,89 m 3 Tunghet betong: 24 kn/m 3 Resulterande stabiliserande kraft: 69,366 kn Fyllnad på brunn: Resulterande stabiliserande kraft: Tunghet: 19 kn/m 3 Grus (TKGeo 13) Volym: 0,00 m 3 För kona 1,6 m omgiven av grus 0,00 kn - Antar att bottenplatta stiger 0,2 m upp i brunnskonstruktionen. Lasteffekt stabiliserande/gynnsamma laster: E d, stb = 0,9 G stb (Från EC7) G stb, platta = 69,4 kn Betongplatta G stb, fyllnad = 0,00 kn Ledningsbädd G stb, brunn = 172,8 kn Brunn utan lock G stb, tot = E d = 242,1 kn 217,9 kn Lasteffekt destabiliserande/ogynnsamma laster: E d, dst = γ d 1,2 G stb (Från EC7) γ d = 0,83 (SK1) Ogynnsamm/destabiliserande last: = Vattentrycket vid underkant brunn Antar maximal grundvattenyta i nivå med markyta H w = 5,5 m σ w = G dst = E d = 53,0 kpa 239,8 kn 238,8 kn Stabilitetskoll: E d, stb > Ed = Nej

Bilaga 7 Sida 8 av 14 Uppdrag: Kungälvsmotet ÖST FFU Datum: 2016-03-24 Konstruktör: D.Ekstrand Rubrik Brunn 2 Kontroll av risk för bottenupptryckning Indata jordprofil: Markyta 7,5 (Nivå) Schaktbotten 1,50 (Nivå) B 2,0 m d 0 m H 6 m η lera : 0,95 Jordprofil Djup Nivå γ (kn/m 3 ) C uk (kpa) C ud (kpa) C ud ökn. Let 0,0 7,5 17,0 15 9,50 1,0 6,5 17,0 15 9,50 0,000 Le 1 1,0 #N/A #N/A #N/A 6,5 #N/A #N/A #N/A 15,0 #N/A #N/A #N/A 9 #N/A 0,00 #N/A 5,70 11,0-3,5 #N/A #N/A #N/A 15,0 18 0,00 0,00 #N/A 11,40 0,570 #N/A #N/A #N/A Geometri Sänkbrunn 9 C ud (kpa) 9 8 8 Let B 7 Let 7 Le 1 6 Le 1 6 H 5 4 5 4 3 3 2 2 1 1-4 -3-2 -1 0 1 2 3 4 0-1 -2-3 -4-5 0 0 5 10 15 20-1 -2-3 -4-5

Bilaga 7 Sida 9 av 14 Beräkning bottenupptryckning N cb C ud γ Sd,Ncb > ρ g H + q d N cb 7,0 7 γ Sd,Ncb 1,0 C ud i beräkningen räknas som ett medelvärde från schaktbotten till d + 2 3 B. Om 2 B > d används medelvärdet från 3 schaktbotten till 2 d d: 0,00 m u.k. C ud ö.k. C ud Skiktmitt C ud medel 2/3*B: 1,33 m 2/3*B < d #N/A #N/A #N/A #N/A 2/3*B > d 1,5 1,5 1,5 8,55 N cb C ud γ Sd,Ncb 59,8 Lasteffekt grävmaskin vid markytan Maskinvikt 25 ton Last längd 4 m Last bredd 4 m SK 2 (γ d ) 0,91 Maskinlast (Q) 245250 N Maskinlast (q k ) 15,33 kpa Variabel last (γ f ) 1,4 Dim. Last (q d,m.y. ) 19,53 kpa Lasteffekt grävmaskin vid schaktbotten Last längd s.b. 10 m Last bredd s.b. 7 m Dim. Last (q d,s.b. ) 4,91 kpa N cb C ud γ Sd,Ncb > ρ g H + q d,s.b. ρ g H = σ V vid schaktbotten σ V vid s.b. 92,0 ρ g H + q d,s.b. 96,9 INTE OK! N cb C ud γ Sd,Ncb 59,8 Tvärsektion lasteffekt 19,53 kpa 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11-4 -3-2 -1 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 Planskiss lasteffekt -7-6 -5-4 Last bredd -3-2 -1 Last längd 0 1 2 3 4 5 6 7 8-4 -3-2 -1 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11-8

Bilaga 7 Sida 10 av 14 Kompensation: Schaktning under vatten Diff att kompensera: 37,1 kpa Lasteffekt för gynnsamma laster: Meter vattenpelare: 3,7 E d = 1,0 G kj Full schakt med vatten från: 2,3 m djup 5,2 + nivå Koll: Schaktning under vatten ρ g H = σ V vid schaktbotten σ V vid s.b. 92,0 ρ g H + q d,s.b. 96,9 N cb C ud γ Sd,Ncb + γ w H w 96,9 OK!

Bilaga 7 Sida 11 av 14 Uppdrag: Kungälvsmotet ÖST FFU Datum: 2016-03-24 Konstruktör: D.Ekstrand Rubrik: Brunn 2 Kontroll av risk för "uplift" (hydraulisk bottenupptryckning) Permanentskede Indata brunnsdimensioner: Totalt brunnsdjup: 6 m Bottenplatta, betong: Diameter (inv): 3 m Diameter (utv): 3,4 m Antar 20 cm kanttjocklek Bottenarea (utv): 9,08 m 2 Höjd bottenplatta: 0,2 m Volym betong: 1,41 m 3 Tunghet betong: 24 kn/m 3 Resulterande stabiliserande kraft: Fyllnad på brunn: Resulterande stabiliserande kraft: 33,929 kn Tunghet: 19 kn/m 3 Grus (TKGeo 13) Volym: 5,25 m 3 För kona 1,6 m omgiven av grus 99,80 kn - Antar att bottenplatta stiger 0,2 m upp i brunnskonstruktionen. Lasteffekt stabiliserande/gynnsamma laster: E d, stb = 0,9 G stb (Från EC7) G stb, platta = 33,9 kn Betongplatta G stb, fyllnad = 636,17 kn Ledningsbädd + fyllning brunn (6 m) G stb, brunn = 333,0 kn Brunn + lock G stb, tot = 1003,1 kn E d = 902,8 kn Ja Korttid (utan lock + skjuvmothåll) 1157,0 kn Ja Lasteffekt destabiliserande/ogynnsamma laster: E d, dst = γ d 1,2 G stb (Från EC7) γ d = 0,83 (SK1) Ogynnsamm/destabiliserande last: = Vattentrycket vid underkant brunn Antar maximal grundvattenyta i nivå med markyta H w = 6,0 m σ w = G dst = E d = 58,0 kpa 526,6 kn 524,5 kn Stabilitetskoll: E d, stb > Ed = Ja

Bilaga 7 Sida 13 av 14 Uppdrag: Kungälvsmotet ÖST FFU Datum: 2016-03-24 Konstruktör: D.Ekstrand Rubrik: Brunn 2 Kontroll av risk för "uplift" (hydraulisk bottenupptryckning) Permanentskede Indata brunnsdimensioner: Totalt brunnsdjup: 6 m Diameter (inv): 3 m Diameter (utv): 3,4 m Antar 20 cm kanttjocklek Bottenarea (utv): 9,08 m 2 Bottenplatta, betong: Höjd bottenplatta: 0,2 m Volym betong: 1,41 m 3 Tunghet betong: 24 kn/m 3 Resulterande stabiliserande kraft: 33,929 kn Fyllnad på brunn: Resulterande stabiliserande kraft: Tunghet: 19 kn/m 3 Grus (TKGeo 13) Volym: 0,00 m 3 För kona 1,6 m omgiven av grus 0,00 kn - Antar att bottenplatta stiger 0,2 m upp i brunnskonstruktionen. Lasteffekt stabiliserande/gynnsamma laster: E d, stb = 0,9 G stb (Från EC7) G stb, platta = 33,9 kn Betongplatta G stb, fyllnad = 0,00 kn Ledningsbädd + fyllning brunn (6 m) G stb, brunn = 301,5 kn Brunn utan lock G stb, tot = E d = 335,4 kn 301,9 kn Lasteffekt destabiliserande/ogynnsamma laster: E d, dst = γ d 1,2 G stb (Från EC7) γ d = 0,83 (SK1) Ogynnsamm/destabiliserande last: = Vattentrycket vid underkant brunn Antar maximal grundvattenyta i nivå med markyta H w = 6,0 m σ w = G dst = E d = 58,0 kpa 526,6 kn 524,5 kn Stabilitetskoll: E d, stb > Ed = Nej

1 Bilaga 4 (6 sidor) DETALJPLANÄNDRING KUNGÄLVS SJUKHUS INFORMATION SEKTION B Bild 1 Planskiss sektion B Bild 2 Sektion B - Google Earth ungefärligt läge.

2 Bild 3 tagen mot norr söder om servicehuset (grön färg) som syns på föregående kort. Nivåskillnaden är liten upp till sjukhuset. Bild 4 tagen mot väster där det nästan plana området syns längs med GC-väg.

3 Bild 5 mot nordväst där nytt vattendrag har anlagts som är det som gör att nivåskillnad skapas. Större nivåskillnad längre västerut då marken stiger åt det hållet och botten på vattendraget lutar mindre. Bild 6 tagen mot öster, väster om norra delen av parkeringsytan. Nära helikopterplatsen. SUMMERING Nivåskillnaden i sektionen är för liten för att stabilitetsproblem skall uppstå. Tidigare var beräknad säkerhet minst 3 enligt äldre detaljplantext.

4 KORT INFORMATION SEKTION C Bild 7 Planskiss sektion C Bild 8 Sektion C - Google Earth ungefärligt läge.

5 Bild 10 tagen mot norr där man ser att fyllnadsmassor verkar ha påförts inom den lägre delen av området. Bild 11 mot söder där fyllnadsmassor och påfarten mot norr väg E6 syns.

6 Bild 12 mot nordväst där man ser uppfyllningen och ett dike intill avgrusad byggväg. SUMMERING Nivåskillnaden har minskat i sektionen då fyllning påförts inom lägre delar. Säkerheten bedöms nu vara högre då nivåskillnaden är mindre. Tidigare var beräknad säkerhet minst 2 enligt äldre detaljplantext.