Anlage 05 - Baugrund.pdf

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R. Röcke Baugrund-Service

Baugrund- und Gründungsberatung

Untersuchung von Bauschäden

Grundwasserfragen und Umweltuntersuchung

Pabsch Ingenieure GmbH

Mittelallee 11 31139 Hildesheim

Bericht

zu den Baugrund- und Gründungsverhältnissen

(Geotechnischer Bericht nach DIN 4020)

Bauvorhaben: Neubau der Pfennigbrücke über die Aller in Celle Gültig für: Studie Projektnummer: - Auftrags-Nr.: C- 01-2025 Bearbeiter: Rainer Röcke

Streetz, den 04.04.2025

Alte Dorfstraße 49 TELEFON: 03 49 01/676 21 : Rainer Röcke BANKVERBINDUNGEN

06862 Dessau-Roßlau FAX: 03 49 01/676 22 Volksbank Dessau-Rosslau

OT Streetz Funk: 0172/3 40 19 81 IBAN DE46 8009 3574 0201 1268 49

e-mail: r.roecke@t-online.de BIC GENODEF1DS1

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Neubau der Pfennigbrücke über die Aller in der Stadt Celle

Geotechnischer Bericht (Hauptuntersuchung DIN 4020 ) vom 03. April 2025 Seite 2

Inhaltsverzeichnis

Anlagenverzeichnis...................................................................................... 3

0. Zusammenfassung der Ergebnisse und Empfehlungen ........................ 4

1. Das Bauvorhaben ...................................................................................... 6

2. Baugrund ................................................................................................... 8 2.1. Morphologie, Bebauung und Bewuchs .................................................. 8 2.2 Allgemeine Baugrundverhältnisse .......................................................... 8 2.3. Besonderheiten..................................................................................... 9

3. Untersuchungen ........................................................................................ 9 3.1 Bohrungen und Rammkernsondierungen............................................... 9 3.2.2 Schwere Rammsondierungen ........................................................... 11 3.2.3 Drucksondierungen ........................................................................... 13 3.3 Laboruntersuchungen .......................................................................... 13

4. Ergebnisse der Untersuchungen ........................................................... 14 4.1 Schichtenverlauf und Verbreitung ........................................................ 14 4.2 Eigenschaften und Klassifizierung der Bodenschichten ....................... 14 4.3 Grundwasserverhältnisse .................................................................... 22

5 Grundsätze der Homogenbereiche nach DIN 18300 .............................. 23 5.1 Festlegung der Homogenbereiche ....................................................... 24 5.2 Kennwerte für Homogenbereiche ........................................................ 25

6. Geotechnische Schlussfolgerungen ...................................................... 28 6.1 Allgemeine Einschätzung der Baugrundverhältnisse ........................... 28 6.2 Spundwand .......................................................................................... 29 6.3 Bohrpfahlgründung nach DIN EN 1536 (DIN 4014) .............................. 31 6.4 Flachgründung ..................................................................................... 33 6.5. Tragfähigkeit und Setzungen .............................................................. 33 6.6 Berechnungsgrundlagen ...................................................................... 34 6.7. Nachbarsicherung ............................................................................... 34

7. Bautechnische Hinweise ........................................................................ 35

8. Umweltrelevante Untersuchungen ......................................................... 35

9. Vorschläge zu Überprüfungen im Zuge der Planung ........................... 36

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Anlagenverzeichnis

A 1 Übersichtslageplan entfällt A 2 Lageplan entfällt A 3 Aufschlussprofile, Rammsondierdiagramme entfällt A 4 Kornkurven entfällt A 5 Zustandsgrenzen entfällt A 6 Betonaggressivität DIN 4030 entfällt Stahlaggressivität DIN 50 929 A 7 Baugrundschnitt entfällt A 8 Fundamentdiagramm entfällt

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0. Zusammenfassung der Ergebnisse und Empfehlungen

Bei der im Januar bis März 2025 auf Grundlage von Altuntersuchungen durch- geführten Baugrundeinschätzung für den Ersatzneubau der Pfennigbrücke (Fussgänger- / Radfahrerbrücke über die Aller in der Stadt Celle kann der tragfähige Baugrund in Anlehnung an die Allerbrücke am Torplatz im Zuge der B 2 am nördlichen Widerlager nach Durchstoßen der gering tragfähigen Auffüllung und des Schwemmsandes ab ca. d = 6,10 m = 34,00 m NN in der RS 1 (Achse B) und am südlichen Widerlager (Achse A) ab 7,30 m = 32,50 m NN in der RS 2 festgestellt. Hieraus ergibt sich eine Mächtigkeitszunahme der gering tragfähigen Schichten nach Südwesten und ist bedingt durch den Einfluss des Walzenwehres westlich vom Torplatz. Beim Mittelpfeiler (Achse

1. wurde in der Allermitte in der RS 3/07 die tragfähige Schicht erst ab 4,00 m unter Flusssohle = 31,10 m NN erkundet. Die hydrologischen Verhältnisse werden durch die Wasserführung der Aller mit dem westlich gelegenen Walzenwehr und dem Streichwehr mit Turbinen- kanal der Rathsmühle bestimmt. Der mittlere Wasserstand liegt bei ca. 37,20 m ü. NN bzw. bei ca. 2,80 m unter dem Gelände. Der höchste Wasserstand aus dem Jahr 1889 wird mit HHW = 38,42 m NN angegeben und liegt ca. 1,60 m unter dem Gelände. Die Höhendifferenz der Allersohle vor dem Überfallwehr und dem Auslauf aus dem Turbinenkanal der Rathsmühle beträgt ∆h = 35,35 – 30,74 m NN = 4,61 m. Es kann somit davon ausgegangen werden, dass die lockere Lagerung des Schwemmsandes ab der Allersohle durch die angeschwemmten Flusssedi- mente als Folge der Wasserregulierungsmaßnahmen (Streich- und Walzen- wehr) bedingt ist und die ehemalige Flusssohle erkennen lässt.. Der ausreichend tragfähige, mitteldicht gelagerten Talsand steht bis t = 13,90 m = 23,70 m NN in der BS 1/07 bis 18,00 m = 21,80 m NN in der BS 2/07 an. Damit ergibt sich ebenfalls eine Mächtigkeitszunahme nach Süden. Das Liegende des Talsandes bildet ein Geschiebemergel als Grundwasser- stauer. Nach dem Ergebnis der Drucksondierung DS 2/07 beträgt die Geschiebemergelmächtigkeit > 27,50 m. Grundwasser wurde innerhalb der Talsande bei einer Ordinate von ca. 37,20 m NN angetroffen. Hierbei handelt es um mittlere Wasserständen. Der Wasserspiegel der Aller liegt im gleichen Niveau und kennzeichnet eine enge hydraulische Verbindung. Das HHW der Aller liegt 38,42 m NN und wurde im Jahr 1889 gemessen. Bedingt durch den hydraulischen Zusammenhang zwischen dem Grundwas- ser und dem Wasserstand der Aller ergeben sich bei einer Flachgründung erhöhte Aufwendungen an geschlossener Wasserhaltung, Auftriebssicherun- gen und wasserdichtem Verbau.

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Ausgeführt werden könnte im Bereich des nördlichen Widerlager und der beiden Mittelpfeiler (3-Feldbrücke) ein Spundwandverbau mit einer Auftriebs- sicherung der Baugrubensohle durch Unterwasserbeton mit einer Stärke von 2,00 m = 33,20 m NN. Im Bereich des südlichen Widerlagers empfiehlt sich aufgrund der vorhandenen Bebauung eine erschütterungsfreie Bohrpfahlgrün- dung. Bei der Variante Schrägseilbrücke wäre eine Bohrpfahlgründung für das südliche Auflagerfundament, ein Spundwandkasten für den Pylonpfeiler sowie eine Tiefgründung mit Bohrpfählen für die Seilabspannung auf der Nordseite im mitteldicht gelagerten Talsand denkbar. Überlegenswert wäre auch eine Weiternutzung des südlichen Widerlagers. Bedingt durch den erforderlichen Ausgleichsbeton als Auftriebsicherung liegt die Auskofferungssohle in allen Achsen im Bereich des mitteldicht gelagerten Talsandes mit guten Tragfähigkeitseigenschaften. In Anhängigkeit des Spitzendruckes von q = 7,5 MN/m² ab 2,40 m = 37,00 m s NN bis 6,45 m = 33,00 m NN (Südseite) für den Schwemmsand und q = 15 s MN/m² ab 6,45 m ergeben sich nach Tabelle 5.12 der EA Pfähle für den mitteldicht gelagerten Talsand folgende Erfahrungswerte für die charakteristischen Pfahlmantelreibung q : s1,k

Tab. 1: Bruchwerte der Mantelreibung, Neubau der Pfennigbrücke in Celle Für die Bemessung der Bohrpfahlgründung können die an der unteren Grenze der Spannen von Erfahrungswerten bei Anwendung der Teilsicherheits- beiwerte nach DIN 1054 : 2005 die Bruchwerte Pfahlspitzendwiderstand q b,k angewendet werden. Gemäß EA Pfähle, Tabelle 5.12, können in Abhängigkeit des Spitzen- widerstandes der Drucksonde von q = 15 MN/m2 mit dem folgenden c Erfahrungswert an der unteren Grenze für den charakteristischen Pfahl- spitzenwiderstand q angesetzt werden: b,k

Tab. 2 zul. Pfahlspitzenwiderstand, Neubau der Pfennigbrücke in Celle

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Für die Spundwand kann für die Bemessung der lotrechten Belastung eine zulässige Mantelreibung von 25 kN/m2 angesetzt werden. Der zul. Spitzendruck sollte mit nur 500 kN/m2 angesetzt werden.

1. Das Bauvorhaben Die Stadt Celle plant eine komplette Erneuerung der ca. 67 m langen Pfennig- brücke (überbau und Unterbauten) Die 4-Feldbrücke als Fußgänger- /Rad- fahrerbrücke wurde im Widerlager- und Pfeilerbereich auf Rammpfählen aus Stahl IP 240 mit einer Neigung von 1 : 5 gegründet. Die 12 m langen Pfähle besitzen eine Einbindetiefe von ca. 9,0 m. Das Ingenieurbüro R. Röcke Baugrund-Service wurde am 24.03.2025 von dem Pabsch Ingenieure GmbH, Herrn Dr.-Ing. Holger Pabsch mit der Gründungsberatung im Rahmen einer Machbarkeitsstudie der Fußgänger- brücke beauftragt. Als Varianten werden die Errichtung einer Schrägseilbrücke oder eine 3- Feldbrücke mit einer Breite von 4,00 m und einer Spannweite von ca. 67 m untersucht. Der Pylonpfeiler könnte sich ca. 13 m südlich des nördlichen Widerlagers befinden. Für die Untersuchung wurden im Zuge des Angebotes folgende Schwerpunkte gesetzt: • Auswertung von vorhandenen benachbarten Baugrunduntersuchungen • Gründungstechnische Schlussfolgerungen • Angabe erdstatischer Berechnungskennwerte • Angabe zulässigen Bodenpressungen und Setzungen • Bautechnische Hinweise Für das Gutachten wurden folgende Unterlagen verwendet: U 1 Auftrag zur Baugrunduntersuchung von der Stadt Celle über das Planungsbüro Dr.-Ing. Günter Borg vom Dezember 2024 U 2. Übersichtsplan Stand 1952 unmaßstäblich U 3 Topographische Karte M = 1 : 10.000 U 4 Geologische Karte Nr. TK 3326 M = 1 : 25.000 U 5.1 Geotechnischer Bericht „Neubau Allerbrücke Torplatz in Celle, erstellt von R. Röcke GmbH, Januar 2008 U 5.2 Geotechnischer Bericht C-02-12 „Neubau Stützwand Nordwall in Celle, erstellt von R. Röcke GmbH, 06.04.2013 U 5.3 Geotechnischer Bericht C-04.2010„Fußgängerbrücke Rathsmühle“, erstellt von erstellt von R. Röcke GmbH, 21.01.2011

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U 5.4 Geotechnischer Bericht C-02.2012 „Stützwand südliche Uferböschung Rathsmühle“, erstellt von R. Röcke GmbH, 30.07.2012 U 5.5 Geotechnischer Bericht C-04.2018 „Neubau RKB in der Stadt Celle Theo-Wilkens-Straße“, erstellt von R. Röcke GmbH, 23.05.2028 U 6 Landesbohrdatenbank Niedersachsen U 7 Archivunterlagen U 8 DIN 18196 Erdbau; Bodenklassifikation für bautechnische Zwecke U 9 DIN 18123 Baugrund; Untersuchung von Bodenproben, Bestimmung der Korngrößenverteilung U 10 DIN 18300 Erdarbeiten-Bodenklassen U 11 DIN 1054 Baugrund; Zulässige Belastung des Baugrunds U 12 DIN 4017 Baugrund; Grundbruchberechnungen U 13 DIN 4019 Baugrund; Setzungsberechnungen U 14 DIN 4020 Geotechnische Erkundung für bautechnische Zwecke U 15 DIN 4021 Baugrund; Aufschluss durch Schürfe und Bohrungen sowie Entnahme von Proben U 16 DIN 4022 Baugrund und Grundwasser; Benennen und Beschreiben von Boden und Fels T.1 Schichtenverzeichnis für Bohrungen ohne durchge- hende Gewinnung von gekernten Proben im Boden und im Fels U 17 DIN 4023 Baugrund- und Wasserbohrungen; Zeichnerische Darstellung der Ergebnisse U 18 DIN 4030 Beurteilung betonangreifender Wässer, Böden und Gase U 19 ZTVE- Zusätzliche Technische Vertragsbedingungen für StB 17 Erdarbeiten im Straßenbau 2017 U 20 EC 7 Handbuch Eurocode 7, Geotechnische Bemessung Band 1 (Allgemeine Regeln) und Band 2 (Erkundung und Untersuchung, 2011) U 21 DIN EN 1536 Bohrpfähle U 22 DIN EN 14199 Mikropfähle U 23 DIN EN 12699 Rammpfähle U 24 EA Pfähle Empfehlungen des Arbeitskreises „Pfähle“ U 25 EAB Empfehlungen des Arbeitskreises „Baugruben“, 4. Auflage, 2006

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2. Baugrund

2.1. Morphologie, Bebauung und Bewuchs Morphologisch befindet sich das Untersuchungsgebiet innerhalb der Alleraue. Das Umfeld weist eine geringe Reliefenergie auf. Allgemein schwanken die Geländehöhen um ca. 39,45 m NN im Norden und im Süden. Hoher Stammholzbewuchs ist nur im nördlichen Bereich vorhanden. Im südlichen Bereich befinden sich bebaute Grundstücke.

2.2 Allgemeine Baugrundverhältnisse Regionalgeologisch befindet sich der Standort im Bereich der Allerniederung. Die gründungsrelevanten Bodenschichten weisen eine holozän und pleistozän überprägte Struktur mit den dazugehörigen Ablagerungen auf. Dabei handelt es sich im speziellen um holozänen Schwemmsand sowie um den weichseleiszeitlichen Talsand bis ca. 15,0 m unter GOK. Allgemein schwanken die Geländehöhen im untersuchten Bereich um ca. 38,30 m NN im Norden und 39,00 m NN im Süden. Den Liegendstauer des oberen Grundwasserleiters bildet Geschiebemergel ab ca. 16,0 m bis 18,00 unter Gelände. Für das Untersuchungsgebiet ergibt sich folgender Schichtenaufbau:

Tab.3: generelle Baugrundschichtung, Pfennigbrücke über die Aller in Celle Die hydrologischen Verhältnisse werden durch die Wasserführung der Aller mit dem westlich gelegenen Walzenwehr und dem Streichwehr mit Turbinen- kanal der Rathsmühle bestimmt. Der mittlere Wasserstand liegt bei ca. 37,20 m ü. NN bzw. bei ca. 2,80 m unter dem Gelände. Der höchste Wasserstand aus dem Jahr 1889 wird mit HHW = 38,42 m NN angegeben und liegt ca. 1,60 m unter dem Gelände.

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Die Höhendifferenz der Allersohle vor dem Überfallwehr und dem Auslauf aus dem Turbinenkanal der Rathsmühle beträgt ∆h = 35,35 – 30,74 m NHN = 4,61 m. Bedingt durch die Streichwehranlage der Rathsmühle mit der neuen Fisch- treppe und dem Turbinenkanal ist der Wasserspiegel der Aller im nordöst- lichen Stadtteil angestaut und im westlichen Stadtteil um die Höhe des Überlaufwehres abgesenkt, so dass sich eine Grundwasserfließrichtung nach Westen ergibt. Auf der Allerinsel befindet sich eine Hochwassermarke vom 12.02.1946 und wird mit 38,22 m NN angegeben. Aus dem Jahr 1881 ist eine HW-Marke mit 38,42 m NN bekannt Als Hauptgrundwasserleiter fungieren die pleistozänen Talsande/-kiese der Aller. Zwischen dem Grundwasser und dem Oberflächenwasser besteht ein enger hydraulischer Zusammenhang.

2.3. Besonderheiten

Das Untersuchungsgebiet ist der Erdbebenzone 0 nach DIN 4149 zugehörig. Das Bauwerk befindet sich nicht im Einflussbereich geotektonisch aktiver Zonen und subrosionsgefährdeter Zonen.

3. Untersuchungen

3.1 Bohrungen und Rammkernsondierungen Zur Feststellung der Baugrundschichtung im Bereich der Widerlager und der Pfeiler der Pfennigbrücke wurden die Aufschlüsse der Baugrunduntersuchun- gen der Unterlagen U 5.1 bis U 5.5 ausgewertet und auf den Standort übertragen.: Für den Standort kann nach Übertragung der Ergebnisse von der Allerbrücke Torplatz (U 5.1) von folgender Schichtenfolge ausgegangen werden:

Tab.4: Baugrundschichtung; Pfennigbrücke über die Aller in Celle Die Ergebnisse der Baugrundbohrungen und Rammkernsondierungen zeigen für den erkundeten Bereich eine relativ homogene Baugrundschichtung.

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Die Baugrundschichtung besteht am BW Torplatz (U 5.1) im südlichen und nördlichen Widerlagerbereich außerhalb der Verkehrsflächenbefestigung aus einer d = 0,20 m mächtigen Mutterbodenschicht (S 0), die von einem 4,00 max. m bis 4,50 m mächtigen Auffüllung (S 1) unterlagert wird. Die entsprechende Mächtigkeit und das Liegende der Auffüllung werden von Süd nach Nord wie folgt angegeben: Aufschluss Gelände Auffüllung Auffüllung Liegendes m NN m u. Gel. m NN

KB 1/07 39,40 4,50 34,90 Schwemmsand BS 2/07 39,80 4,50 35,30 Schwemmsand KB 2/07 40,20 4,50 35,70 Talsand BS 1/07 37,60 3,00 34,60 Schwemmsand BS 1/18 38,35 3,50 34,85 Talsand Celle-24 38,00 4,00 34,00 Schwemmsand Offensichtlich wurde das den Flusslauf begrenzende Gelände aus Hochwassergründen in den früheren Jahren ausgeschüttet bzw. stellt die Auffüllung die Widerlagerhinterfüllung dar. Die natürliche Baugrundschichtung besteht überwiegend aus dem holozänem Schwemmsand (S 2) mit lockerer Lagerung. Da die Höhendifferenz der Allersohle vor dem Überfallwehr und nach dem Auslauf aus dem Turbinen- kanal der Rathsmühle ∆h = 35,35 – 30,74 m NN = 4,61 m beträgt, kann davon ausgegangen werden, dass die lockere Lagerung des Schwemmsandes ab der Allersohle durch die angeschwemmten Flusssedimente als Folge der Wasserregulierungsmaßnahmen (Streich- und Walzenwehr) bedingt ist und die ehemalige Flusssohle erkennen lässt. Die entsprechende Mächtigkeit und das Liegende werden wie folgt angegeben: Aufschluss Gelände Schwemms. Schwemms. Liegendes m NN m u. Gel. m NN KB 1/07 39,40 5,00 34,40 Talsand BS 2/07 39,80 7,30 32,50 Talsand KB 2/07 40,20 4,50 35,70 Talsand BS 1/07 37,60 5,00 32,60 Talsand BS 1/18 38,35 3,50 34,85 Talsand Celle-24 38,00 5,00 33,00 Schwemmsand Das Liegende des holozänen Schwemmsandes (Schicht S 2) besteht ein- heitlich aus pleistozänen Talsand (Schicht S 3) mit einzelnen Kieszwi- schenlagen im dm-Bereich. Die Talsandoberfläche schwankt zwischen max. 35,70 m NN in der KB 2/07 und min. 32.50 m NN in der BS 2/07 und ist somit in südwestlicher Richtung im Tallängs- und –quergefälle der Aller geneigt.

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Die Mächtigkeit und das Liegende des Talsandes werden wie folgt angegeben: Aufschluss Gelände Talsand UK Talsand Liegendes m NN m u. Gel. m NN

KB 1/07 39,40 15,00 <24,40 Talsand BS 2/07 39,80 18,00 21,80 Ge-Mergel RS 3/07 35,10 12,40 22,70 Ge-Mergel KB 2/07 40,20 15,00 <25,70 Talsand DS 2/07 40,20 15,20 25,00 Ge-Mergel RS 1/07 40,10 16,50 23,60 Ge-Mergel BS 1/07 37,60 13,90 23,70 Ge-Mergel Das Liegende des Talsandes wird einheitlich von Geschiebemergel (Schicht S 4) als Grundwasserstauer unterlagert. Die Geschiebemergeloberfläche fällt somit erosionsbedingt von max. ca. 25,00 m NN in der DS 2/07 am Nordwiderlager auf min. ca. 21,80 m NN am Südwiderlager ab. Hieraus wird ersichtlich, dass derzeitig die Aller am nördlichen Prallhang der Allerniederung verläuft und das Senkentiefste vermutlich innerhalb des historischen Stadtkerns liegt. Der Geschiebemergel wurde in der Drucksondierung DS 2/07 bei 27,5 m ET nicht durchstoßen. Den Baugrundschichten werden die nachfolgenden Bodengruppen und - klassen nach DIN 18196 und 18300 zugeordnet:

Angaben in Klammern () bedeuten untergeordnete Anteile

Tab.5: Bodenklassifikation; Pfennigbrücke über die Aller in Celle

3.2.2 Schwere Rammsondierungen Zur Beurteilung der Lockergesteinsüberdeckung wurden im Bereich der Allerbrücke Torplatz 3 Stück Schwere Rammsondierungen neben den Bohr- ansatzpunkten bzw. am geplanten Mittelpfeiler ausgeführt.

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Einen unmittelbaren Vergleich mit der erbohrten Schichtenfolge erlaubt die Anlage 3. Für die einzelnen Bodenarten wurden folgende Schlagzahlen bestimmt:

Tab.6.1: Schlagzahlen der Schweren Rammsondierung RS 1/07 (Nord) Allerbrücke Torplatz in Celle

Tab.6.2: Schlagzahlen der Schweren Rammsondierung RS 2/07 bei BS 2 (Süd); Allerbrücke Torplatz in Celle

Lagerungs- dichte D [-]

< 0,25

0,40 – 0,55

halbfest

Tab.6.3: Schlagzahlen der Schweren Rammsondierung RS 3/07 (Achse 20); Allerbrücke Torplatz in Celle Die Auswertung der Rammsondierungen erfolgte nach DIN 4094 für den eng gestuften Talsand (Bodengruppe SE) mit D = 0,15 + 0,405 lgN . Innerhalb 10,u des holozänen Schwemmsandes wurden mit Schlagzahlen von N =1 - 5 eine 10 lockere Lagerung festgestellt. Lokal höhere Werte deuten auf Steinlagen bzw. Rammhindernisse durch Schwemmholz innerhalb dieser Schicht hin. Im Bereich des überwiegend eng gestuften Talsandes ergaben sich Schlag- zahlen von N = 4 – 10 bzw. mit D = 0,40 - 0,55 eine mitteldichte Lagerung. 10,u

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Der unterlagernde leicht- bis mittelplastische Geschiebemergel besitzt eine halbfeste bis feste Konsistenz.

3.2.3 Drucksondierungen Zur Ermittlung von Spitzendruck und Mantelreibung in den tieferen Boden- schichten wurden die elektrischen Drucksondierungen Nr. DS 1 neben BK 1/07 sowie DS 2 neben BK 2/07 mit einer Endtiefe von t = 27,5 m max. ausgeführt. Die Drucksondierungen DS 1 musste bei 4,50 m unter Gelände versetzt und bei 16,50 m unter Gelände wegen Steinhindernisse eingestellt werden. Die DS 2 wurde bei 27,50 m unter Gelände ebenfalls wegen Steinhindernis eingestellt. Im Mittel wurden für die einzelnen Bodenarten und Tiefen folgende Werte gemessen:

Tab.7.1: Ergebnisse der Drucksondierung DS 1a, Widerlager Süd, Allerbrücke Torplatz in Celle

Tab.7.2: Ergebnisse der Drucksondierung DS 2, Widerlager Nord, Allerbrücke Torplatz in Celle Das Ergebnis der elektrischen Drucksondierungen bestätigen die mitteldichte bis dichte Lagerung der Talsande und die halbfeste Konsistenz des Geschiebemergels

3.3 Laboruntersuchungen Es wurden die Laborergebnisse der Baugrunduntersuchungen der Unterlage U 5.1 bis U 5.5 ausgewertet.

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4. Ergebnisse der Untersuchungen

4.1 Schichtenverlauf und Verbreitung Zur Feststellung der Baugrundschichtung im Bereich der Widerlager und der Pfeiler der Pfennigbrücke wurden die Aufschlüsse der Baugrunduntersuchun- gen der Unterlagen U 5.1 bis U 5.5 ausgewertet und auf den Standort übertragen: Für den Standort kann nach Übertragung der Ergebnisse von der Allerbrücke Torplatz (U 5.1) folgende Schichtenfolge angenommen werden:

Tab.8: Baugrundschichtung; Pfennigbrücke über die Aller in Celle Die Ergebnisse der Baugrundbohrungen und Rammkernsondierungen zeigen für den erkundeten Bereich eine relativ homogene Baugrundschichtung.

4.2 Eigenschaften und Klassifizierung der Bodenschichten Den Baugrundschichten werden die nachfolgenden Klassifikations- und Zustandskennzahlen zugeordnet. S 1 Auffüllung

Die graue Auffüllung ist ein inhomogenes Gemisch aus mineralischen Erd- stoffen mit geringen Ziegelstücken. Der mineralische Anteil besteht aus einem teils feinsandigen bis kiesigen und steinigen Mittelsand. Nach den Ergebnissen der Schweren Rammsondierungen ist die lockere Auffüllung als gering tragfähig einzustufen. Die Auffüllung ist gering bis mittel empfindlich gegenüber Witterungseinflüssen (Wasser und Frost). Kennwerte (Auffüllung): Zusammensetzung: mS, fs, u-u’, g, x,Ziegel, Beton Farbe: grau

Bodengruppe nach DIN 18196: A, [SE]; [SU]; Bodenklasse nach DIN 18300: 3 Lagerungsdichte: locker Frostempfindlichkeitsklasse nach ZTVE-StB 17: F 2 (mittel frostempfindlich)

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Tab.9: Klassifizierung Schicht S 1; Pfennigbrücke über die Aller in Celle

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S 2 Schwemmsand Der unter der Auffüllung festgestellte holozänen Schwemmsand ist flächenhaft verbreitet. Der Schwemmsand ist bodenmechanisch als schwach schluffiger Sand zu klassifizieren. Die Schlagzahlen der Schweren Rammsondierungen wurden im Schwemm- sand mit N » 3 (unter Wasser) festgestellt. Hieraus ergibt sich eine 10 mitteldichte Lagerung und somit eine ausreichende Tragfähigkeit. Der Schwemmsand ist gering frostempfindlich. Kennwerte (Schwemmsand): Bestandteile: mS, fs, u’ Farbe: grau Lagerungsdichte bis 31,8 m NN.: D = 0,30 - 0,35 (mitteldicht) Kornanteil d < 0,063 mm 3,7 % d = 0,063 - 2,00 mm 91,5 % d > 2,0 mm 4,9 % Ungleichförmigkeit d /d : U = 2,70 10 60 Krümmungszahl: C = 1,0 c Durchlässigkeit nach HAZEN: k = 9,5*10E-5 m/s f Bodengruppe nach DIN 18196: SE, SU Bodenklasse nach DIN 18300: 3

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S 2 Schwemmsand

Tab.10: Klassifizierung Schicht S 2; Pfennigbrücke über die Aller in Celle Der im Liegenden der Auffüllung festgestellte Schwemmsand ist boden- mechanisch als schwach schluffiger Sand bis reiner Sand zu klassifizieren.

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S 3 Talsand

Die korngrößenmäßige Zusammensetzung des grauen Talsandes schwankt stark in vertikaler und horizontaler Richtung. Der überwiegende Kornanteil besteht aus einem Mittelsand mit schwankendem Feinsandanteil und geringen Kies- und Gerölleinlagerungen. Allerdings sind von der Allerbrücke am Torplatz im Zuge der B 3 Kieslagen im dm- bis mehrere dm-Bereiche bekannt. Einlagerungen von Kieslagen, größeren Geröllen und Gesteinsblöcken sind nicht auszuschließen und wurden während der Bauarbeiten an der Allerbrücke „Torplatz“ festgestellt. Der Talsand (S 3) besitzt ab 3,60 m = 34,70 m NHN in der BS 3/18 mit D = 0,45 eine mitteldichte Lagerung und ist damit gut zur Abtragung der Gründungslasten geeignet. Der rollige Erdstoff ist überwiegend gering bis nicht frostempfindlich. Kennwerte (Talsand): Kornzusammensetzung: mS, fs, gs’, fg’ Farbe: grau Bodengruppen nach DIN 18196: SE Bodenklasse nach DIN 18300: 3 Lagerungsdichte ab 34,7 m NHN.: D > 0,45 (mitteldicht) Kornanteil d < 0,063 mm 1,0 – 1,1 % d = 0,063 - 2,00 mm 98,7 – 90,6 % - d > 2,0 mm 0,3 – 8,4 % Ungleichförmigkeit d /d : U = 2,4 – 2,9 10 60 Krümmungszahl: C = 0,9 – 1,0 c Durchlässigkeit nach HAZEN: k = 2,2 – 3,5 *10E-4 m/s f Frostempfindlichkeit F 1 (gering frostempfindlich) nach ZTVE-StB 17:

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S 3 Talsand

Bemerkung

Tab.11: Klassifizierung Schicht S 3 Pfennigbrücke über die Aller in Celle Die korngrößenmäßige Zusammensetzung des grauen Talsandes schwankt stark in vertikaler und horizontaler Richtung. Der überwiegende Kornanteil besteht aus einem Mittelsand mit schwankendem Feinsandanteil und geringen Kies- und Gerölleinlagerungen.

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S 4 Geschiebemergel

Der graubraune elsterglaziale Geschiebemergel besteht bodenmechanisch aus einem sandig/tonigen Schluff und einem tonig/schluffigen Sand. Der natürliche Wassergehalt des leichtplastischen Erdstoffes schwankt um 19,5 %, so dass sich eine Einstufung in die Erdstoffgruppe TL bis ST* und eine steif bis halbfeste Konsistenz ergibt. Einlagerungen von Geschieben in Stein- und Blockgröße sind nicht auszuschließen. Darüber hinaus sind innerhalb des Geschiebemergels Sandnester und -zwischenlagen ausgebildet, die teilweise wasserführend sein können. Bedingt durch die glaziale Vorbelastung ergibt sich eine ausreichende Tragfähigkeit bei mäßiger Zusammendrückbarkeit. Der Geschiebemergel stellt einen typischen Grundwasserstauer dar, so dass nach längeren intensiven Niederschlägen die Bildung von sog. schwebendem Grundwasser als Stauwasser gegeben ist. Kennwerte (Geschiebemergel): Bestandteile: U,s,t’,g’ bis S,u*,t’,g’ Farbe: braun –graubraun Wassergehalt: w = 12,89 - 13,67 % Fließgrenze: w = 32,4 - 34,50% L Ausrollgrenze: w = 18,6 - 19,20 % P Plastizität: I = 13,8 - 15,30 % P Konsistenz: I = 1,41 – 1,36 (fest) C

Durchlässigkeitsbeiwert (USBR): k f » 110E-7 - 510E-8 m/s Bodengruppen nach U 10: TL, SU*, ST*

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S 4 Geschiebemergel

Tab.12 Klassifizierung Schicht S 2; Pfennigbrücke über die Aller in Celle

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4.3 Grundwasserverhältnisse

In den Bohrungen wurden im September 2007 am BW Torplatz folgende Wasserstände festgestellt:

Tab. 13: Wasserstände; Pfennigbrücke über die Aller in Celle Bei dem erbohrten Wasser handelt es sich um freies Grundwasser. Hauptgrundwasserleiter sind die pleistozänen Talsande/-kiese. Die hydrologischen Verhältnisse werden durch die Wasserführung der Aller mit dem westlich gelegenen Walzenwehr und dem Streichwehr mit Turbinen- kanal der Rathsmühle bestimmt. Der mittlere Wasserstand liegt bei ca. 37,20 m ü. NN bzw. bei ca. 2,80 m unter dem Gelände. Der höchste Wasserstand aus dem Jahr 1889 wird mit HHW = 38,42 m NN angegeben und liegt ca. 1,60 m unter dem Gelände. Die Höhendifferenz der Allersohle vor dem Überfallwehr und dem Auslauf aus dem Turbinenkanal der Rathsmühle beträgt ∆h = 35,35 – 30,74 m NHN = 4,61 m. Bedingt durch die Streichwehranlage der Rathsmühle mit der neuen Fisch- treppe und dem Turbinenkanal ist der Wasserspiegel der Aller im nordöst- lichen Stadtteil angestaut und im westlichen Stadtteil um die Höhe des Überlaufwehres abgesenkt, so dass sich eine Grundwasserfließrichtung nach Westen ergibt. Auf der Allerinsel befindet sich eine Hochwassermarke vom 12.02.1946 und wird mit 38,22 m NN angegeben. Aus dem Jahr 1881 ist eine HW-Marke mit 38,42 m NN bekannt. Für die Pfennigbrücke wird ein Mittelwasser (MW) von +1,20 m = 37,30 m NN angegeben und liegt ca. 1,20 m über der Allersohle. Nach den Ergebnissen der chemischen Analytik ist das Oberflächen- und Grundwasser als „nicht betonangreifend“ nach DIN 4030 zu klassifizieren. Nach DIN 50 929 ergibt sich eine geringe bis sehr geringe Wahrscheinlichkeit für die Mulden-, Flächen- und Lochkorrosion. Wasser nach DIN 4030 den Angriffsgrad „nichtangreifend“.

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5 Grundsätze der Homogenbereiche nach DIN 18300

Mit Erscheinen des Ergänzungsbandes VOB/C 2015 zur VOB 2012 ist diese gültig und bei Ausschreibungen zu berücksichtigen. Damit werden die Boden- klassen nach DIN 18300 ersetzt und die Vereinheitlichung der Bodenklassi- fizierung in Homogenbereiche eingeführt. In Absatz 2.3 der DIN 18300 (U 1) wird die „Einteilung von Boden und Fels in Homogenbereiche“ folgendermaßen definiert ➨ Boden und Fels sind entsprechend ihrem Zustand vor dem Lösen in Homogenbereiche einzuteilen. Der Homogenbereich ist ein begrenzter Bereich bestehend aus einzelnen oder mehreren Boden- oder Felsschichten, der für einsetzbare Erdbaugeräte vergleichbare Eigenschaften aufweist. ➨ Sind umweltrelevante Inhaltsstoffe zu beachten, so sind diese bei der Einteilung in Homogenbereiche zu berücksichtigen. ➨ „Soweit möglich werden künstliche Böden, z. B. Auffüllungen und sonstige Stoffe, z.B. Bauteile, Recyclingstoffe, industrielle Nebenprodukte, Abfall und Böden mit Fremdbestandteilen, nach Abschnitt 2.2 beschrieben und nach Abschnitt 2.3 eingeteilt. Ist dies nicht möglich, werden sie im Hinblick auf ihre Eigenschaften für Erdarbeiten spezifisch beschrieben.“ ➨ Oberboden ist grundsätzlich ein eigener Homogenbereich nach DIN 18320. ➨ Alle (geologischen) Bodenschichten / Baugrundschichten incl. Unterbau- schichten und sonstigen anthropogenen Auffüllungen, die bei Erdarbeiten einen ähnlichen Aufwand verursachen und mit dem gleichen technischen Gerät bearbeitbar sind, sind zu einem Homogenbereich zusammenzufas- sen. Gleiches gilt für Felsschichten. Es dürfen jedoch nicht Boden- und Felsschichten in einen Homogenbereich zusammengefasst werden. ➨ Bei Erdarbeiten können unterschiedliche Festlegungen für das Lösen & Laden sowie für den Wiedereinbau gewählt werden. Es kann aber auch eine durchgehende Einteilung für Lösen, Laden & Wiedereinbauen gewählt werden. Umweltrelevante Inhaltsstoffe / Kontaminationen von Böden verursachen nur dann einen eigenen Homogenbereich, wenn diese Inhaltsstoffe eine Erschwernis (anderes Gerät, zusätzliche Sicherheitsmaßnahmen) verur- sachen. ➨ Die umweltrelevante Abgrenzung von Homogenbereichen ergibt sich zwingend bei einer Änderung des Abfallschlüssels nach AVV bzw. bei einer nachgewiesenen Gefährlichkeit des Ausbaustoffes im Sinne der AVV (Abfallschüssel mit *). ➨ Die unterschiedlichen Verwertungs- bzw. Entsorgungskosten können über Zulagepositionen zur Verwertung bzw. Entsorgung, unabhängig von der erdbautechnischen Leistung, ausgeschrieben und abgerechnet werden.

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5.1 Festlegung der Homogenbereiche Die Baumaßnahme ist der Geotechnischen Kategorie (GK) 2 nach DIN 4020 zuzuordnen.

Tab. 14: Homogenbereichseinteilung für die Erdbaugewerke DIN 18320 und DIN 18300; Pfennigbrücke über die Aller in Celle

Tabelle 15: Homogenbereichseinteilung für die Erdbaugewerke nach DIN 18301, 18304, Pfennigbrücke über die Aller in Celle ➨ Grundlage der Festlegung der Homogenbereiche für die DIN 18300 (Lösen) ist der Einsatz eines Baggers hoher Leistungsklasse (≥ 30 t). ➨ Die Richtigkeit der Homogenbereichsbildung ist in Bezug auf die vorgesehene Bauausführung / den geplanten Maschineneinsatz durch den Ausführungsplaner zu prüfen! ➨ Die räumliche Verbreitung der Homogenbereiche im Untergrund, ist den Baugrundprofilen der Anlage 3 des Geotechnischen Berichtes C-01-2025 zu entnehmen.

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5.2 Kennwerte für Homogenbereiche DIN 18320 - Oberbodenarbeiten

Tabelle 13 Kennwerte für Homogenbereich Boden-A; Pfennigbrücke über die Aller in Celle DIN 18300 – Erdarbeiten (Lösen)

Tabelle 14: Homogenbereiche (Boden) für Erdarbeiten nach DIN 18300 (Lösen); Pfennigbrücke über die Aller in Celle

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DIN 18300 – Erdarbeiten (Einbau)

Tabelle 15: Homogenbereiche für Erdbauarbeiten nach DIN 18300 (Einbau); Pfennigbrücke über die Aller in Celle

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DIN 18301, DIN 18304

Tabelle 16 Kennwerte zur Homogenbereichsbildung für die Schicht S 1 bis S 3 und S 4 Geschiebemergel, Pfennigbrücke über die Aller in Celle

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6. Geotechnische Schlussfolgerungen

6.1 Allgemeine Einschätzung der Baugrundverhältnisse Bei der im Januar 2025 auf Grundlage von Altuntersuchungen durchgeführten Baugrundeinschätzung für den Ersatzneubau der Pfennigbrücke (Fussgänger- / Radfahrerbrücke über die Aller in der Stadt Celle kann der tragfähige Baugrund in Anlehnung an die Allerbrücke am Torplatz im Zuge der B 2 am nördlichen Widerlager nach Durchstoßen der gering tragfähigen Auffüllung und des Schwemmsandes ab ca. d = 6,10 m = 34,00 m NN in der RS 1/07 (Achse B) und am südlichen Widerlager (Achse A) ab 7,30 m = 32,50 m NN in der RS 2/07 festgestellt. Hieraus ergibt sich eine Mächtigkeitszunahme der gering tragfähigen Schichten nach Südwesten und ist bedingt durch den Einfluss des Walzenwehres westlich vom Torplatz. Beim Mittelpfeiler (Achse

1. wurde in der Allermitte in der RS 3/07 die tragfähige Schicht erst ab 4,00 m unter Flusssohle = 31,10 m NN erkundet. Die hydrologischen Verhältnisse werden durch die Wasserführung der Aller mit dem westlich gelegenen Walzenwehr und dem Streichwehr mit Turbinen- kanal der Rathsmühle bestimmt. Der mittlere Wasserstand liegt bei ca. 37,20 m ü. NN bzw. bei ca. 2,80 m unter dem Gelände. Der höchste Wasserstand aus dem Jahr 1889 wird mit HHW = 38,42 m NN angegeben und liegt ca. 1,60 m unter dem Gelände. Die Höhendifferenz der Allersohle vor dem Überfallwehr und dem Auslauf aus dem Turbinenkanal der Rathsmühle beträgt ∆h = 35,35 – 30,74 m NN = 4,61 m. Es kann somit davon ausgegangen werden, dass die lockere Lagerung des Schwemmsandes ab der Allersohle durch die angeschwemmten Flusssedi- mente als Folge der Wasserregulierungsmaßnahmen (Streich- und Walzen- wehr) bedingt ist und die ehemalige Flusssohle erkennen lässt.. Der ausreichend tragfähige, mitteldicht gelagerten Talsand steht bis t = 13,90 m = 23,70 m NN in der BS 1/07 bis 18,00 m = 21,80 m NN in der BS 2/07 an. Damit ergibt sich ebenfalls eine Mächtigkeitszunahme nach Süden. Das Liegende des Talsandes bildet ein Geschiebemergel als Grundwasser- stauer. Nach dem Ergebnis der Drucksondierung DS 2/07 beträgt die Geschiebemergelmächtigkeit > 27,50 m. Grundwasser wurde innerhalb der Talsande bei einer Ordinate von ca. 37,20 m NN angetroffen. Hierbei handelt es um mittlere Wasserständen. Der Wasserspiegel der Aller liegt im gleichen Niveau und kennzeichnet eine enge hydraulische Verbindung. Das HHW der Aller liegt 38,42 m NN und wurde im Jahr 1889 gemessen.

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Die oberflächennahen Auffüllungen (Schicht S 1) und der Schwemmsand (Schicht S 2) sind auf Grund der lockeren bis mitteldichten Lagerung (unterste Grenze) nicht zur Aufnahme der Gründungslasten geeignet, so dass sich Auskofferungen bis max. 6,45 m Tiefe = 33,00 m NN am südlichen Widerlager erforderlich machen würden. Die darunter folgende Schicht Talsand (Schicht S 3) ist zur Aufnahme der zu erwartenden Lasten geeignet. Generell kann in Auswertung der DIN 4094, Tabelle 4.8 für den überwiegend eng gestuften Talsand im Grundwasser von einer Schlagzahl N = 4 als Grenzwert für eine 10u mitteldichte Lagerung und somit als tragfähiger Boden ausgegangen. Damit ergeben sich folgende Ordinaten für die Oberkante des tragfähigen Bodens:

Tab. 17: Ordinaten des tragfähigen Bodens; Pfennigbrücke über die Aller in Celle Bedingt durch den hydraulischen Zusammenhang zwischen dem Grundwasser und dem Wasserspiegel der Aller ergeben sich jedoch bei einer Flachgründung Beeinflussungen der Bautechnologie hinsichtlich erhöhter Aufwendungen zur Wasserhaltung und Baugrubensicherung sowie Tragfähig- keitsabminderungen. Aus diesem Grund wird eine Tiefgründung mittels Spundwand und Bohrpfähle empfohlen.

6.2 Spundwand Die Ableitung der Bauwerkslast in den tragfähigen Talsand könnte im Bereich des nördlichen Auflagers über eine lotrecht belastete Spundwand mit Schneidenlagerung erfolgen. Durch eingelagerte Steine und Gerölle sind Rammschwierigkeiten nicht auszuschließen. Es sollten daher rammgünstige Profile ausgewählt werden.

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Nach den Empfehlungen des Arbeitskreises Ufereinfassungen der Deutschen Gesellschaft für Geotechnik (EAU) können Spundwände ähnlich wie Pfähle lotrecht belastet werden, wenn sie ausreichend tief in den tragfähigen Baugrund einbinden und beim Rammen ausreichend fest werden. Der Beginn der tragfähigen Schicht liegt bei 31,10 m NN (Pfeiler), so dass sich bei einem Spundwandfuß von 30,00 m NN eine Einbindetiefe von t = 1,10 m ergibt. Für die Bemessung der lotrechten Belastung kann eine zulässige Mantelreibung von 25 kN/m2 angesetzt werden. Bei der Mobilisierung der axialen Widerstände ist zu beachten, dass Mantelreibungskräfte bereits nach geringen Relativverschiebungen mobilisiert werden. Der Spitzendruck benötigt dagegen eine größere Verschiebung in der Größenordnung von s = 10 mm – 20 mm. Bei einem dicht gelagerten Sand ist jedoch diese Setzung nicht zu erwarten. Aus diesem Grund sollte der zul. Spitzendruck mit nur 500 kN/m2 angesetzt werden. Am Fußpunkt bindet die Spundwand in den tragfähigen Talsand ein. Bei dem mitteldicht gelagerten nicht bindigen Erdstoff lassen sich die Spundbohlen erfahrungsgemäß so tief einbinden, dass eine Fußstützung erreicht wird, die mindestens für freie Auflagerung ausreicht. Anhaltswerte zur Bestimmung der Korrosion von Stahlspundwänden im Uferbereich geben die EAU im Abschnitt 8.1.10 (E 35). Erfahrungsgemäß ist die Wahrscheinlichkeit der Mulden- und Lochkorrosion als gering sowie der Flächenkorrosion als sehr gering zu bezeichnen. Maßgebend für die Festigkeit einer Spundwand ist die Flächenkorrosion. Mulden- und Lochkorrosion besitzen nur eine untergeordnete Bedeutung. Angenommen wird eine Ausführung der Spundwand in Baustahl (unlegierte Eisen). In den Empfehlungen des Arbeitsausschusses Ufereinfassungen (EAU) wird zum Thema Korrosion (Empfehlung E 35) ausgesagt, dass die Schwächung auf der Erdseite im Allgemeinen so gering ist, dass sie vernachlässigt werden kann. Im Entwurf 1996 wird jedoch darauf verwiesen, dass stark aggressive Böden, wie Humusböden und kohlehaltige Böden von der Oberfläche der Spundwand möglichst fernzuhalten sind. Nach Tabelle 8 (DIN 50 929 T 3) ergibt sich für W = 0 eine Abtragungsrate o

v

bei Flächenkorrosion (beidseitig) von (100a) = 2 x 0,01 = 0,02 mm/a.

Unter Hinweis auf die Empfehlungen des Arbeitsausschusses Ufereinfassun- gen sollte aus wirtschaftlichen Gründen eine Gesamtabtragung infolge Korrosion für eine Lebensdauer von ca. 100 Jahren von insgesamt 2,00 mm (für beidseitige Abtragung) berücksichtigt werden. Weitere Berechnungsansätze liefern die Empfehlungen des Arbeitsausschus- ses Ufereinfassungen (EAU), sowie die Empfehlungen des Arbeitsausschus- ses Baugruben (EAB).

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Im Bereich der Pfeiler wird ein Spundwandkasten mit einer Grundfläche von ca. 2,50 m x 7,00 m empfohlen. Der Spundwandfuß liegt bei 30,00 m NN bzw 4,80 m unter der Allersohle. Bei einem Beginn der tragfähigen Schicht von 31,10 m NN ergibt sich bei einem Spundwandfuß von 30,00 m NN eine Einbindetiefe in den tragfähigen Baugrund von t = 1,10 m. Für die Bemessung der lotrechten Belastung kann eine zulässige Mantelreibung von 25 kN/m2 angesetzt werden. Innerhalb des Spundwandkastens wird unter dem 0,80 m hohen Pfeilerfundament eine 2,00 m starke Unterwasserbetonschicht ange- ordnet. Hieraus ergibt sich eine Auskofferungsordinate von 35,80 m NN – 2,80 m = 33,00 m NN und liegt ca. 1,90 m über dem Talsand. Als Folge der Konsolidierung durch die Betonauflast kann zusätzlich eine Bodenpressung von 200 kN/m2 für den Schwemmsand angesetzt werden. Auf Grund der vorhandenen Bebauung ist die Einbringtechnologie der Spund- bohlen so zu wählen, dass Erschütterungsschäden vermieden werden. Rammhindernisse durch Gerölle in Steingröße und Schwemmholz sind nicht auszuschließen.

6.3 Bohrpfahlgründung nach DIN EN 1536 (DIN 4014)

Zur Vermeidung eines hohen Risikos an Bauwerksschäden der angrenzenden Gebäude wird auf der Nord- und Südseite im Bereich der Seilabspannung bzw. des Widerlagers eine Tiefgründung mittels Bohrpfähle nach DIN EN 1536 für die Zugbeanspruchung empfohlen. Für die Seilabspannung werden 2 Stück Bohrpfähle a’ 350 kN Zugkraft geschätzt. Als Kriterium für den „tragfähigen Boden“ wird für rollige Böden ein Sondierspitzenwiderstand von q > 10 MN/m² gefordert. Nach DIN 4094 kann s für Schwere Rammsondierungen (DPH) in grobkörnigen Böden mit weniger als 10% Körnern größer als 20 mm Durchmesser näherungsweise angenommen werden: q [MN/m²] = N s 10 Nach dem Ergebnis der durchgeführten Baugrunduntersuchung kann der Beginn der tragfähigen Schicht auf der Nordseite bei bei einer Ordinate von t = 3,75 m unter GOK = 35,70 m NN geschätzt. Da keine Probebelastungen vorliegen; jedoch Erfahrungswerte für die Trag- fähigkeit des mitteldicht Talsandes bei ähnlichen geologischen Verhältnissen bestehen, wird für die Ermittlung der zulässigen Pfahllasten die DIN 4014 zugrunde gelegt Bei der Ausbildung von Bohrpfählen gemäß DIN 4014 ist zu beachten, dass diese nur verrohrt hergestellt werden dürfen. Im Zuge der Pfahlherstellung sind die erbohrten Schichten zu dokumentieren.

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Die Pfähle müssen mindestens t = 3,00 m in eine tragfähige Schicht einbinden. Laut DIN 4014 entspricht dies einem Spitzendruck von q = 10 s MN/m² bei nichtbindigem Boden. In Anhängigkeit des Spitzendruckes von q = 7,5 MN/m² ab 2,40 m = 37,00 m s NN bis 6,45 m = 33,00 m NN (Südseite) für den Schwemmsand und q = 15 s MN/m² ab 6,45 m ergeben sich nach Tabelle 5.12 der EA Pfähle für den mitteldicht gelagerten Talsand folgende Erfahrungswerte für die charakteristischen Pfahlmantelreibung q : s1,k

Tab. 18: Bruchwerte der Mantelreibung, Pfennigbrücke über die Aller in Celle Gemäß EA Pfähle, Tabelle 5.12, können in Abhängigkeit des Spitzen- widerstandes der Drucksonde von q = 15 MN/m2 mit dem folgenden c Erfahrungswert an der unteren Grenze für den charakteristischen Pfahl- spitzenwiderstand q angesetzt werden: b,k

Tab. 19 zul. Pfahlspitzenwiderstand, Pfennigbrücke über die Aller in Celle Auf mögliche Bohrhindernisse in Form von Steinen und Blöcken (Findlinge) innerhalb der Sande wird explizit verwiesen. Die Sande sind wasserführend. Das Bohrverfahren ist den Baugrundver- hältnissen anzupassen. Nicht verrohrte Bohrungen sind nicht zulässig. Die Bettungsmoduln der Baugrundschichten dürfen zur Ermittlung der Biegemomente gem. DIN 4014 überschlägig mit k » E / D berechnet werden. s S E Steifemodul nach Tabelle 21 S D Pfahlschaftdurchmesser = 1,0 m Der Anwendungsbereich der o. Gleichung wird bei einem Höchstwert der Horizontalverschiebung von y = 2 cm begrenzt. Danach kann für die horizontale Bettung die Bettungsmoduln wie folgt angenommen werden: Schwemmsand von 36,00 bis 33,00 m NN k = 20 MN/m3 s Talsand von 33,00 bis 32,00 m NN k = 40 MN/m3 s von 32,00 bis 28,00 m NN k = 80 MN/m3 s

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6.4 Flachgründung

Im Bereich der Pfeiler wird ein Spundwandkasten mit einer Grundfläche von ca. 2,50 m x 7,00 m empfohlen. Der Spundwandfuß liegt bei 30,00 m NN bzw 4,80 m unter der Allersohle. Bei einem Beginn der tragfähigen Schicht von 31,10 m NN ergibt sich bei einem Spundwandfuß von 30,00 m NN eine Einbindetiefe in den tragfähigen Baugrund von t = 1,10 m. Für die Bemessung der lotrechten Belastung kann eine zulässige Mantelreibung von 25 kN/m2 angesetzt werden. Innerhalb des Spundwandkastens wird unter dem 0,80 m hohen Pfeilerfundament eine 2,00 m starke Unterwasserbetonschicht ange- ordnet. Hieraus ergibt sich eine Auskofferungsordinate von 35,80 m NN – 2,80 m = 33,00 m NN und liegt ca. 1,90 m über dem Talsand. Als Folge der Konsolidierung durch die Betonauflast kann zusätzlich eine Bodenpressung von 200 kN/m2 für den Schwemmsand angesetzt werden. Zur Ausführung der Flachgründung ist die Baugrube wasserdicht zu umspunden. Zur Vermeidung eines hydraulischen Grundbruches macht sich eine Unterwasserbetonsohle erforderlich. Die Notwendigkeit einer Aussteifung oder rückwärtigen Verankerung ergibt sich aus den konkreten erdstatischen Erfordernissen. Während der Bauausführung wird ein bemessungswirksamer Wasserstand von 37,50 m NN angenommen und entspricht einem erhöhten mittleren Wasserstand. Die Spundwandkästen verbleiben als verlorene Schalung sowie als Unterströmungsschutz im Boden und werden im Bereich der neuen Allersohle gekürzt. Durch die behinderte Seitendehnung ergibt sich somit ein besonders gutes Trag- und Setzungsverhalten der Flachgründung. Auf mögliche Rammhindernisse in Form von Schwemmholz und Steinen wird verwiesen. Die Vibrationsfrequenz der Spundbohlen ist auf den anstehenden Boden und die benachbarten flach gegründete Gebäude anzupassen. Bei der Variante Schrägseilbrücke wäre eine Spundwandgründung mit Schneidenlagerung für das südliche Auflagerfundament, ein Spundwandka- sten für den Pylonpfeiler sowie Tiefgründung mittels Bohrpfähle für die Seilabspannung auf der Nordseite im mitteldicht gelagerten Talsand denkbar.

6.5. Tragfähigkeit und Setzungen Für die Flachgründung auf Streifenfundamente im Spundwandkasten können die zulässigen Sohlnormalspannungen in Abhängigkeit von der Fundament- breite der Tabelle 20 entnommen werden. Die Werte gelten für lotrecht mittige Lasteintragung. Die angegebenen Sohlpressungen wurden in Anlehnung an die DIN 4017 / 4019 bei einer Gründung im Talsand ermittelt.

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Tab.20: zulässige Bodenpressungen, Pfennigbrücke über die Aller in Celle Es sind die Ausführungen der DIN 1054, Abschnitt 4 zu beachten. Für außermittigen Lastangriff ist die Fundamentaufstandsfläche auf die Teilfläche A' zu verkleinern, deren Schwerpunkt der Lastangriffspunkt ist. Die zu erwartenden Setzungen liegen in der Größenordnung von s £ 1,0 cm. Die Setzungsunterschiede zwischen den Widerlagern werden mit D s £ 1,0 cm angegeben.

6.6 Berechnungsgrundlagen Grundlage für die erdstatischen Berechnungen bilden die nachfolgenden Kennwerte, die auf der Grundlage der Feld- und Laboruntersuchungen ermittelt wurden.

++ zur Tiefe zunehmend nach EST = ES*(1+0,25t)

Tab. 21: Erdstatische Kennwerte; Pfennigbrücke über die Aller in Celle

6.7. Nachbarsicherung Im direkten Umfeld des Bauwerkes (Südseite) befinden sich ein- und mehrgeschossige flach gegründete Gebäude. Im Zuge der Umschließung der Baugrube sind daher Schädigungen der Bauwerke zu verhindern.

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7. Bautechnische Hinweise

Es sind die Festlegungen der DIN 4124 und DIN 18300 zu beachten. Dabei ist innerhalb des nichtbindigen Materials ein Böschungswinkel von 45° einzuhal- ten. Der überwiegend sandige Aushub mit schwankendem Feinkornanteil und Durchwurzelung ist zur Bauwerkshinterfüllung nicht geeignet. Die Verdicht- barkeitsklassen sind der Tabelle 21 zu entnehmen. Die entsprechenden Bodengruppen für die Verlegung von Rohrleitungen können ebenfalls der Tabelle 21 entnommen werden. Allgemein wird auf die Ausführungen der ZTVA - StB 12, der ZTVE - StB 17 und des ATV A 127 verwiesen. Die Bestimmung der zulässigen Verdichtungs- geräte hat gemäß dem ATV A 139 sowie der ZTVA -StB 12 zu erfolgen.

8. Umweltrelevante Untersuchungen Die entnommenen Bodenproben aus dem Bereich der Maßnahme Torplatz wurden organoleptisch untersucht. Hierbei ergab sich in keiner Probe ein Verdacht auf eine Kontamination. Der Bodenaushub besteht aus einem aufge- füllten grauen, schwach schluffigen Sand mit Bauschuttanteil < 10 %. Nach DIN 18196 wird der rollige Boden in die Bodengruppe SU und SE eingestuft. Aus dem Vergleich der Analysenwerte mit den entsprechenden LAGA - Zuordnungswerten ist ersichtlich, dass die Proben 2 und 3 durch den Gehalt an Blei mit 1153 mg/kg bzw. 717 mg/kg im Feststoff bzw. 208 µg/l im Eluat belastet im Sinne der LAGA einzustufen ist. Die Z2-Werte sind für den untersuchten Parameter Blei überschritten. Damit ergibt sich eine Einbauklasse Z2, das heißt, ein Einbau ist nicht möglich, so dass der Aushub auf eine entsprechend zugelassene Deponie zu verbringen ist.

Tab. 15: Zuordnung der Bodenmischproben nach LAGA Nach der neuen Ersatzbaustoffverordnung (EBV) würde sich folgende Ein- stufung ergeben: Einstufung der MP 2 und 3 Bodenmaterial nach EBV Das rollige Material der MP 2 und MP 3 weist eine erhöhte Belastung im Fest- stoff bei Blei mit 1.153 mg/kg > 700 mg/kg und im Eluat mit 206 µg/l > 90 µg/l auf. Der Ersatzbaustoff kann am Standort nicht wieder verwendet werden. (cid:1) Materialklasse nach EBV (2021): >BM-F3

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