T
Ministerie
van Verkeer
en Waterstaat
Directoraat-Generaal Rijkswaterstaat
~
Bouwdienst
Rijkswaterstaat
Droge infrastructuur Afdeling
Tunnelbouw
Samenvatting ontwerpberekeningen geboorde gedeelte Tweede Heinenoordtunnel
_-
-_. .
.
N
:J:
YB
Y1 N
:J:
'
.. .
Y3
'
---_._~ '
.
m
:J:
.. •.
. . . . .. .• •.
datum documentnr. opsteller bron
status
..
"
.
....
november 1996 1933-T-963116 ir Arjan van der Put Tunnelcombinatie Heinenoord bestaande uit: Ballast Nedam Beton & Waterbouw b.v. Hollandse Beton & Waterbouw b.v. Van Hattum en Blankevoort b.v. en Wayss & Freytag ag. definitief
Voorwoord
Beste lezer,
Dit rapport is een uitbreiding en voltooiing van het concept rapport "Standaard berekeningen Boortunnel Heinenoord" van juli 1994. De ontwerpberekeningen van de eerste geboorde tunnel in Nederland, de Tweede Heinenoordtunnel, zijn in dit rapport samengevat. In ontwerpfase zijn de berekeningen uitgevoerd door het bouwteam Tweede Heinenoordtunnel waarin de Bouwdienst Rijkswaterstaat en de Tunnelcombinatie Heinenoord (TCH) deelnemen. Men moet zich goed bedenken dat dit rapport slechts de ontwerpmethoden weergeeft zoals die voor de eerste geboorde tunnel in Nederland zijn toegepast. Door proefnemingen en ervaringen kunnen in de toekomst misschien andere methoden worden toegepast. Aan de totstandkoming van dit rapport hebben de volgende mensen meegeholpen: Michel Langhout (beschrijving tapse ringen en toleranties §3.3.4 en §3.3.5), Harry Dekker (beschrijving grondonderzoek hoofdstuk 4), Eelco Negen (beschrijving 3-dimensionale raamwerkberekening §6.3.3) en in het bijzonder de heer Gürkan die het geduld en de moeite iedere keer nam om de boortunnelberekeningen toe te lichten.
Met vriendelijke groet, Arjan van der Put
Samenvatting
berekeningen
Tweede
Heinenoordtunnel
november
1996
Inhoudsopgave Voorwoord
iii
Inhoudsopgave
v
Verklaring gebruikte afkortingen en termen
vii
Inleiding
.
1.1
Algemeen
.
1.2
Doel rapport
.
1.3
Overzicht ontwerpberekeningen boorgedeelteTweede Heinenoordtunnel
.
2
Ontwerp-aspectenboorgedeelte Tweede Heinenoordtunnel . . . . . . . . . . . . . . . . ..
3
2.1
Algemeen
3
2.2
Randvoorwaardenen uitgangspunten
3
2.3
Programmavan eisen
3
2.4
Berekeningstechnischeaannamen. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . ..
4
3
Korte beschrijving boortunnelontwerp
5
3.1
Algemeen
5
3.2
Diepteligging boortunnel . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . ..
5
3.3
Liningontwerp
5
3.3.1
Algemeen
5
3.3.2
Aantal en dikte van de segmentenin de tunnelring
5
3.3.3
Boutverbindingen
3.3.4
Links-,rechts-en parallelringen
8
3.3.5
Liningtoleranties
9
3.3.6
Voegprofielen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . ..
10
4
Bepalinggrondparametersen waterstanden ...
13
4.1
Algemeen
4.2
Het uitgevoerdegrondonderzoek . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . ..
13
4.3
De adviseringvan de aan te houden grondparameters
13
4.4
De maatgevendedoorsnedenvoor de verschillende berekeningen
16
Samenvatting
berekeningen
Tweede
Heinenoordtunnel
. . . . . . . . ..
. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . ..
,.................................
6
13
novemb<'< 1996
Opdrijf- en graaffrontstabiliteitsberekeningen geboorde tunneldeel Tweede Heinenoordtunnel . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . ..
17
5.1
Algemeen
17
5.2
De opdrijfberekening
17
5.3
Berekening graaffrontstabiliteit . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . ..
18
5.3.1
Algemeen
18
5.3.2
Het horizontale evenwicht van de steundrukberekening . . . . . . . . . . . . . . . . . . . ..
18
5.3.3
Het verticale evenwicht van de steundrukberekening (blow out-berekening)
5.4
De opbreekberekening
6
De liningberekening
6.1
Algemeen
25
6.2
Probleemverkenning liningberekening
25
6.3
Mechanicamodellen liningberekening Tweede Heinenoordtunnel
6.3.1
Algemeen
26
6.3.2
liningschematisatie voorontwerp
27
6.3.3
liningschematisatie definitief ontwerp . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . ..
30
6.4
Schematisatie van de beddingswaarden . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . ..
32
6.5
Belastingen
34
6.5.1
Algemeen
34
6.5.2
Belastingschematisatie Schulze Duddeck-model . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . ..
34
6.5.2.1
Algemeen
34
6.5.2.2
Aannamen en uitgangspunten
35
6.5.2.3
Belastingformules
35
6.5.3
Belastingsgevallen
6.6
Overzicht veiligheden liningberekening Tweede Heinenoordtunnel . . . . . . . . . . . ..
40
7
Resultaten
41
7.1
Gekozen liningontwerp
7.2
Wapening
5
5.lmen\/ilning
berekeningl!f1
Tweede
22 , 25
. . . ..
26
, 36
, 41 ö
Heinenoordtunnel
, 20
•••••••••••••••••••••
,
41
november
1996
Literatuurlijst . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . ..
44
Bijlagen
Bijlage 1
Het ruimtelijk steundrukmodel volgens Jancsecz
Bijlage 2
Voorbeeld opdrijfberekening
Bijlage 3
Voorbeeld steundrukberekening en blowoutberekening
Bijlage 4
Formule-afleiding en voorbeeld opbreekberekening
Verklaring gebruikte afkortingen en termen
TBM
tunnelboormachine
ringvoeg langsvoeg voegprofiel
voeg tussen twee aanliggende tunnelringen voeg tussen twee aanliggende segmentstenen in dezelfde tunnelring rubber afsluitvoeg tussen de segmentstenen t.b.v. de waterdichtheid tunnellining betonnen segment uit de tunnel ring een boortunnel is in langsrichting opgebouwd uit ringen van beton de betonnen tunnelomhulling tunnellining
segmentsteen tunnelring tunnellining tunnel mantel
Samenvaning berekeningen Tweede Heinenoordtunnel
van de
november
1996
1
Inleiding
1.1
Algemeen
Ten behoeve van de capaciteitsuitbreiding van de A29 worden de langzaam verkeer stroken uit de bestaande Heinenoordtunnel verwijderd. Het langzaam verkeer zal door een nog aan te leggen Tweede Heinenoordtunnel worden geleid. Deze Tweede Heinenoordtunnel wordt naast de bestaande Heinenoordtunnel aangelegd. In 1989 is voor de Tweede Heinenoordtunnel een aanbieding gevraagd door de Bouwdienst Rijkswaterstaat. Vanwege geldgebrek is het project toen echter uitgesteld. In 1993 is de Tweede Heinenoordtunnel echter aangewezen als praktijkproject voor een geboorde tunnel en is er geld vrijgemaakt om het project uit te voeren. Het ontwerp van de Tweede Heinenoordtunnel is uitgewerkt in projectteamverband. In dit projectteam nemen de participanten van de Tunnelcombinatie Heinenoord (TCH) en de Bouwdienst Rijkswaterstaat deel. De TCH bestaat uit de volgende combinanten: Ballast Nedam Beton en Waterbouw, Wayss & Freytag, van Hattum & Blankevoort, de Hollandsche Beton & Waterbouw. Voordat met het boortunnelontwerp is begonnen, zijn in samenwerking met het bouwteam door Grondmechanica Delft (GD) en Erdbouwlaboratorium Essen (ELE) rekenregels opgesteld voor het ontwerp van de boortunnel. Aan de hand van deze rekenregels heeft de TCH een ontwerp voorgesteld dat door de Bouwdienst als geheel en door GD en ELEop bepaalde elementen is beoordeeld. Om een algemene indruk van de Tweede Heinenoordtunnel te krijgen is in figuur 1.1 het bovenaanzicht en het langsprofiel van de tunnel weergegeven.
1.2
Doel rapport
De Tweede Heinenoordtunnel is een praktijkproject voor een geboorde tunnel in Nederland. Het doel van dit project is om met de boortunneltechniek in Nederland ervaring op te doen. Voor het ontwerp van de boortunnel Heinenoord zijn een aantal berekeningen gemaakt die specifiek voor boortunnels gelden. Dit rapport heeft als doel verspreiding van kennis ten aanzien van de ontwerpberekeningen van de boortunnel Heinenoord aangezien er in het algemeen in Nederland weinig bekend is over de rekenmethodes van boortunnels. In dit rapport worden de architectonische en afbouw-aspecten van de Tweede Heinenoordtunnel niet behandeld.
1.3
Overzicht ontwerpberekeningen boorgedeelte Tweede Heinenoordtunnel
Voor de uitvoering van de Tweede Heinenoordtunnel als boortunnel is gekozen voor een tunnelboormachine (TBM) van het type Hydroschild. Voor de afwegingen van deze keuze wordt naar rapport "Keuze tunnelboormachine Heinenoord (LVTH-D-94005)" van J.L. van der Put verwezen. Deze keuze houdt in dat het graaffront met een vloeistofdruk of in incidentele gevallen met luchtdruk wordt gesteund hetgeen verschillende belastingsgevallen tot gevolg heeft waarvan de graaffrontstabiliteit dient te worden berekend. De ontwerpberekeningen voor de Tweede Heinenoordtunnel in de maatgevende doorsneden bestaan uit: berekeningen ten behoeve van de bepaling van het alignement; opdrijfberekeningen; berekeningen t.b.v. de graaffrontstabiliteit; liningberekeningen. In dit rapport worden eerst de ontwerp-aspecten van de boortunnel beschreven waarna vervolgens verder wordt ingegaan op de verschillende ontwerpberekeningen.
Samenvatting
bereken ingen Tweede
Heinenoordtunnel
november
1996
I ~.
~
!
~
~
~
!l. !l.
~. i •.
='
:.
ti-
...
L~ ~i J. J. J.
.
I.
...
~
L~
~. ~
0
I I
h
L;.
...
J.
L~ <J
0
:>
0
i
i
,. :
:;; o o
I
I
. .
i
I, I
; ;.
I
I
~ ;.
;.
,.
Lh••
~. ••
)
•. ~. . •• ~.
/
•• ~ ~
~. ,::,.
~
~ Samenvaning
berekeningen
figuur 2.1 i
Tweede
~
Heinenoordtunnel
november
1996
2
Ontwerp-aspecten boorgedeelte Tweede Heinenoordtunnel
2.1
Algemeen
In dit hoofdstuk worden de algemene randvoorwaarden, uitgangspunten, eisen en aannamen vermeld die van belang zijn geweest voor het ontwerp van het geboorde tunneldeel van de Tweede Heinenoordtunnel.
2.2 a
b
c d
Randvoorwaarden en uitgangspunten Grondgesteldheid en grondwaterstand. Om de grondgesteldheid te bepalen is er een grondonderzoek uitgevoerd dat heeft geresulteerd in de grondparameters en een geotechnisch profiel zie figuur 2.1 . De grondparameters, de grondwaterspiegelfluctuaties en de eventuele wateroverspanningen zijn van essentieel belang voor een boortunnelontwerp. In hoofdstuk 4 wordt het grondonderzoek van de Tweede Heinenoordtunnel om deze redenen nader beschreven; Waterstanden in de rivier de Oude Maas. De waterstanden in de rivier de Oude Maas staan indirect in verbinding met de diepere zandlagen waarin de boortunnel wordt geboord. De boortunnel wordt gerealiseerd met een Hydro-schild; Het profiel van vrije ruimte.
2.3
Programma van eisen
In het programma van eisen is in dit rapport een verdeling gemaakt naar algemene eisen en eisen die in de bouwfase en gebruiksfase worden gesteld aan de boortunnel. De algemene eisen zijn: a de opdrijf-eis de boortunnel moet niet opdrijven. In paragraaf 5.2 wordt de opdrijfberekening behandeld; de grond boven de boortunnel moet bij hoogovale vervorming niet opbreb opbreek-eis ken. In paragraaf 5.4 wordt de opbreekberekening behandeld; de lining moet de heersende grond- en waterdrukken en de veranderlijke sterkte-eisen c belastingen met een vereiste veiligheid kunnen weerstaan; milieuklasse Sb, B45, wapeningsstaal FebSOO; d beton-eisen de lining moet voldoende waterdicht zijn. In paragraaf 6.6 wordt dit verder e waterdichtheid behandeld; een maximale zetting van 6 cm; maaiveldzetting f de tolerantie in het profiel van vrije ruimte is 10 cm t.o.v. de straal; g tracétolerantie 60 minuten brand volgens de standaard brandkromme. h brandeis De eisen in de bouwfase zijn: a graaffrontstabiliteit voor de verschillende graafondersteuningbelastingsgevallen dient het graaffront stabiel te zijn. In paragraaf 5.3 wordt de berekening van de graaffrontstabiIiteit behandeld; b belastingsgevallen grond- en waterdrukken, vijzelkrachten van TBM op lining, etc. In paragraaf 6.5 worden deze belastingen verder behandeld. De eisen in de gebruiksfase zijn: belastingsgevallen grond- en waterdrukken. In hoofdstuk 4 worden deze belastingen verder behandeld.
Samenvatting
berekeningen
Tweede
Heinenoordtunnel
november
1996
2.4
Berekeningstechnische aannamen
Voor het boortunnelontwerp
van de Tweede
Heinenoordtunnel
zijn een aantal aannamen
gedaan.
1 Aannamen in de opdrijfberekening Voor de neerwaartse kracht op de tunnel wordt alleen de grondmoot recht boven de tunnel en worden de wrijvingskrachten niet in rekening gebracht, zie paragraaf 5.2.
genomen
l.
Aannamen in de graaffrontstabiliteitsberekeningen zijn: In de literatuur zijn verschillende methoden vermeld die de graaffrontstabiliteit beschrijven. Tweede Heinenoordtunnelproject is voor het model lansecz gekozen. In bijlage I is een algemene beschrijving van het ruimtelijke steundrukmodel volgens gegeven.
Voor het Jancsecz
J.
Aannamen in het liningontwerp zijn: Er is geen onderlinge beïnvloeding van tunnelbuizen als de boortunnelbuizen meer dan 0.50 uit elkaar liggen; bEen langsberekening van het boortunneldeel (een zgn.liggerberekening) is niet nodig omdat: * onder de tunnelvoet bevinden zich geen cohesieve lagen die door ontgraving kunnen zwellen; * ophogingen op het maaiveld leiden door het ontbreken van bovengenoemde lagen niet tot noemenswaardige zettingen; * bovendien geldt er dat door de velen scharnieren in de tunnellining (de ringvoegen om de 1,5 meter) de tunnel zich goed kan aanpassen aan de grondvervormingen zodat niet met noemenswaardige dwarskrachten in de ringvoegen hoeft te worden gerekend. Ook zijn er geen plaatselijke hoge bodemspanningen ten gevolge van grondophogingen e.d. of plotselinge overgangen in langsrichting in de verschillende bodemlagen * de opdrijfkracht van het water groter is dan het eigen gewicht van de tunnel en de verkeersbelasting waardoor in de buis in langsrichting nauwelijks dwarskrachten worden geïntroduceerd door eventuele zakking. c Relaxatie van de grout t.g.v. krimp en kruip wordt verwaarloosd omdat: * de grout wordt geïnjecteerd in een met water verzadigde grond. Krimp t.g.v. uitdroging treedt dus niet op. Een verandering van de E- en K-waarden van de grond door kruip van de grout is te verwaarlozen. d Voor de opvulling van de tunnelvoet tot het rijvloerniveau kan ballastzand worden gebruikt i.p.v. ballastbeton omdat de opvulling niet de functie van een buigtrekligger hoeft te vervullen t.b.v. van de ringstabiliteitproblemen; e Verwaarlozing van het restant van de vijzelkracht in langsrichting van de tunnel. Tijdens het boren van de tunnel zet de TBM zich door middel van vijzels op de lining af echter tijdens de bouw van de ring worden de vijzels ter plaatse weer teruggetrokken. Door dit proces van belasten-ontlasten-belasten etc. komt circa 10 à 20% van de totale vijzel kracht als voorspanning in lengterichting van de tunnel terecht. Voor het ontwerp van de Tweede Heinenoordtunnel is er niet gerekend met deze "voorspanning". Er is vanuit gegaan dat de ringen naast elkaar blijven liggen en de voegen niet open kunnen gaan staan door verplaatsing van de ringen in lengterichting. De verbinding van de tunnelbuis met de starre schacht vindt pas na een jaar plaats waardoor eventuele zettingen van de buis kunnen worden opgevangen en de verbinding tunnelbuisschacht vrijwel spanningsvrij kan worden uitgevoerd. Verwaarlozing van de temperatuurbelastingen van de tunnellining. a
Samenvatting
berekeningen
Tweede Heinenoordtunnel
4
november
1996
3
Korte beschrijving boortunnelontwerp
3.1
Algemeen
Het boortunnelontwerp kan grofweg worden gesplitst in: a de bepaling van het profiel van vrije ruimte; b de bepaling van het horizontale en verticale tracé; c de bepaling van het lining-, architectonische en E&M-ontwerp. Vanwege het feit dat al deze aspecten m.u.v. het liningontwerp geheel anders zijn voor verschillende boortunnels wordt in dit rapport het liningontwerp nadere aandacht gegeven. In dit hoofdstuk worden de bepaling van de diepteligging en de bepaling van het liningontwerp in het kort beschreven waarna deze punten in hoofdstuk 6 nader worden toegelicht.
3.2
Diepteligging boortunnel
In het algemeen geldt de vuistregel dat de gronddekking boven de tunnel één maal de diameter van de tunnel moet zijn om de volgende drie gevallen af te dekken. a gedurende de bouw- en gebruiksfase van de tunnel moet de opwaartse kracht t.g.v. van het water gebalanceerd worden door de neerwaartse krachten (grond en wrijving). Kort gezegd de tunnel mag niet opdrijven; b gedurende de bouwfase moet het graaffront stabiel zijn en moet er de mogelijkheid zijn het graaffront (deels) te kunnen betreden voor onderhoud of tijdens calamiteiten. De grond- en waterdruk moeten evenwicht maken met de luchtdruk in de graafkamer. In dit geval mag er geen blow-out optreden; c bij hoog-ovale vervorming (vervorming als een staande ovaal) van de tunnel dient de grond boven de tunnel niet als een wig eruit gedrukt te worden. De tunnel mag niet opbreken.
3.3
Liningontwerp
3.3.1
Algemeen
Er zijn grofweg twee typen liningsystemen voor boortunnels namelijk meerwandige en enkelwandige liningsystemen. Bij meerwandige liningsystemen wordt binnen de eerst aangebrachte lining nog een permanente waterdichte lining aangebracht. Een enkelwandig liningsysteem bestaat slecht uit één wand die zowel grond- als waterkerend is. Liningsystemen kunnen gemaakt worden uit gietijzer, staal en gewapend beton en kunnen worden opgebouwd uit één geheel of uit verschillende segmenten. Voor de Tweede Heinenoordtunnel is gekozen voor een enkelwandig Iiningsysteem van beton bestaande uit verschillende segmentstenen. De reden hiervan zal in dit hoofdstuk duidelijk worden.
3.3.2
Aantal en dikte van de segmenten
Voor het liningontwerp tunnel ring. Vervolgens De Als De a
in de tunnelring
is eerst een schatting gemaakt van de dikte en het aantal segmentstenen is met nadere berekeningen het definitieve liningontwerp vastgesteld.
in de
dikte van segmentstenen vuistregel wordt vaak 1/10 van de straal voor het bepalen van de segmentdikte genomen. dikte van segmentstenen wordt voornamelijk bepaald door: de belasting in gebruiks- en uitvoeringsfase met name: * ontgravingen en ophogingen op het maaiveld boven de tunnel; * asymmetrische belastingen gedurende de verschillende levensfasen van de tunnel; * de belastingen t.g.v. de segmentverplaatsing tijdens de bouwfase.
Samenvatting
berekeningen
Tweede
Heinenoordtunnel
5
november
1996
b c d e
de ruimte ten behoeve van de detaillering van de wapening, de langsvoegen en de ringvoegen; de minimum dekking; de afmetingen van het rubberprofiel; de kostenbeschouwing: dikkere segmenten geven minder wapening, echter een grotere diameter en diepere schachten. Vanwege het grotendeels ontbreken van belastingen onder a genoemd en het kunnen toepassen van een geringe dekking (35mm) is er voor het liningontwerp van de Tweede Heinenoordtunnel gekozen voor segmentstenenmet een dikte van 35 cm. Het aantal segmentstenen Het aantal segmentstenen in de tunnelring is een zaak van optimalisering en wordt voornamelijk bepaald door: a economie: des te minder segmenten des te minder bekistingsmallen, transporthandelingen, etc.; b tolerantie: indien een tunnelring uit veel segmentstenen wordt opgebouwd kan de uitvoeringsnauwkeurigheid groter zijn omdat het ringsysteem flexibeler is om montage- en fabrieksfouten te corrigeren. Echter bij teveel stenen in een ring wordt de tolerantie van de gehele ring ongunstig. Aangezien er slechts een bepaalde tolerantie haalbaar is moet hiermee voor de bepaling van het aantal segmentstenen in een tunnelring rekening worden gehouden. De haalbare tolerantie is afhankelijk van de vormvastheid van de bekistingsmallen; c statische berekening: indien de koppelkrachten tussen twee ringen te groot worden moeten er meer koppelstaven worden toegepast. Het aantal koppelstaven per segment is beperkt zodat deze berekening bepalend kan zijn voor het aantal segmenten in een ring. Voor het liningontwerp van de Tweede Heinenoordtunnel is gekozen voor een tunnelring bestaande uit zeven segmentstenenen een sluitsteen.
3.3.3
Boutverbindingen
In de bouwfase van de boortunnel wordt na het plaatsen van een segment in de ring het segment vastgebout aan de voorgaande ring m.b.v.langsbouten en de naastliggende segmenten m.b.v. dwarsbouten. Deze boutverbindingen zorgen ervoor dat de segmenten niet uit de ring kunnen vallen in de bouwfase. Voor de Tweede Heinenoordtunnel zijn de boutverbindingen van tijdelijke aard. Ongeveer 50 meter achter de TBM worden de bouten verwijderd en opnieuw gebruikt. Als de TBM is gepasseerd is de injectiemortel verhard en zijn er nauwelijks ontspanningen meer mogelijk. Overigens wordt over de afstand van 50 meter de "voorspankracht" in langsrichting, veroorzaakt door de vijzel krachten, overgenomen door de wrijvingskracht langs de tunnelomtrek. In andere projecten worden soms wel definitieve boutverbindingen toegepast om bijvoorbeeld de ringstabiliteit te vergroten door trekspanningen op te nemen of omdat het uitvoeringstechnisch goedkoper is de bouten te laten zitten. Bij definitieve boutverbindingen moeten de bouten worden verzinkt vanwege het gevaar van afspringen van beton bij roesten van de bouten of om esthetische redenen. Er kunnen twee soorten bouten worden toegepast, namelijk rechte en kromme bouten. De afweging om een van beide toe te passen is afhankelijk van de kromming van de segmenten (de tunneldiameter) en hiermee de realiseerbare grootte van de cassette (kleine tunneldiameters hebben een sterke kromming waardoor er gekromde bouten moeten worden toegepast). De boutverbinding wordt voorzien van een boutring en een schotelveer. De schotelveer kan worden uitgevoerd als wig waardoor er een voorspanningsreserve is of als veer waarbij deze de spanning van de bout onder de boutkop verdeelt. Zowel het wig- als veerprincipe hebben tot doel de bout onder spanning te houden. Op de contactvlakken in de ringvoeg wordt kaubit aangebracht, zie figuren 3.1.
Samenvatting
berekeningen
Tweede
Heinenoordtunnel
6
november
1996
..
_.~_
-;; _ _~ I
tJ
•.
..
~
..
..
_
(3 .
..
..
t
BINNENAANZI(HT
AANZICHT SEGMENT 'A" IN BOORRICHTING
1 - Kaubit
,,
10
I.'"
•
-., I
I
I I I I I
I
-
__
A5I[YUTI'1H6 • A5 UlJSPARlllli
I I I
.-or
== figuren 3.1
Samenvatting
berekeningen
Tweede
Heinenoordlunnel
7
\\\ - Kaubit
november
1996
Kaubit heeft als doel het eerstecontact tussen twee naast elkaar liggende ringen te verzorgen op het moment dat de TBM zich met zijn vijzels tegen de tunnelring afzet. De kaubitplaatjes verdelen de vijzel krachten zoveel mogelijk gelijkmatig over het liningoppervlak en voorkomen piekspanningen. Kaubit reageerteerstelastischen vervolgens plastisch. Voor de sluitsteen is naast een boutverbinding ook een hol-dolverbinding nodig omdat anders de sluitsteentijdens de ringbouwfase naar beneden zou vallen. Voor de sluitsteen kan worden gekozen uit een sluitsteen met wel of niet radiaal gerichte zijkanten. Bij een sluitsteen met radiaal gerichte zijkanten moet de steen over de hele breedte van de steen naar voren worden geschovenom in de ring te kunnen worden geplaatst.Voor een niet radiaal gerichte (vlakke) zijkant geldt dit niet en heeft de sluitsteen minder breedte nodig om in de ring te kunnen worden geplaatst.
3.3.4
Links-,rechts en parallelringen
Algemeen Het alignement van de tunnel heeft zowel in het horizontale als verticale vlak boogstralen met een verschillende straal (450m < R < 4500m). In eerste instantie moet de TBM het alignement volgen, in tweede instantie moet de tunnelwand de TBM volgen. Om dit mogelijk te maken moet de tunnelwand derhalve ook bochten kunnen volgen. Dit wordt mogelijk gemaakt door het gebruik van tapse ringen. Type ringen Er zijn verschillende combinaties van typen tapse ringen mogelijk. De voor- en nadelen zullen navolgend kort worden besproken. 1) Alleen linkse of rechtseringen voordelen Geen mogelijkheid tot inbouwen verkeerd type ring; Eenvoudigelogistiek; nadelen Een groot aantal ringen (circa de helft) moet worden ingebouwd met de sluitsteenop of onder de tunnelas. Het toepassenvan een type ring waarbij de sluitsteen voor de helft van het aantal ringen aan de onderzijde van de tunnel moet komen is niet gewenst. Normaal gesproken wordt de ring van onder naar boven opgebouwd en wordt de sluitsteen als laatstegeplaatst. Een segment wordt op deze wijze altijd aan de onderzijde gesteund hetgeen het nauwkeurig kunnen bouwen van een ring en de veiligheid tijdens de werkzaamheden ten goede komt. Aangezien de sluitsteen als laatsteonderin wordt ingebouwd, wordt aan veiligheid en nauwkeurigheid ingeboet. Derhalve is deze oplossing afgevallen. 2)
Linkse en rechtseringen voordelen Beperkt aantal type ringen met hieraan verbonden de voordelen van een eenvoudige logistiek, opslag en geringe kans op fouten; Sluitsteenaltijd boven; nadelen In theorie is het, bij een recht gedeelte van het alignement, minder perfect mogelijk om het alignement te volgen.
3)
Linkse, rechtseen parallel ringen voordelen In theorie is het beter mogelijk om het alignement te volgen; De sluitsteen is altijd boven geplaatst; nadelen Maximaal aantal verschillende ringen op werk, met als gevolg grotere kans op fouten; Meer typen bekistingen benodigd; Ingewikkelder logistiek en opslag.
Samenvatting
berekeningen
Tweede Heinenoordlunnel
8
november
1996
Keuze oplossing Als reeds bij de beschrijving van de verschillende typen ringen is aangegeven, is het toepassen van één type ring niet gewenst geacht. Belangrijke factoren bij de afweging tussen het toepassen van twee of drie verschillende typen ringen zijn logistiek, kans op fouten en flexibiliteit tot het volgen van de TBM. De voordelen van slechts twee typen ringen ten aanzien van logistiek en kans op fouten zijn evident. Het toepassen van alleen linkse en rechtse ringen heeft tot gevolg dat de afwijking van een recht alignement maximaal 5 mm bedraagt, dit valt ruim binnen de toleranties van de TBM. Een opmerking die hierbij moet worden gemaakt is dat de tunnelwand de TBM moet volgen en het alignement van de tunnel dus niet door het theoretisch alignement wordt bepaald, maar de mate waarin de TBM in staat is het theoretisch alignement te volgen. Vanwege deze "vetergang" van de TBM is het niet mogelijk enkelvormige ringen toe te passen voor een rechte tunnel. Op basis van de bovenstaande overwegingen is gekozen voor linkse en rechtse ringen toe te passen voor het Tweede Heinenoordtunnelproject.
3.3.5
liningtoleranties
Algemeen De tunnelwand van het geboorde deel van de tunnel bestaat uit geprefabriceerde betonnen segmentstenen welke in de TBM worden samengevoegd tot een complete ring. De waterdichtheid van de tunnelwand wordt verzorgd door voegprofielen rondom de segmenten. Navolgend wordt een toelichting gegeven op de geëiste toleranties. Toleranties De gespecificeerde toleranties zijn naar normale beton maatstaven klein. De noodzaak hiervan wordt, in volgorde van belangrijkheid, bepaald door de eisen met betrekking tot: I waterdichtheid; 11 beschadigingen tijdens bouwfase; 111 krachtswerking constructie. Waterdichtheid De waterdichtheid wordt verzorgd door de neopreen profielen rondom de segmenten. De indrukking van de profielen bepaalt de waterdichtheid. Indien de afstand tussen twee segmenten na inbouwen te groot is, zal het neopreen profiel niet voldoende worden ingedrukt hetgeen tot lekkage kan leiden. Wanneer een profiel zeer sterk wordt ingedrukt nemen de krachten in het profiel sterk toe wat beschadiging van het beton tot gevolg kan hebben (scheurvorming) indien de betonvoeg niet voldoende ruim is. Bij de gegeven segmentvormgeving, de toleranties en het gekozen neopreen profiel dient de tunnelwand waterdicht te zijn en tevens dienen er geen beschadigingen aan het beton voor te komen. De belangrijkste aspecten worden hier gegeven en van een korte toelichting voorzien. Factoren, die de waterdichtheid van de afdichting bepalen, zijn: indrukking gekozen profiel in relatie tot waterdichtheid; toleranties van neopreen profiel; toleranties van betonsegment; vervormingen van segmenten t.o.v. elkaar; relaxatie van neopreen. Gegeven de te keren waterdruk, is een bepaalde indrukking van het neopreen profiel vereist. Hierbij moeten de toleranties van neopreen en beton, de relaxatie van het neopreen en de vervormingen van de segmenten in rekening worden gebracht bij de bepaling van de vereiste indrukking.
Samenvatting
berekeningen
Tweede
Heinenoordtunnel
9
november
1996
Factoren,die bepalend zijn voor het beschadigenvan het beton, zijn: netto doorsnede neopreen profiel (- de totale doorsnede min de holle ruimten); beschikbaredoorsnede groef in segmenten; toleranties van neopreen profiel; toleranties van beton; vervormingen van de segmentent.o.v. elkaar. Hiervoor geldt dat de netto doorsnedevan het neopreen profiel kleiner moet zijn dan de beschikbare doorsnede van de groef in de betonnen segmenten.Indien dit niet het geval is, nemen de krachten in het neopreen profiel zeer sterk toe. Ook hierbij moeten de toleranties en de vervormingen van de tunnel in acht worden genomen. Wanneer de eigenschappen en toleranties van de neopreen profielen en de vervorming van de segmententen opzichte van elkaar in ogenschouw worden genomen, kan met de geëiste toleranties ten aanzien van de betonnen segmentenaan de twee bovenstaandeeisen worden voldaan. Beschadigingentijdens bouwfase De vijzelkracht welke door de TBM op de tunnelwand wordt uitgeoefend, veroorzaakt een grote axiale kracht in de tunnel. Indien als gevolg van lokale oneffenheden in de ringvoegen er spanningsconcentratiesoptreden, zal dit in combinatie met de grote vijzel krachten tot het afboeren van stukken beton kunnen leiden. De eisen welke ten aanzien van de waterdichtheid van de segmentenzijn gesteldzijn strenger dan de eisen ten aanzien van beschadigingen.Het nauwkeurig werken tijdens het opbouwen van een ring in de TBM is echter wel van belang. Krachtswerkingconstructie De krachtsoverdracht tussen de segmentenin omtreksrichting (langsvoegen)is beton op beton. Het is derhalve noodzakelijk dat deze vlakken nauwkeurig op elkaar aansluiten. Indien dit niet het geval is, zullen er spanningsconcentraties optreden die scheurvorming tot gevolg kunnen hebben. In de ringvoegen worden door middel van nokken de koppelkrachten tussen twee naast elkaar liggende ringen overgedragen. Ook hiervoor geldt dat nok en sparing goed in elkaar moeten passen om scheurvormingte vermijden. Wanneer is voldaan aan de eisen ten aanzien van waterdichtheid en beschadigingen tijdens de bouwfase zullen er als gevolg van toleranties er geen problemen zijn ten aanzien van de krachtswerking in de constructie.
3.3.6
Voegprofielen
De keuze van een geschikt voegprofiel t.b.v. de waterdichtheid is hoofdzakelijk afhankelijk van de grootte van de door het voegprofiel op te nemen waterdruk. Op basis van de te keren waterdruk kan een voegprofiel worden gekozen. Bij de benodigde indrukking voor het behalen van de waterdichtheid behoort een bepaalde kracht in het voegprofiel aanwezig te zijn. Vaak wordt kracht gerelateerd aan afstand/indrukking waarbij een bepaalde waterdruk kan worden opgenomen door het voegprofiel. In figuur 3.2 is dit weergegeven. Tevens is voor het profiel in deze figuur aangegevenwat de opneembare waterdruk is bij verschuiving van de voegprofielen ten op zichte van elkaar van twee aanliggendesegmentstenen. Het voegprofiel wordt langs de omtrek van de segmentsteenin een groef aangebracht. De werking van het voegprofiel hangt onder andere af van de voeggrootte tussen de segmentstenen. Deze voeggrootte kan variëren door: 1 de tolerantie van de montagevan de segmentstenen; 2 de fabricagetolerantiesvan de segmentstenenen het voegprofiel; 3 vervormingen van de lining.
Samenvalling
berekeningen
Tweede Heinenoordtunnel
10
november
1996
o
N
-
~ ~
-a
~
~
u
::> ~
N
~
0 U.
:::> ~
a.
~0
co
N
Fugenöffnung A lmml
2
6
8
12
14
figuur 3.2
Samenvatting
berekeningen
Tweede
Heinenoordtunnel
11
november
1996
Het is van het grootste belang dat deze groef precies diep genoeg is omdat bij een te ondiepe groef de beton kan beschadigen door spanningen bij het samendrukken van het voegprofiel en bij een te diepe groef het voegprofiel onvoldoende wordt samengedrukt waardoor de waterdichtende werking kleiner wordt. De fabricagetoleranties van de voegdiepte van de segmentsteen en het rubbervolume van het voegprofiel dienen op elkaar te zijn afgestemd. Naast de genoemde aspecten dient aan de duurzaamheid waaronder relaxatie van het voegprofiel, het ontwerp aandacht te worden besteed. Het gekozen liningontwerp is beschreven in paragraaf 7.1. In het volgende hoofdstuk wordt uitgevoerde grondonderzoek nader beschreven.
Samenvatting
berekeningen
Tweede Heinenoordtunnel
12 .
november
in
het
1996
4 4.1
Bepaling grondparameters en waterstanden Algemeen
In dit hoofdstuk zal achtereenvolgens nader worden ingegaan op de volgende aspecten: 1. het grondonderzoek (veld- en laboratoriumonderzoek); 2. de advisering m.b.t. de aan te houden grondparameters (incl. veiligheden); 3. de maatgevende doorsneden voor de verschillende berekeningen.
4.2
Het uitgevoerde grondonderzoek
Hierbij dient onderscheid te worden gemaakt tussen het veldwerk en het laboratoriumonderzoek. Veldwerk In 1994 zijn diverse in-situ proeven uitgevoerd, zowel op de beide oevers als op het water. Op de beide oevers tezamen bestonden de werkzaamheden uit: - 66 sonderingen; - 6 pulsboringen en 4 Begemannboringen; - 4 vinproeven; - 3 geboorde pressiometerproeven; - 6 dilatometerproeven; - 2 monopoolproeven; - plaatsen diverse peilbuizen en uitvoeren 13-uursmetingen. Op het water zijn de volgende werkzaamheden uitgevoerd: - 16 sonderingen; - 3 pulsboringen (incl. milieubemonstering); - 2 elektrische dichtheidsmetingen. De afstand tussen de sonderingen op de beide oevers bedroeg 2Sm en op het water in principe SOm. Juist onder de beide oevers is de sondeerafstand iets groter omdat hier te weinig waterdiepte was voor het gebruikte schip. Met de in-situ vinproeven kan de ongedraineerde schuifsterkte van de grond worden bepaald. De pressiometer en dilatometerproeven, resp. in cohesieve en niet-cohesieve grond, geven inzicht in de stijfheid van de grond. Met de monopoolproeven wordt lokaal de horizontale doorlatendheid (in zandlagen) bepaald. De elektrische dichtheidsmetingen tenslotte zijn uitgevoerd ter bepaling van het poriënpercentage van de zandlagen boven de tunnel. Laboratoriumonderzoek De ongeroerde monsters die met de hiervoor genoemde boringen zijn verkregen, zijn in het laboratorium uitgelegd, beschreven en gefotografeerd. Vervolgens zijn uit deze monsters proefstukken geselecteerd voor nader onderzoek.
4.3
De advisering van de aan te houden grondparameters
Inleiding Met behulp van de resultaten van het uitgevoerde grondonderzoek zijn de diverse grondparameters in kwantitatieve zin bepaald. In Nederland bestaat nog weinig ervaring met het bepalen van grondparameters voor het ontwerpen van een boortunnel. Met name geldt dit voor boortunnels in relatief slappe, holocene grondlagen.
Samenvatting
berekeningen
Tweede
Heinenoordtunnel
13
november
1996
De grootte van de geadviseerde grondparameters is geënt op het type rekenmodel dat wordt gebruikt. Daarom ontstaan in enkele gevallen afwijkingen tussen de in het veld c.q. laboratorium gemeten waarden en de geadviseerde waarden. Voor een geboorde tunnel zijn met name de volgende parameters van belang: a) Parametersvan belang voor het boorproces: de ongedraineerde schuifsterkte voor cohesieve lagen; de korrelverdeling van de grondsoorten; de activiteit volgens Skempton; de porositeit van de zandlagen boven de tunnel onder de Oude Maas; het volumegewicht van grond boven en onder de grondwaterspiegel; de effectieve cohesie en de effectieve hoek van inwendige wrijving van grondlagen; de verhouding tussen de horizontale en verticale korrelspanningen; de stijghoogten van het grondwater in de verschillende grondlagen; de horizontale en verticale doorlatendheidscoëfficiënten. De grootte van deze parameters wordt met name gebruikt door de aannemer om eisen en risico's tijdens het boorproces vast te stellen. Hieronder vallen ook de bepaling van de steundrukken tijdens het boren en de veiligheid tegen blow-out tijdens het onder luchtdruk werken. Daarom is het voor de inschatting van de aannemer van belang voor deze parameters een realistische waarde te geven. In verband met het blow-out gevaar tijdens het onder luchtdruk werken en het bepalen van de maximaal toelaatbare boordrukken is het van belang om voor de volumegewichten en de sterkteparameters veilige waarden te leveren. b) Parametersvan belang zijn voor de dimensionering van de geboorde tunnel de elasticiteitsmodulus bij verhinderde horizontale vervorming Eoed (in de Duitse literatuur Es genoemd); de Poissonconstante; het volumegewicht van grond boven en onder de grondwaterspiegel; de effectieve cohesie en de effectieve hoek van inwendige wrijving van grondlagen. de verhouding tussen de horizontale en verticale korrelspanningen; de stijghoogten van het grondwater in de verschillende grondlagen; Deze parameters worden met name gebruikt om de tunnellining te dimensioneren, alsmede de veiligheid tegen opdrijven te bepalen. De dimensionering van de tunnellining dient te worden gebaseerd op parameters, die geldig zijn voor een langdurige belasting. Dit houdt in dat in de grootte van de geadviseerde stijfheids- en sterkteparameters voor de cohesieve lagen consolidatie- en kruipeffecten zijn verwerkt. In het geval van zandlagen zijn consolidatie- en kruip effecten ook in de korte duur parameters verwerkt. Door de verwerking van deze effecten, zijn de geadviseerde parameters geen zuivere stijfheids- en sterkteparameters. De grootte van de parameters hangt dus af van de toepassing. Vanwege de grote omvang van de tunnel, met een diameter van 8,3 m, zal bij deformatie of het weerstaan van het opdrijven van de tunnel vrijwel altijd de gehele laag (op het niveau van de tunnel en daarboven) worden geactiveerd. Hierdoor is de volledige laagdikte van belang voor de bepaling van het gedrag van de tunnel. Dit houdt in dat indien zich binnen een laag verminderingen in de conusweerstand voordoen, het gedrag van dat bewuste deel van de laag waarschijnlijk slapper, minder sterk en wellicht minder zwaar zal zijn. Doordat de gehele laagdikte van belang is, mag de gemiddelde stijfheid en sterkte van de laag in rekening worden gebracht. Dit beperkt de grootte van de variatie, waarmee rekening moet worden gehouden. Daarom zijn de geadviseerde stijfheden en sterkte eigenschappen relatief hoog.
Samenvatting
berekeningen
Tweede
Heinenoordtunnel
14
november
1996
In het onderstaande overzicht wordt aangegeven op grond van welke onderzoeksresultaten diverse parameters o.a. zijn bepaald. 1.
volumegewicht:
2.
ongedraineerde schuifweerstand:
3.
gedraineerde sterkte: resultaten CD-triaxiaalproeven en correlaties met gemeten conusweerstanden;
4.
porositeit van zandlagen onder de Oude Maas: resultaten elektrische dichtheidsmetingen;
5.
samendrukkingscoëfficienten: resultaten samendrukkingsproeven, correlaties met gemeten conusweerstanden en wrijvingsgetallen c.q. grondbeschrijving, resultaten van proeven elders in West-Nederland en de verhouding tussen watergehalte en plasticiteitsindex;
6.
poissonconstante:
resultaten van CD-triaxiaalproeven, resultaten van proeven elders in WestNederland en literatuur;
7.
elasticiteitsmoduli:
resultaten pressiometer- en dilatometerproeven, CD-triaxiaalproeven, samendrukkingsproeven en correlaties met gemeten conusweerstanden;
8.
doorlatendheidscoëfficienten:
9. Ko-waarden:
meting in het laboratorium en (voor zandlagen onder de Oude Maas) elektrische dichtheidsmetingen; resultaten vinproeven, CU-triaxiaalproeven en correlaties met gemeten conusweerstanden;
resultaten monopoolproeven, samendrukkingsproeven, een (eerder uitgevoerde) pompproef, resultaten van proeven elders in WestNederland;
resultaten van dilatometerproeven en samendrukkingsproeven;
1a.consolidatie- en
zwelcoëfficiënt:
resultaten samendrukkingsproeven.
Verder zijn nog bepaald: Atterbergse grenzen; korrelverdeling en rondheid korrels; activiteit van Skempton; humus- en kalkgehalte; zuurgraad (pH). Opgemerkt moet worden dat bij de bepaling van de gedraineerde sterkte van de klei- en veenlagen géén gebruik is gemaakt van de bepaling van de hoek van inwendige wrijving op grond van de CUtriaxiaalproeven. Deze proeven bleken, om verschillende redenen, hier niet geschikt voor te zijn. Voor de lange duur sterkte van klei- en veenlagen, zijn dan ook ervaringsgetallen gegeven. Op basis van de resultaten van de sonderingen en boringen zijn een tweetal geotechnische profielen gemaakt: één voor de oostzijde en één voor de westzijde van de beide tunnelbuizen. Tevens zijn een zestal geotechnische dwarsprofielen gemaakt en een statistische analyse van de conusweerstanden uitgevoerd.
Samenvatting
berekeningen
Tweede
Heinenoordtunnel
15
november
1996
Voor de belangrijkste parameters die uiteindelijk zijn geadviseerd, de gewichts-, sterkte- en stijfheidsparamters, zijn 5% karakteristieke ondergrenzen, verwachtingswaarden en 5% karakteristieke bovengrenzen geschat. Deze schatting is gemaakt op basis van de resultaten van de bovengenoemde veld- en laboratoriumproeven, de statistische analyse van de sondeerresultaten, de gemeten variatie in de overige parameters en de geconstateerde variatie in de samenstelling van een laag. Voor de overige parameters (samendrukkings- en zwel parameters, doorlatendheidscoëfficiënten en Ka-waarde), wordt de representatieve waarde gegeven. Naast de diverse grond parameters is voor het ontwerp ook informatie nodig over de stijghoogten van het grondwater in de te onderscheiden grondlagen. Dit is met name van belang voor het boorproces, i.v.m. de bepaling van de slurrydrukken aan het boorfront tijdens het boorproces. In het uitgevoerde veldonderzoek zijn verschillende 26-uurs metingen uitgevoerd. Hierbij werd de stijghoogte gemeten in de formatie van Kreftenheije en werd tegelijk de rivierwaterstand geregistreerd.
4.4
De maatgevende doorsneden voor de verschillende berekeningen
De maatgevende doorsneden die moeten worden berekend t.b.v. liningberekening in het boortracé zijn: de doorsnede met de grootste gronddekking boven de tunnel; de doorsnede met de kleinste gronddekking boven de tunnel; de doorsnede met de hoogste waterdruk rond de tunnel; de doorsnede met de kleinste waterdruk rond de tunnel; eventuele combinatie van bovenstaande. Mogelijke asymmetrische belastingen zoals ophogingen en ontgravingen boven de tunnel dienen hierbij eveneens in ogenschouw te worden genomen.
Samenvatting
berekeningen
Tweede
Heinenoordtunnel
16
november
1996
5 5.1
Opdrijf- en graaffrontstabiliteitsberekeningen geboorde tunneldeel Tweede Heinenoordtunnel Algemeen
In dit hoofdstuk worden de opdrijf- en graaffrontstabiliteitsberekeningen verder uitgewerkt.
5.2
De opdrijfberekening
In de opdrijfberekening wordt gecontroleerd of de boortunnel niet opdrijft ten gevolge van de opwaartse waterkracht. Het verticale evenwicht moet gewaarborgd zijn. De opdrijfberekening moet gecontroleerd worden voor iedere levensfase van de boortunnel. Het verticaal evenwicht moet een veiligheid y hebben waarbij de grootte van y afhankelijk is van de fase (bouw- of eindfase). In figuur 5.1 zijn de voor de opdrijfberekening relevante krachten weergegeven. 0I
=Î
-+ I
.I
~i
i
i :t ",. -t-
ii
I I
.i !:
=!
cl
t
i
I
.i I
....L
figuur 5.1 De neerwaarts gerichte krachten voor de opdrijfberekening bestaan uit het grondgewicht recht boven de kruin van de tunnel en het gewicht van de tunnel zelf. In de eindfase kan voor het tunnelgewicht ook de tunnelballast (GJ in rekening worden gebracht. In formule vorm geschreven: formule 5.2.1
a,
= {.
1T.
(D~itw- (Duitw -2.
Gb = ballastgewicht GgrOnd Gneerwaarts
=
=
L Gt
(hi• 'Yi + Ggrond
grOnd)
d) 2) • 'Ybeton +Gb
tunnel eindfase
• Duitw
In de bouwfase geldt dat Gb-O. Gb bestaat grotendeels uit het opvulzandlballastbeton tunnelvoet, het asfalt en de tunnelbekleding (wandplaten tbv brandbekleding of esthetica).
Samenvatting
berekeningen
Tweede
Heinenoordtunnel
17
in de
november
1996
De opwaarts gerichte kracht voor de opdrijfberekening wordt bepaald met de wet van Archimedes. In formulevorm geschreven: formule 5.2.2: Gop••• aarts
1
"4 . 1T
2
• Duit ••••l' ••. ater
Het verticale evenwicht moet minimaal een veiligheid y hebben. In formulevorm geschreven: formule 5.2.3: Y(tl
=
Gneerwaarts Gop••• aarts
Opmerkingen: de veiligheid in de bouwfase - 1.05, de veiligheid in de eindfase - 1.1; In bijlage 11 is een voorbeeldberekening gegeven van de opdrijfberekening.
5.3 5.3.1
Berekening graaffrontstabiliteit Algemeen
In dit hoofdstuk worden de berekeningen behandeld die de stabiliteit van het graaffront moeten waarborgen. Voor het ontwerp van de boortunnel Heinenoord is een Hydroschild gekozen. Bij een Hydroschild wordt de stabiliteit van het graaffront gewaarborgd met behulp van bentoniet-vloeistof onder druk. Tijdens het boorproces komen verschillende fases voor waarbij het graaffront geheel, gedeeltelijk of niet door bentonietvloeistof wordt ondersteund. Het deel van het graaffront dat niet door de bentonietvloeistof wordt ondersteund wordt ondersteund door luchtdruk. Voor de verschillende bouwfasen moet de stabiliteit van het graaffront zijn gewaarborgd in verticaleen horizontale richting. In paragraaf 5.3.2 worden de benodigde steundrukken voor het horizontale evenwicht van de verschillende bouwfasen behandeld. Uit de steundrukberekeningen voor het horizontale evenwicht volgen de bentoniet- en luchtdrukken voor de verschillende bouwfasen. De steundruk aan het graaffront is afgestemd op de grond- en waterdruk die heerst aan de voet van de tunnel waarbij een veiligheidsfactor in acht wordt genomen. Hierdoor is er aan de kruin van de tunnel een overdruk. De dekking op de kruin van tunnel dient voldoende te zijn om deze overdruk te compenseren om een blow-out te voorkomen. De bovenbelasting is het gewicht van de grondmoot recht boven de tunnelkruin. Het verticale evenwicht wordt gecontroleerd door middel van een blowout-berekening die in paragraaf 5.3.3 wordt behandeld.
5.3.2
Het horizontale evenwicht van de steundrukberekening
Het graaffront moet stabiel zijn gedurende het boorproces. De stabiliteit van het graaffront wordt bij een Hydroschild overwegend verkregen door bentonietvloeistof onder verhoogde druk. Tijdens het boorproces kan het echter voorkomen dat men voor het graaffront moet zijn. De redenen hiervan kunnen zijn: er moet inspectie worden gepleegd aan het graaffront; er moet onderhoud gepleegd worden aan het graafwiel (vervangen van cutterbits): er moet een obstakel aan het graaffront worden verwijderd (verwijderen van zwerfkeien, bomen, paalfundering, etc). Indien men voor het graaffront moet zijn, is graaffrontondersteuning door middel van bentonietvloeistof niet mogelijk. De ruimte aan het graaffront wordt onder luchtdruk gezet waardoor men aan het graaffront kan werken. De verhoogde luchtdruk zorgt voor een droge werkruimte door het grondwater
Samenvatting
berekeningen
Tweede
Heinenoordtunnel
18
november
1996
"weg te drukken". De grootte van de verhoogde luchtdruk die moet worden aangewend is afhankelijk van het niveau waar vanaf het graaffront slurryvrij moet zijn. Voor de steundrukberekeningen van de Tweede Heinenoordtunnel is uitgegaan van het ruimtelijke steundrukmodel volgens lansecz, zie bijlage 1. Voor de steundrukberekeningen worden drie bouwfases onderscheiden, zie figuur 5.2, namelijk: 1) het graaffront wordt geheel door bentonietvloeistof ondersteund; 2) het graaffront wordt gedeeltelijk door bentonietvloeistof ondersteund en gedeeltelijk door luchtdruk; 3). het graaffront wordt geheel door verhoogde luchtdruk ondersteund.
a.) lONGllUOINAl SECnON
c.) TOP S10E \1EW
b.) fRONT \1EW
q.kN/m2
b
Ground surface ..•- ..
4>. e ,/ :
Ground water
P
'-,
,,,'
\
t
u
..,
F d.) FORCES ON Ct
I
-:=._ ~._ 0..-
soi YltDCE
S
E+W
0.) SLURRY SUPPORT
b.) COMPRESSED AIR AND
c.) COt.lPRESSED AIR SUPPORT p. AIR PRESSURE
SlURRY SUPPORT
Po AIR CUSHION
Po
Af
SEPARAnON BULKHEAD
PAH AIR PRESSURE t.lEt.lBRANE
PRESSURE DIAPHRAGM
SlURRY
SLURRY
Po =pAf'
PO=PAH
SA IS=SA+Ss
I
Ss
figuren 5.2
Samenvatting
berekeningen
Tweede
Heinenoordtunnel
19
november
1996
De grondbelasting op het graaffront is voor de drie verschillende fases gelijk. De grondbelasting in formulevorm is: formule 5.3.1 I] grond
=
= hi = 'Yi =
I] vertikaal
I] wa ter l] horizontaal
K03
I] vertikaal
+ I] water
~ L.,.; (hi• 'Y i
vr-d
ondlU_tu
)
dikte grondlaag onderwatergewicht grondlaag = 'Y wa ter· b; = Ko3•
=
I] vertikaal
+1]
water
Ko-waarde van grond met boogwerkingseffect
Vanwege de boogwerking, die in de bouwfase in rekening kan worden gebracht zie paragraaf grondproces 2, hoeft niet het hele grondgewicht van de grondmoot als belasting op het graaffront te worden aangebracht. De boogwerking wordt in rekening gebracht door een aangepaste Ko-waarde (Ko3)'
In alle bouwfases moet de druk aan het graaffront evenwicht maken met de horizontale grondbelasting uit formule 5.3.1. Voor de berekening van het horizontale evenwicht worden veiligheidsfactoren voor de horizontale grond- en waterdruk toegepast. In bouwfase 1, waarin het graaffront geheel door de bentonietvloeistof wordt ondersteund, moet de bentonietdruk evenwicht vormen met de horizontale grondbelasting. De benodigde horizontale bentonietdruk kan uit dit horizontale evenwicht worden bepaald. Voor bouwfase 3 geldt het omgekeerde. Het horizontale evenwicht aan het graaffront wordt geheel door de luchtdruk verzorgd. De benodigde horizontale luchtdruk kan uit het horizontale evenwicht worden bepaald. In bouwfase 2, waarin het graaffront gedeeltelijk door bentonietvloeistof en gedeeltelijk door luchtdruk wordt gesteund, wordt het horizontale evenwicht aan het graaffront door de luchtdruk en de bentoniet gewaarborgd. In bijlage 111 is een voorbeeldberekening van de steundrukberekeningen in de drie bouwfases gegeven. Opmerking: Voor bouwfase 1, ondersteuning van het gehele graaffront door bentoniet, is het bentonietgewicht 12 KN/m3• Voor de andere bouwfases is er voor het bentonietgewicht 10,5 KN/m2 genomen. De reden hiervan is dat de bentonietvloeistof in de bouwfase "vervuild" raakt met gronddeeitjes die in het algemeen zwaarder zijn dan de bentoniet. Het eigen gewicht van de steunvloeistof wordt hierdoor vergroot.
5.3.3
Het verticale evenwicht van de steundrukberekening
(blowout-berekening)
Tijdens de bouwfase dient voor een vloeistofschild het verticale evenwicht te zijn verzekerd. De overdruk die in de graafkamerheerstt.b.v. het verkrijgen van een stabiel horizontaal evenwicht dient verticaal niet tot instabiliteit te leiden (een zgn. blow-out). Doordat de steundruk aan het graaffront t.b.v. het horizontale evenwicht wordt afgestemd op de gronddruk die heerst aan de voet van de tunnel is er aan de kruin van de tunnel een overdruk. De dekking op de kruin van tunnel dient voldoende te zijn om deze overdruk te compenseren. De blowout-berekening controleert het verticale evenwicht van het grondmassief boven de tunnel voor de verschillende steundrukfases.Indien blijkt dat de verticale component van de slurrydruk ter plaatsevan de kruin van de tunnel te groot is, is een grotere dekking op de tunnel nodig.
Samenvatting
berekeningen
Tweede
Heinenoordtunnel
20
november
1996
De grootte van de verhoogde luchtdruk die moet worden aangewend is afhankelijk van het niveau waar vanaf het graaffront watervrij moet zijn. In figuur 5.3 is dit met de verlaagde bentonietspiegel (d verlaagd) weergegeven. Aangezien de waterdruk op de tunnelkruin kleiner is dan op het niveau van de verlaagde bentonietspiegel heerst er ter plaatse van de tunnelkruin een overdruk (Poverdruk). Deze overdruk geeft een extra opwaartse kracht op de bovenliggende grondmoot. De blow-out-berekening controleert of het verticale evenwicht hierdoor in gevaar komt.
Yl
Y2
Y3
» "5
figuur 5.3
Kortom, het verticale evenwicht voor de blow-out-berekening bestaat uit: een neerwaarts gericht deel: het grondgewicht van de bovenliggende grondmoot; een opwaarts gericht deel: de overdruk ter plaatse van de tunnelkruin. Opmerkingen: de veiligheid (y) voor de blow-out-berekening is 1.05 aangezien een blow-out bouwfase kan optreden en de grondwaterstand binnen nauwe marges bekend is; in bijlage 111 is een voorbeeldberekening gegeven van de blow-out-berekening; indien het verticale evenwicht in de blow-out-fase niet de gewenste veiligheid mogelijk tijdelijk een boven belasting op het maaiveld aan te brengen.
Samenvatting
berekeningen
Tweede
Heinenoordtunnel
21
alleen
in de
haalt
is het
november 1996
5.4
De opbreekberekening
Voor de Tweede Heinenoordtunnel is voor de berekening van de lining uitgegaan van een mechanicamodel waarbij de tunnel ring volledig door grondveren wordt ondersteund (zie hoofdstuk 6). Er kan hiervan worden uitgegaan indien het gewicht van de grond boven de tunnel de grondveren kan garanderen. De grondwig boven de kruin van de tunnel mag niet "opbreken". Opbreken kan ontstaan indien de tunnel hoogovaal vervormt. Een ronde tunnel kan hoogovaal vervormen (als een staande ovaal) of breedovaal vervormen (als een liggende ovaal). In figuur 5.4a en 5.4b is dit weergegeven.
HOOGOVALE
VERVORMING
BREEDOVALE VERVORMING
figuur 5.4b
figuur 5.4a
Indien de tunnel breedovaal vervormt zal de zijdelingse gronddruk deze vervorming tegenwerken. De horizontale grondspanningen lopen op. Bij breedovale vervorming neemt de K-waarde toe met als gevolg dat de tunnelvervorming gelimiteerd blijft. Bij hoogovale vervorming zal de neerwaartse gronddruk de vervorming tegenwerken. Deze neerwaartse gronddruk is echter beperkt tot het grondgewicht boven de tunnelkruin. Er dient te worden voorkomen dat de grondmoot op de tunnel wordt uitgedrukt door de hoogovale vervorming. De opbreekberekening is gebaseerd op het voorkomen van hoogovale vervorming zodat rondom de gehele tunnellining een bedding kan worden geschematiseerd. Om opbreken van de grond te voorkomen wordt in de opbreekberekening het verticale evenwicht beschouwd. Het verticale evenwicht wordt gevormd door opwaarts en neerwaarts gerichte krachten. De opwaarts gerichte krachten in de opbreekberekening zijn: de opwaartse waterdruk; de opwaartse druk die ontstaat ten gevolge van hoogovale vervorming en die werkt vanuit de tunnelring op het grondlichaam dat op de tunnelkruin ligt. De neerwaarts gerichte krachten in de opbreekberekening zijn: het gewicht van het grondlichaam boven de tunnel; de wrijvingskracht langs de glijvlakken van het grondlichaam.
Samenvalling
berekeningen
Tweede Heinenoordtunnel
22
november
1996
Samenvattend, de opbreekberekening dient alleen te worden uitgevoerd indien beddingsveren over de tunnelkruin worden toegepast en de tunnel hoogovaal vervormt; in de opbreekberekening wordt ervoor gezorgd dat de opwaarts- en neerwaarts gerichte krachten evenwicht met elkaar maken zodat hoogovale vervorming wordt voorkomen. In figuur 5.5 zijn de opwaarts- en neerwaarts gerichte krachten weergegeven.
figuur 5.5 In bijlage IV zijn de achtergronden en de formule-afleiding van de opbreekberekening weergegeven. De opbreekeis in formulevorm luidt als volgt: (Y••. -
G~
).2.
7r. ruit ••.
r~it ••.•(y,+~.
sin (2y,) ) +2 .Nf• siny,
(Gb1 +2. Gb2+2 • Gb3 +Gb4 +2. GbS)
Tv
-------------+Yv Y••. waarin de gebruikte parameters als volgt zijn gedefinieerd:
Samenvatting
berekeningen
Tweede
Heinenoordtunnel
23
november
1996
c
(i'•. -
2
c;
ruit •.•1T
) .2.
ruit ••
Al
c . ruit ••• (lt'+~ sin (2lt'))
Nf A2
q.rn-H •.. i' •.. rn 2 .Nf• sinlt'
Atot = ~+A2
Atot =
c.ruit
2.
••'
(lt'+O,S.sin(2.lt'»+2.Nf"sinlt'
ruit •••sinlt'.
i'1' h
~ • r~it •••i' 2' sinlt'.
(h+z)
(l-coslt')
2
tana 2. ruit •••sinlt'. Hz' i' 4
i'3"
Hz· i's'
(h+z)
tana
Tv
2.
ruit •••sinlt'.
i'1' h
••• i'2.sinlt'.
~.r~it
(h+z)
(l-coslt')
2
"Y3"
tana 2. ruit ••' sinlt'. Hz· i' 4
Hz· i's'
(h+z)
tana
Tv
Samenvatting
berekeningen
Tweede
Heinenoordtunnel
24
november
1996
6
De liningberekening
6.1
Algemeen
In hoofdstuk 3 is een algemene omschrijving van het gekozen liningontwerp van de Tweede Heinenoordtunnel gegeven. In dit hoofdstuk worden de berekeningsmethoden in de voorontwerpfase en de definitieve fasevan het boortunnelontwerp van de Tweede Heinenoordtunnel nader behandeld.
6.2
Probleemverkenning
liningberekening
Het is van belang vooraf een indruk te krijgen van wat er zich in de grond afspeelt indien er een tunnel wordt geboord. Indien men zich hierover een beeld heeft gevormd kan er worden overgegaan tot schematisatievan de tunnel in de grond. Het spreekt vanzelf dat de aard van de processen die zich in de grond afspelen afhankelijk zijn van de grondsoort waarin wordt geboord. Enkele processen die zich in de grond afspelenten gevolge van het boren van een tunnel zijn hieronder beschreven. Boren in de grond betekent dat er een gat in de grond wordt gemaakt. Erwordt meer gewicht aan grond weggenomen dan er tunnelmateriaal (lining, ballast) wordt teruggebracht. De grond wordt ontlast. Door de grondontlasting kan er zwel optreden van de grond. De grond wil naar het tunnelmidden bewegen. Dit proces wordt verhinderd door de Iining van de boortunnel en vindt plaats gedurende de bouwfase. In de tunnelberekeningen wordt dit aspect niet meegenomen (zie Duddeck volgens ET1980). De steundruk van de slurry is kleiner dan de op het graaffront werkende horizontale water en korreldruk. Het graaffront "beweegt" hierdoor de graafkamerin. Bij een dekking groter dan twee maal de diameter treedt er boogwerking op. Het grondgewicht boven de tunnelkruin wordt gedeeltelijk door middel van een drukboog om het gat (boortunnet) geleid. Door dit proces wordt de tunnellining minder zwaar belast. In de liningberekeningen voor de eindfase wordt de boogwerking vaak niet meegenomen omdat men vreest voor herverdeling van krachten in de grond waardoor de boogwerking weer verloren gaat. De herverdeling van de krachten geschiedt door een herschikking van het korrelskelet ten gevolge van bijvoorbeeld trillingen. In de bouwfase treedt er boogwerking op en kan men hiermee rekening houden. Indien de tunnel in het grondwater ligt speelt de opwaarts gerichte waterdruk een grote rol. De wet van Archimedes is van toepassing. Om te voorkomen dat de tunnel opdrijft moet er voldoende dekking op de tunnel aanwezig zijn. In paragraaf 5.2 is de opdrijfberekening behandeld. Belangrijk is dat men zich realiseert dat de tunnel zich opwaarts wilt verplaatsen. De opwaartsekracht is in iedere faseaanwezig. Rond de tunnel wordt er grout geïnjecteerd om de staartspleettussen tunnelmantel en schildmantel op te vullen. In de onverharde toestand van de grout kunnen geen tangentiële componenten op de tunnelwand optreden. In de grond heersen de verticale en horizontale water- en korrelspanningen die op de tunnel werken gedurende iedere fase. Hoe dieper de tunnel onder de grondwaterspiegel ligt des te groter worden de waterkrachten. Doordat de Iining rond is werkt alzijdige waterdruk gunstig en zorgt ervoor dat de lining onder "voorspanning" komt te staan. Door deze "voorspanning" kunnen de vervormingen van de tunnel beperkt blijven en hebben kleine belastingsveranderingen relatief weinig invloed op de vervormingen en krachten in de lining. Naast deze "grondprocessen" zijn er tijdens de bouwfase de krachten die de boormachine op de grond uitoefent. Hiervan zijn de steundrukberekeningen (blow-out) van de boortunnel in paragraaf 5.3.3 behandeld.
Samenvatting
berekeningen
Tweede
Heinenoordtunnel
25
november
1996
6.3 6.3.1
Mechanicamodellen liningberekening Tweede Heinenoordtunnel Algemeen
Het eerste liningconcept is vastgesteld zoals in paragraaf 3.3.8 is omschreven. Dit liningontwerp bestond uit: een ring met 7 stenen en een sluitsteen in halfsteensverband; een segmentdikte van 35 cm; een onderlinge verbinding van de ringen met een Nut&Federverbinding, zie figuren 6.1. In het voorontwerp is dit concept getoetst met een liningberekening die bestond uit een 20raamwerkberekening die in paragraaf 6.3.2 wordt behandeld.
AfIJCHTINGSPRllFIEL
------------------------------------.
.....
. . .. ---- -----------
.'
.
x XX.xx
figuren 6.1
Samenvatting
berekeningen
Tweede
Heinenoordtunnel
26
november
1996
Voor het definitieve liningontwerp (voor beschrijving zie paragraaf 3.3.8 is uiteindelijk gekozen voor een nokverbinding i.p.v. een Nut&Federverbinding omdat: a de N&F-verbinding gevoeliger is voor beschadigingen tijdens de segmentverplaatsing in de bouw fase; b de plaats van dwarskrachtoverdracht is gedefinieerd. Het definitieve liningontwerp is vastgesteld met een 3D-raamwerkberekening die in paragraaf 6.3.3 wordt behandeld.
6.3.2
liningschematisatie
voorontwerp
De kenmerken van het 2D-raamwerkmodel, dat in het voorontwerp is toegepast, zijn in het kort: polygoon ring bestaande uit 28 staven (7 segmenten met 4 staven); scharnieren als voegverbinding tussen segmenten; 2 polygoon ringen die in elkaar vallen; 3 koppelstaven per segment; * eigenschappen van koppelstaaf gerelateerd aan Kaubit; 1 vast punt om draaien te voorkomen; verende bedding die grondreactie schematiseert, in kruin 90-100 graden beddingsloos. Deze punten worden achtereenvolgens nader beschreven. Schematisatietunnelring Om een tunnelring in een raamwerkprogramma in te voeren wordt de ronde tunnel geschematiseerd door een aantal rechte staven. In sommige raamwerkprogramma's kunnen gebogen staven worden ingevoerd waardoor de berekende dwarskrachten in de ring kleiner zullen zijn. Voor de berekening van de lining van de boortunnel Heinenoord is de cirkelvorm weergegeven door coördinaten. Het aantal coördinaten is afhankelijk van het aantal segmenten in een tunnel ring en de grote van de segmenten. In dit geval is er gekozen om ieder segment weer te geven met 4 knopen. Voor 7 segmenten in een tunnelring betekent dit dat de cirkel wordt weergegeven door 28 knopen, zie figuur 6.2.
0- 360·
270·
90·
180·
figuur 6.2
Samenvatting
berekeningen
figuur 6.3
Tweede
Heinenaordtunnel
27
november
1996
:rUNNELRING
TUNNELqlNG
~
I
figuur 6.4 Het berekenen van de knoopcoördinaten kan met behulp van de volgende formules, zie ook figuur 6.3. voor voor
DO"
voor
18D°-
geldt:
voor
27D°-
geldt:
Xi
Yi Xi
Yi Xi
Yi Xi
Yi
r.cosa r.sina -r.cosa r.sina -r.cosa -r.sina -r.cosa r.sina
De cirkel in het raamwerkmodel wordt gevormd door de knoopcoördinaten te verbinden door middel van staven. De verbindingsstaven krijgen de karakteristieken (EI, A etc.) van de betonnen segmenten. De voegen tussen de segmenten in de tunnelring worden geschematiseerd met scharnieren. Vertaling 3D-probleem naar 2D-schematisatie De interactie tussen twee tunnelringen wordt van een drie dimensionaal naar een twee dimensionaal probleem geschematiseerd. Dit gebeurt door de aanliggende tunnelring 2 een iets kleinere diameter te geven dan tunnelring 1 en te plaatsen binnen tunnelring 1. De tunnelringen 1 en 2 worden met elkaar verbonden door koppelstaven die de karakteristieken hebben van de wrijvingskracht die tussen de tunnelringen kan worden overgebracht. In figuur 6.4 is dit weergegeven. De koppelstaven mogen alleen normaalkracht overbrengen en geen dwarskracht en moment. In de uitvoer van de raamwerkberekening moet dit o.a worden gecontroleerd. Koppelstaven De ringen worden onderling verbonden door koppelstaven die de dwarskrachtoverdracht van de ene naar de andere ring schematiseert. In de praktijk worden deze punten gecreëerd door op het segment kunststof plaatjes te bevestigen. De eigenschappen van het opgelijmde plaatje worden in de veerkarakteristieken van de koppelstaven verwerkt.
Samenvatting
berekeningen
Tweede
Heinenoordtunnel
28
november
1996
Voor de Tweede Heinenoordtunnel is hiervoor kaubit (een rubberachtig materiaal) gekozen. Op grond van het kracht-weg-diagram van kaubit, zijn de karakteristieken voor de invoer van het model bepaald. Het blijkt dat voor 1 mm vervorming een kracht nodig is van 100 KN. De invoergegevens voor de koppelstaven in het raamwerkprogramma zijn: lkoP lkoP E F
= =
ruitw-rinw
lengte koppelstaaf lOON/IlIIl12 = lOOKN 1::.1 = lIllIl1 A
=
=
F.lkon
-rr:E
r
De vervormingen van de tunnelring worden opgenomen door het kaubit dat als een elastisch materiaal wordt geschematiseerd met en E-modulus van 100 N/mm2• Indien de vervormingen groot zijn en het kaubit sterk vervormt dan is het mogelijk dat het kaubit zich niet meer elastisch gedraagt. Het is daarom belangrijk om de vervormingen te controleren om te zien of het kaubit zich in het elastische traject bevindt. Indien dit niet het geval is, moet de E-modulus van het kaubit in de invoer worden aangepasten de berekening opnieuw worden uitgevoerd. Het deel van de vervorming dat wordt opgenomen door Kaubit is afhankelijk van de grondsoort, de verwachtte vervormingen en de berekende koppel krachten in het rekenmodel. Voor de Tweede Heinenoordtunnel zijn koppelkrachten berekend variërend tussen de 100 en 200 kNo Hierbij waren de optredende vervormingen klein waardoor het kaubit zich gedroeg als een elastisch materiaal. Het aantal koppelstaven wordt bepaald door: a constructieve beschouwing: N&F-verbinding: hierbij zijn 3 koppelstaven per segment. De ringen liggen in halfsteensverband naast elkaar. De vervorming van een ring geschiedt t.p.v. scharnier. Dit scharnierpunt van een ring verplaatst langs de naastliggende ring. De dwarskracht wordt afgedragen t.p.v. van deze scharnieren. Per segment liggen er t.g.v. het halfsteensverband 3 scharnieren aan met als gevolg 3 dwarskrachtoverdrachtsplekken die worden geschematiseerd door 3 koppelstaven. nokverbinding: tussen de ringen is het aantal koppelstaven gelijk aan de toegepaste nokken. Het liefst worden slechts 2 nokken per segment toegepast vanwege de plaatsing van de segmenten in de uitvoering. Meer dan 2 nokken geeft plaatsingsproblemen ten gevolge van de te grote vereiste toleranties. Tevens geven 3 nokken een statisch onbepaalde situatie waardoor de krachtswerking onduidelijker wordt. b statische berekeningen: hieruit volgen de krachten. Indien deze te groot zijn moet het ontwerp worden aangepast. Beddingschematisatie In het raamwerkmodel wordt de grond rondom de Iining van een boortunnel geschematiseerd door veren waarvan de veerconstante gelijk is aan de beddingsconstante van de grond. Afhankelijk van de grondsoort worden slappere of stijvere veerkarakteristieken ingevoerd. De opbreekberekening, zoals in paragraaf 5.4 is besproken, garandeert voldoende dekking op de tunnelkruin om een bedding over de tunnelkruin te mogen schematiseren. In paragraaf 6.4 wordt de beddingschematisering verder beschreven. Belastingschematisatie Voor de schematisatie van de belasting is het model van Schulze Duddeck gebruikt dat in paragraaf 6.5 nader wordt beschreven.
Samenvatting
berekeningen
Tweede
Heinenoordlunnel
29
november
1996
6.3.3
liningschematisatie definitief ontwerp
Voor het definitieve liningontwerp is gebruik gemaakt van een 30-raamwerkmodel. zal het 30-model nader worden beschreven. Er wordt gesproken over een 30-model maar gezien het feit dat de lining alleen wordt belast en niet in langsrichting, spreekt men ook wel van een 2,50-model. Het 30-raamwerkmodel heeft de volgende kenmerken: polygoon ring bestaande uit 56 staven; scharnieren als voegverbinding tussen segmenten; 2 polygoon ringen met verschillend z-coördinaat; 2 nokken per segment waarbij de nokken worden geschematiseerd 1 vast punt om draaien te voorkomen; verende bedding die grondreactie schematiseert. De bovenstaande punten worden
In deze paragraaf in radiale
richting
door veren;
hierna behandeld.
Schematisatie tunnel ring De schematisatie van de tunnelring in het 30-raamwerkmodel is bijna identiek aan de schematisatie van het 20-model dat in paragraaf 6.3.2 is beschreven. Alleen in het 30-model wordt een liningsegment geschematiseerd door 8 rechte staven in plaats van 4 staven. Dit betekent dat er 8 knopen per segment nodig zijn waarbij een knoop wordt vast gelegd door middel van 3 coördinaten (x-, y- en zrichting). De x- en y-coördinaten worden berekend met behulp van de in paragraaf 6.3.2 gepresenteerde goniometrische formules. De tunnel ring is dus opgebouwd uit 56 staven en knopen. De voegen tussen de segmenten in de tunnel ring worden geschematiseerd door middel van scharnieren dus in totaal zijn er 7 scharnieren per tunnelring nodig. De sluitsteen wordt als 1 voeg of scharnier geschematiseerd. In figuur 6.5 is de schematisatie van twee tunnelringen weergegeven. Schematisatie nokverbinding In het definitieve liningontwerp (voor beschrijving zie hoofdstuk 7) is gekozen voor een nokverbinding. Deze nokverbinding zorgt voor de dwarskrachtoverdracht tussen twee tunnelringen. Elk segment heeft twee nokverbindingen en deze nokken worden in het 30-model geschematiseerd door middel van veren. In de praktijk worden de nokken bedekt met een rubberachtig materiaal. Voor de Tweede Heinenoordtunnel is gekozen voor het materiaal Kaubit. Voor de schematisatie van de veerconstante van de koppelveren wordt de elasticiteitsmodulus van het kaubit (100 N/mm2) als rekenwaarde aangenomen. Voor een uitvoeriger beschrijving van het kaubit wordt verwezen naar het onderwerp koppelstaven in paragraaf 6.3.2. In de schematisatie moet meegenomen worden dat de nokken geen moment kunnen overbrengen. Bedding- en belastingschematisatie De schematisatie van de bedding die gebruikt is in het 30-model wordt beschreven in paragraaf 6.4. De belasting van de tunnellining is geschematiseerd volgens de theorie van Schulze Ouddeck. Een beschrijving van dit model is te vinden in paragraaf 6.5.
Samenvatting
berekeningen
Tweede
Heinenoordtunnel
30
november
1996
figuur 6.5
Samenvatting
berekeningen
Tweede
Heinenoordtunnel
31
november
1996
6.4
Schematisatie van de beddingswaarden
De grond rondom de tunnellining vormt een elastische ondersteuning voor de tunnel ring. Deze bedding is in het berekeningsmodel van het voorontwerp geschematiseerd door veren en in het definitieve berekeningsmodel geschematiseerd met staven. De veerconstante/rekstijfheid van de veer/staaf is in deze gevallen gelijk aan de beddingscontante van de grond. In figuur 6.6 zijn deze schematisatiesweergegeven. De berekening van de beddingsconstante is afhankelijk van de diepteligging van de tunnel. Voor een gronddekking van minder dan 2D boven de tunnel geldt voor de radiale veerstijfheid: waarin:
Ks
=
Eoed,eq
-r;de de
Eoed,eq
D
E-modulus van de grondlaag nominale straal van de cirkel
de equivalente oedometermodulus de tunneldiameter
In de Eoed,eq wordt de invloed van de gelaagdheid meegenomen. Naast de tunnel is deze Eoed,eq gelijk aan de Eoed,eq van de betreffende grondlaag. In het bovenste en onderste deel van de tunnel wordt de grondgelaagdheid gevoeld. De Eoed,eq kan dan voor een systeem met n-Iagen onder c.q. boven de tunnel als volgt worden bepaald: 1 EOed,eq
waarin: Hl
H
j
Eoed,l Eoed,n
Hl
+ •••
* ( D + Hl) oed,l 2' '2
E
dikte eerste grondlaag onder de tunnel dikte van i-de laag onder de tunnel de oedometermodulus van de dichtst tegen de tunnel gelegen laag de oedometermodulus van de laag die op 1D onder c.q. boven de tunnellining ligt.
Deze formule geeft weer dat de spanning in de grondlagen onder de tunnel als gevolg van de drukken uit de lining bij toenemende afstand tot de lining afneemt met een factor l/R. Alleen de grondlagen die maximaal 1D van de tunnel liggen zijn in beschouwing genomen. Overigens worden bij deze schematisatie de liggerwerking van stijvere grondlagen niet in beschouwing genomen.
Samenvatting berekeningen Tweede Heinenoordtunnel
32
november 1996
figuren 6.6
Samenvatting
berekeningen
Tweede
Heinenoordtunnel
33
november
1996
Voor de beddingschematisatie zijn tevens de volgende aannamen gedaan: voor de beddingwaarde van iedere grondlaag wordt de onderschrijdingswaarde van 5% van het grondonderzoek genomen; er wordt alleen een radiale bedding toegepast; in de kruin en aan de zijkanten van de tunnel worden geen trekbeddingen toegestaan echter aan de voet van de tunnel wel. De resultaten van de M-lijn komen namelijk met deze schematisatie beter overeen met de werkelijkheid: namelijk grotere momenten in de kruin en zijkant dan aan de tunnelvoet. De trek in de veren aan de voet van de tunnel mag dan echter niet groter zijn dan de opwaartse waterkracht per staaf van het raamwerkmodel; bij breedovale vervorming mag geen bedding worden aangebracht over een hoek van 90 graden; bij hoogovale vervorming mag onder voorwaarden een beperkte bedding worden aangebracht over een hoek van 90 graden; indien de tunnels dichter dan 0,50 naast elkaar liggen moet de bedding worden aangepast. Voor de Tweede Heinenoordtunnel is de afstand groter dan 0,50 (4,5 meter); de middeling van de beddingswaarden moet op een verstandige wijze gebeuren. Theoretische beddingspieken dienen te worden uitgevlakt. De redenen van het toepassen van de middeling zijn: * tijdens het boorproces wordt de grond verstoord, namelijk ontspannen door ontgraving en weer opgespannen door groutpersing bij staartdichting. De grondspanningen t.g.v. het groutpersen zullen vervolgens weer herverdelen hetgeen invloed heeft op de uiteindelijke bedding. De bedding zal op de overgang van twee grondlagen geen grote verschilwaarden vertonen; * de tunnel zal door de grond- en waterdrukken vervormen. Deze vervorming is afhankelijk van de belasting en de omliggende grondbedding. De bedding zal niet sprongsgewijs verlopen door dit krachten-vervormingspel, de bedding past zich aan de vervormingen aan. In de uitwerking van de beddingschematisatie van de Tweede Heinenoordtunnel is het erop neergekomen dat van de beddingwaarden aan de zijkant van de tunnelwand het gemiddelde is genomen en vervolgens zijn vergeleken met de beddingwaarde aan de onderkant van de tunnel. De kleinste beddingwaarde is uiteindelijk voor de hele ring (m.u.v. de kruin) toegepast.
6.5 6.5.1
Belastingen Algemeen
Voor de Tweede Heinenoordtunnel is de belasting geschematiseerd op basis van de belastingschematisatie volgens de theorie van 5chulze Ouddeck (5&0). 5&0 hebben een onderzoek gedaan naar de liningontwerpmodel met als doel een eenvoudig theorie waarin de kruinbelasting niet verminderd hoeft te worden en ontwerpdiagrammen voor tunnelmantels. De achtergronden van de theorie van 5&0 zijn in een publicatie (1964) verwoord waarvan m.b.t. de belastingschematiesatie in paragraaf 6.5.2 een samenvatting is gegeven. In paragraaf6.5.3 wordt een overzicht gegeven van de belastingsgevallen.
6.5.2
Belastingschematisatie Schulze Duddeck-model
6.5.2.1 Algemeen Het graafproces, de noodzakelijke oversnijding en de benodigde staartspleetvulling bij een geboorde tunnel geven een sterke verstoring van natuurlijke spanningstoestand van de grond. De gronddrukken worden aan het graaffront belast door de steundruk en aan de staartspleet belast door de groutdruk. Als de tunnelmantel uit de TBM wordt gedrukt zal deze vervormen hetgeen ontspanning of opspanning van de grond zal inhouden al naar gelang de van de vervorming (breedovaal of hoogovaal) en de plaats langs de tunnelomtrek.
Samenvatting
berekeningen
Tweede
Heinenoordtunnel
34
november
1996
Het boorproces zal echter niet altijd volgens de theoretische verwachtingen verlopen. Hiervoor kunnen verschillende oorzaken zijn bijvoorbeeld: de staartspleet wordt niet volledig gevuld, de graaffrontstabiliteit is niet optimaal, etc. Naast deze onzekerheden zijn er ook de "reguliere" onzekerheden t.a.v. de waterstand, en de bovenbelasting. Het is dus erg lastig/onmogelijk een waarheidsgetrouwe belasting te schematiseren. Voor de S&D schematisatie van de belasting wordt er van een primaire spanningstoestand na aanleg van de tunnel uitgegaan. Voor de bepaling van de momenten in de tunnelring moet worden bedacht dat slechts de verschillen in belasting om een cirkelvormige tunnel leiden tot momenten, vervolgens krijg je daardoor vervorming m.a.g. beddingsreactie vanuit de grond m.a.g. vermindering van belastingsverschillen. Belangrijke parameterszijn dus lambda en de bedding. Vanwege de complexiteit is het beter de kritieke belastingsgevallen nauwgezet te onderzoeken dan een zeer verfijnde theorie toe te passen. De berekeningsaannamen moeten de veiligheid dekken.
6.5.2.2 Aannamen en uitgangspunten In de S&D-schematisatie worden de volgende aannamen en uitgangspunten gedaan: voor de gronddrukken op de lining wordt uitgegaan van de primaire spanningstoestand; er wordt geen elastische bedding op de tunnelkruin toegepast voor een dekking kleiner dan 2 maal de diameter omdat bij breedovale vervorming in de kruin in dat geval een trekbedding ontstaat. de E-grond of C-bedding wordt een minimale en maximale waarde gegeven en constant over de hoogte genomen; de lambda-waarde van de grond wordt uniform voor de hele tunneldoorsnede genomen; voor de lambda-waarde wordt de neutrale waarde genomen (t-sine): verder wordt voor een constante buigstijfheid van tunnel uitgegaan want t < < R; de momenten t.g.v. van de ringverkorting zijn voor gebruikelijke wanddiktes te verwaarlozen; de tangentiale belastingscomponenten op de tunnelmantel worden verwaarloosd. De wrijving tussen de mortel en de grond is praktisch 0 omdat de mortel plastisch is tijdens het uitdrukken van de Iining uit de TBM en tijdens de periode waarin de grootste vervormingen van de tunnelmantel plaatsvinden; de tangentiale bedding wordt verwaarloosd en alleen radiale beddingsveren worden toegepast; de kruinlast wordt niet door gewelfwerking ontlast. Onder deze aanname volgt het grondlichaam de kruinvervorming volledig. Dit zou optreden als de grondwrijving 0 is (bij vloeistoffen). Deze aanname is veilig omdat de E en lambda waarde van de grond veilige waarden zijn bij verwaarlozing van de gewelfwerking; de kritische doorsneden dienen te worden beschouwd.
6.5.2.3 Belastingformules De afleiding van de formules die zijn toegepast is weergegeven in het artikelen: Spannungen in schildvorgetriebenen Tunneln, Heinz Schulze Duddeck, 1964; Statische Berechnung Schildvorgetriebener Tunnel, Heinz Schulze Duddeck. Bij verwaarlozing van de tangentiele belasting geldt voor de formule voor de belasting luidt: 0,5 * (Pv + Ph) + 0,5 * (p, - Ph) * cos2etl met p, radiale belasting p, verticale belasting ter plaatse van de tunnelkruin Ph horizontale belasting ter plaatse van de tunnelas Pr -
In figuur 6.7 is een verklarende figuur weergegeven. De horizontale en verticale grond- en waterbelasting worden in deze formule verwerkt waarna vervolgens de in het programma in te voeren radiale belasting bekend is.
Samenvalling
berekeningen
Tweede
Heinenoordtunnel
35
november
1996
In figuur 6.7 is een verklarende figuur weergegeven. De horizontale en verticale grond- en waterbelasting worden in deze formule verwerkt waarna vervolgens de in het programma in te voeren radiale belasting bekend is.
6.5.3
Belastingsgevallen
De beschouwde belastingsgevallen zijn onderverdeeld gebruiksfase. In figuur 6.8 zijn deze weergegeven.
in belastingsgevallen in de bouw-
en
De belastingen in de gebruiksfase zijn: belastingsgeval 1: eigen gewicht tunnel; belastingsgeval 2: gronddruk; belastingsgeval 3: gelijkmatig verdeelde verkeerslast (10 KN/m2); belastingsgeval 4: tweezijdige ongelijkmatige verkeerslast; belastingsgeval 5: ongelijkmatige verkeerslast direct boven de tunnel; belastingsgeval 6: eenzijdige ongelijkmatige verkeerslast; belastingsgeval 7: gelijkmatig verdeelde last van een gezonken schip (25 KN/m2); belastingsgeval 8: eenzijdige ongelijkmatige last van een gezonken schip (type 1); belastingsgeval 9: eenzijdige ongelijkmatige last van een gezonken schip (type 2); belastingsgeval 10: waterdruk; belastingsgeval 11: ontgraving (1,5m* 1,Sm = graven kabel). Temperatuurbelastingen en krimp en kruip van beton worden niet onderzocht aangezien de vele segmentvoegen deze spanningen in de segmenten verhinderen. De belastingen in de bouwfase zijn: belastingsgeval 12: vijzelkrachten van het schild namelijk de bedrijfslast en de maximale vijzelkracht; belastingsgeval 13: groutdruk in de staartdichting (variërend van 1,5 - 3,5 bar). Van deze belastingsgevallen kunnen verschillende belastingscombinatie worden samengesteld die in het belastingsmodel van Schulze Ouddeck kunnen worden verwerkt. AI snel blijkt dan dat slechts enkele belastingsgevallen maatgevend zijn. In de berekening zijn een aanvullende belastingsgevallen beschouwd namelijk: een voorvervorming geven aan het systeem volgens de Emphelungen wo - R/200. dit getal is bepaald door ervaring en kan worden vergeleken met de imperfectie van een pendelstaaf; breuk van 1 nok; vergroot grondgewicht in de kritische doorsnede; groutdruk van 1,5 bar voor doorsnede met kleine dekking en 3 bar voor doorsnede met grote dekking. De groutdruk is als een constante belasting om de tunnel beschouwd en het hydrostatische deel is weggelaten. Dit is niet geheel juist echter de grout is na een half uur verhard en in de verhardingstijd is de druk niet hydrostatisch; segmentverplaatsingsbelastingen; TBM-vijzeldrukken; brandbelasting: een berekening maakt waarin wordt aangetoond dat de tunnelring stabiel blijft na afspatten van de dekking en het verloren gaan van binnenste wapening bij een brand volgens de standaard brandcurve gedurende een uur. De kans op een ongeluk in de tunnel waarbij brand ontstaat is voor de fietsersbuis niet aanwezig en voor de tractorenbuis 1/1000 in 100 jaar hetgeen deze omgang met de brandbelasting rechtvaardigt.
Samenvatting
berekeningen
Tweede Heinenoordlunnel
36
november
1996
figuur 6.7
"k~!t 3 :
~f('JIS~.s{t'I1t1h
/~~IJJff:~
_--.---..--..*~jg .tr-~;.b~~ f,Jt411S •.{i-
i(/ttJ""".
$e"fi
Y4'It
clrt~~k
/pl::=4OtO~(
i/il'
~(11
,
"Vü~ ,;" ,~~-
tkth,13fo ;A/;seJ;H iS .
"f.as#tf If: ~kJr~
ES ~tft" ~ 1ie,fJ!UtJt1I
b Pv
IS'
h"J'
/1~O/rfÇ;.
"dl
lilt
P4-!kI1s6sf~
,Ji~
,.di4fH1 lirII~KJ""Ftd Jt,.#eh~{; r/èe -611J8fft'.lo
;;eJ,l.
~-Ot~}j'~
. figuren 6.8
Samenvatting
berekeningen
Tweede
Heinenoordtunnel
37
november
1996
I A p==y,P
-c ?
lle étclolftlJ~/':Jv/l!/ (; ÁDtliat'lt 1J(~UIht9a« ~t"I1 Jet: &.s't p (prk/,f/NJths(;3' /I/elf Itkièb~hif.
-17-;-;;-;-;-;
;-;-;;-;;-;-;
-;;-;-;;-;-;
t/(1NrIt
ptQkJ
Î-$s-;o-,~,p::u;!4d~'
t-~:-t
/' /
figuren 6.8
Samenvatting
berekeningen
Tweede
Heinenoordtunnel
38
november
1996
AI
p'= ~ A'.>A
'1(()~
"" p/~ 100 /ff:,~
p,=L· A' 100
/tU/tl ~ P7/tt
P
A'>A
•Lasiptt
jO: USS~K
LF1d:1 LF1o.~ ff;,f6s-fu1t3Áh
AfIS/(i,I
~8'~o
r
figuren 6.8
Samenvatting
bereken ingen Tweede
Heinenoordtunnel
39
november
1996
In de Iiningberekening zijn een aantal belastingsgevallen tijdens de uitvoeringsfase nietJbeperkt beschouwd. Belastingsgevallen die nietJbeperkt zijn beschouwd: wiellasten van de trailers op het tunnelliningdeel waarvan de groutomhulling nog niet is verhard; meenemen van druk op lining uitgeoefend door staartdichting; onvolledige groutvulling rondom de lining. Het is zeer moeilijk de grootte van deze krachten in te schatten. Vanuit een stuk praktijkervaring is echter gebleken dat het bouwen van een tunnel ring zonder veel moeilijkheden mogelijk is.
6.6
Overzicht veiligheden liningberekening Tweede Heinenoordtunnel
De veiligheden in de berekening van de tunnellining zijn: 1 Belastingsschematisatievolgens Schulze Duddeck: er wordt met een primaire spanningstoestand gerekend; 2 Er wordt niet gerekend met wrijving in de ringvoegen. Deze wrijving is er echter wel en reduceert de dwarskracht in de nokverbinding; 3 De langsvoegen worden berekend als zijnde een volledig scharnier. Dit is echter niet het geval, de langsvoegen kunnen een (beperkt) moment opnemen waardoor het maximale moment wordt gereduceerd. (Het scharnier is als een punt aangenomen terwijl het een bepaalde breedte heeft waardoor het een beperkt moment kan opnemen); 4 Er wordt een minimum wapeningspercentage in de segmenten toegepast. Het benodigde wapeningspercentage dat uit de berekeningen volgt is kleiner; 5 De doorsnede is niet volledig uitgenut. De doorsnede kan meer normaalkracht opnemen dan vereist is; 6 De beddingsveren worden in de 3-dimensionale raamwerkberekening op de cirkelpunten aangenomen. In werkelijkheid is de bedding uitgesmeerd langs het hele segment. 7 Nokberekening: de over te brengen dwarskracht in de nokken worden ingevoerd als puntbelasting terwijl de nok in werkelijkheid een bepaalde breedte heeft; 8 Voor de invoer van de door GD en ELE geleverde grond parameters zijn de Sa/a-karakteristieke waarden gehanteerd. Hierbij is te allen tijde de ongunstige grens aangehouden; 9 de veiligheidsfilosofie die wordt toegepast is gebaseerd op elastische vervorming. De breukzekerheid is echter veel groter want de tunnel mantel stort zelfs na het optreden van plastisch scharnieren niet in omdat scharnierverdraaiïngen tot uitvlakking van de gronddruk leiden met als gevolg verkleining van de momenten. De totaal veiligheid voor de betonberekening wordt overeenkomstig de Duitse normen (DIN 1045) y=1.75 genomen.
Samenvatting
berekeningen
Tweede
Heinenoordtunnel
40
november
1996
7 7.1
Resultaten Gekozen liningontwerp
Het voorontwerp van de lining is bepaald a.d.h.v. vuistregels, ervaring en praktische overwegingen. Na vaststelling van de globale dimensies van de tunnel ring is dit voorontwerp getoetst en bijgesteld a.d.h.v. berekeningen. Het uiteindelijke liningontwerp is in figuur 7.1 weergegeven. De kenmerken van het liningontwerp zijn: binnendiameter 7,6 m, buitendiameter 8,3 m; segment: dikte 0,35 m, breedte 1,5 m; tunnelring bestaat uit 7 segmenten en 1 sluitsteen; toepassing van links en rechtsringen in halfsteensverband; koppeling d.m.v. twee nokken per segment tussen de ringen; de segmenten worden t.b.v. uitvoering in langs- en dwarsrichting vastgeschroefd; de waterdichting wordt verkregen door een waterdichtingsvoeg langs de omtrek van de segmenten; de segmenten worden geprefabriceerd, betonsterkte klasse B45, staalkwaliteit FeB500; opvangen en gelijkmatige verdeling van vijzelkrachten d.m.v. kaubitplaatjes.
7.2
Wapening
De gekozen wapening voor de segmenten van de Tweede Heinenoordtunnel is gegeven in de figuren 7.2. Ontwerpaspecten wapening bepaling Voor de wapeningbepaling moet worden rekening gehouden met: de buigwapening moet worden bepaald voor de berekende maatgevena momenten de positieve en negatieve momenten; de dwarskrachtwapening moet worden bepaald voor de berekende b dwarskracht maatgevende doorsnede; voor de krommingsdruk t.g.v. de ronding van de segmenten kan het krommingsdrukken c nodig zijn wapening op te nemen; voor het inleiden van vijzelkrachten in de ringvoeg en normaalkrachten d splijtwapening in de langsvoeg kan er splijtwapening nodig zijn; deze dienen door de nok en de groef opgenomen te kunnen worden; e koppelstaafkrachten f de erector in de TBM plaatst de segmentstenen in de tunnelring. spiraalwapening Hiervoor heeft de erector onder andere een conus. In het segment is hiervoor een groef opgenomen. De wapening rond deze groef bestaat uit een spiraal. Hieraan liggen nauwelijks berekeningen ten grondslag want in de praktijk heeft deze spiraalwapening altijd voldaan. g scheurwijdtecontrole. h overig naar de randen van het segment wordt vaak zwaardere wapening toegepast om trek in trekboog t.g.v. montage te kunnen opnemen; de trekstaaf in de nok wordt niet aan de buitenkant van het segment toegepast om de trekkracht op te nemen omdat de hoogte van de betondoorsnede dikker en breder is t.g.v. kromming; de wapening van de segmenten is aangepast aan de ervaringen die men in de praktijk heeft opgedaan.
Samenvatting
berekeningen
Tweede
Heinenoordtunnel
41
november
1996
SEGMENT
SEGMENT
uWARSBOUTVERBINOING
SEGME~T
OWARSBOUTVERBINOING
SEGMENT
n _..
.._.~_
•.I .. ~
:'ANGSaOUTVERBINOING
:'ANGSBOUTVERBINOING
f1 C3.
..
_ .._~_ _ ..
..
t
BINNENAANZICHT
AANZICHT
SEGMENT
'A' IN BOORRICHTING
figuren 7.1
Samenvatting
berekeningen
Tweede
Heinenoordtunnel
42
november
1996
AANZICHT Sol'""".
A-A ,.
~.J
,
••••••
<)
\
I
~-,
!..'-!
[IJ .- - - -\ ~ 113\
1 '"?,)4I1 Ir v
1_))"
1••
I I I I
\~
[51 ••• ~,
I_~
~
'.'QJJ ;
I I
1\1. \
I
11
I
~\T'I
I
. I~"'.
I
,
I H·~
__
~ •. ®HG IlIIm[NAANZICHT "!lUl.
liJ
~
m
I TI
n-
Gl~
-
ij]
,.
I '"
I
figuren 7.2
-s.:m:en:v.:n:"ng~=berek:e:ni:nge:n~~TW:eed=~' ==~--------------------------- november 1996 S, eHeonenoordtunnel 43
literatuurlijst
Spannungen in schildvorgetriebenen Tunneln, Heinz Schulze Duddeck, 1964
Statische Berechnung Schildvorgetriebener Tunnel, Heinz Schulze Duddeck.
Beulsicherheit von erdverlegten Rohren und Tunnelauskleidungen unter Aussendruckbelastung, Georg Feder, 1971
Emphelungen zur Berechnung von Tunneln in Lockergestein (1980), Heinz Duddeck
Tweede Heinenoordtunnel rekenregels voor ontwerp geboorde tunnel, CO-349080/72, december 1994
Ontwerp Tweede Heinenoordtunnel:
*
dimensionering boortunnel, LVT-D-V-0040
*
ontwerpbasis gesloten tunneldeel, R-THT-BT-C100
*
berekening opdrijving, R-THT-BT-C200
*
voorberekening tunnelwand 2, R-THT-BT-C401
*
berekening tunnelwand, R-THT-BT-C401
*
boortunnel stabiliteit boorfront, R-THT-BT-C600
Samenvatting berekeningen Tweede Heinenoordtunnel
44
november
1996
Bijlage 1 Het ruimtelijke steundrukmodel volgens Jancsecz
3. The Mix-Shield system With the assumed instability of the face in glacial deposits with and without ground water, and relatively good face stability in the bedrock ( molasse ), a convertible mix-shield machine - based on a patented design by Wayss & Freytag AG - was selected by the elient .. This machine worked in the glacial soil deposits as a slurry shield with pressurized face and hydraulical mucking. In the molasse it worked as a TBM with dry mucking. The shield is described in more detail in [ 2 ]. As Figure 4. shows the Mix-Shield has a double chamber system.
SEPARATION BULKHEAO
J..J-
OJTlING YrHEEl
~
STONE CRUSHER
Figure 4. The Mix - Shield system ( 0
=
11,6 m )
The pressure chamber for controlling the slurry pressure by an air cushion is separated by a diaphragm bulkhead from the working chamber of the cutting wheel.To reduce the number of entering into the working chamber there was a stonecrusher installed in the centre, for breaking boulders up to 1 m3 in size.
Samenvatting
berekeningen
Tweede
Heinenoordtunnel
1.1
november
1996
3.1 Stages of face support Beside the described adaptability there is an other advantage of this type of shield, namely; maintenance on the cutring wheel can be undertaken with partial or full drawdown of the slurry under compressed air. Figure 5. shows the typical supporting modes and the distribution of support pressures on the tunnelling face. However, the support with compressed air - either half or fuIl - was a rather exceptional case. 0.) SLURRY SUPPORT Po AIR CUSHION
b.) COMPRESSED AIR AND SLURRY SUPPORT
c.) COUPRESSED AIR SUPPORT . p. AIR PRESSURE
Po
AF
SEPARATION
~ AB.-PRESSURE Aïif CUSHION PRESSURE Pu
"SLURRY
BULKHEAO
t.lEt.lBRANE
Pu
PRESSURE DIAPHRAGM
SLURRY PO=PAH SA
I
Po=PAF
S=SA +Ss
I
w
Ss
0
Pu=Po + 27F
Pu=PAf
Figure 5. Supporting modes and distribution of face supporting pressures When driving in slurry mode the face is supported by the slurry pressure. In this case the slurry pressure distribution is very similar to the distribution of earth and water pressures. The pressure - transmitting medium between liquid and soil is a membrane or cake, filtrared from the bentonite slurry onto the tunnelling face. The two most important questions regarding face support in slurry mode are; how high the support pressure should be ( earth statical aspect) and how is it possible to reach a safe and quick membrane developing ( fluid mechanical aspect ). 'An important element of the Mix-Shield system is the automatic fluid pressure regulation with the help of an air cushion as shown in Figure 5. This makes it possible to provide a constant support pressure on the face under continuous and parallel charging and discharging of the slurry into and out of the working chamber.With the face partly or fully supported by compressed air, various problems can arise: The support pressure is less ideal ( constant over face ). Compressed air influences the ground in different manners : soil is more permeable to air, large losses of air may occur, fmally resulting in a blow out. In some soils drying out may occur under compressed air support and the face may thus become unstable after a certain period of time ( stand-up time ).
Samenvatting
berekeningen
Tweede Heinenoordtunnel
1.2
november
1996
4. Theoretica! approach of the face stability in non cohesive soils Ta find out the right support pressure for a tunnelling face in granular soils, it is first of all necessary to consider the farces on a possible and probable failure model Similar to other solutions in soil mechanics, application of limit equilibrium analysis can deliver a limit earth pressure acting on tunnelling a face. Selection of an appropriate factor of safety assisted by deformations or settlement control allows determination of support presssure which is not toa high or not toa low. If the support pressure is too low, face collapse or extreme settlements occur. If it is toa high excessive slurry or air penetration with surface upheaval may occur together with loss in effective support, paniculary with air. This may result in face col1apse. The first calculation of the support pressure for a Hydroshield ( an earlier designed slurry shield from Wayss & Freytag AG ) based on a simple three dimensional model, as shown in Figure 6., 0.) LONGITUDINAL SEcnON
b.) fRONT VIEW
q.kN/m2 Ground surfoce
-
...•. ,,,., ,I
4>. e
.•..•.
:
Ground water
'..",
.
\
"
Sh~ld
P I -:::-._ ..:._ 11.._ S
c.) TOP S1DE VIEW
i u-
t-
b )(
}:.~-
:}:-
. x
F
x
G,
.:~--
)(
x
d.) FORCES ON SOil YltOGE
X
_.
::F:= -r
E+W
:.--
G S
»
:~--
.r.
Figure 6. Three dimensional limit equilibrium model was carried out approx. six years ago [ 4 ]. After six years experience in using this failure model on different projects [ 5 ] it appears weIl proven , that there is no particular need for more complicated or sophisticated calculation methods. Due to many uncenainities like : soil parameters, boundary conditions, constitutive law etc. it is more than adequate to use the simplified three dimensional model from Figure 6. It is more important to colleet further practical experiences and carry out different measurements to be able to adapt or apply the theoretical results to them. [ 6 ]
Samenvatting
berekeningen
Tweede
Heinenoordtunnel
1.3
november
1996
The three dimensional failure model consists of two parts ; a soiI wedge ( lower part ) and a soil silo ( upper part) above them. For the first, the vertical pressure resulting from silo and acting on tbe horizontal surface of the soiI wedge will be determined separately from tbe lower part. According to Terzaghi' s solution tbe vertical pressure is given by [ 7 ] .
F
q S (t)
=
-Y-C{ ~tan<1>
1 - exp ( - t
U
}
F À.tan<1»
<. 1 )
Where y is tbe unit weight, <1>is the angle of internal friction, c is the cohesion, À.is the earth pressure coefficient, U and F are the circumference and area of the horizontal plane from tbe soil wedge. As the expression shows, the vertical overburden pressure acting on tbe top plane of the soil wedge is also a function of the slip angle. This angle is tbe linking member between upper and lower part of tbe failure model. Tbe conditions of equilibrium for the lower part are (see also [ 8 ] )
L F + Rsin <1> + EcosP Rcos<1>+ Esinp +
L
-
L Gsin P = 0
Gcosû
=
(2 )
(3)
0
and with it tbe earth pressure is given by
E -
L G (sin13 -
The maximum condition :
cosptan<1» -
LF
(4 )
tan<1>sin13 - cosê of the earth pressure is to derivate by fulfilling
dE = 0
next differential
(5 )
dp
The solution for
Il =
f( ~ ; ) after solving lhe differential equation is obtained
through a series of iterations. Figure 7. shows tbe variation of the slip angle 13 over t <1>and -. It is important to recognize that tbe effect of tbe overburden pressure on 13 . D t
- if -
D
~ 2 - is nor that great. With knowledge of 6 it is possible to defme a three-
dimensional earth pressure coefficient :
Samenvalling
berekeningen
Tweede
Heinenoordlunnel
1.4
november
1996
sin 13 cos 13 - cos KA3
=
Ka
13 tan eI> - -1.5 cos 13 tan eI>
cos 13 sin 13 + tan eI> sin
1 - sin + Where K
2
t.,,z ( 45 - ~ )
z
2
13
and a =
2
(6 )
1 + 3
t
D_ Figure 8. clearly
1+2-
t
D indicates the predominant influence of the internal friction on the earth pressure. The diagrams of Figures 7. and 8. can be applied for estimating support pressure in different cases. For practical use and parametrie studies a computer program was developed by [9] using a Windows I Mathcad spread sheet.
{3
l
D
el' "20'
el' -25'
el' =30'
el' =35'
el' =40'
0
60.340
62.611
64,802
66.900
68,918
1
61.890
64,161
66,286
68.283
70,177
2
62.197
64,464
66,580
68,566
70.423
3
62,322
64,592
66,706
68,683
70,527
55,0
57,5
60,0
62,5
65,0
0,574
0.4916
0.4167
0.349
0,287
45+
!
2 K= K.+K% 2
060 61 62 63 64 65 66 67 68 69 70 71 (,)
2 t
o 3 Figure 7, Variation of the slip angle J3
Samenvatting
berekeningen
Tweede
Heinenoordtunnel
1.5
november
1996
KA]
l 0
4' =20' 4' =25'
4' -JO'
4' • .)5' 4' ·~O·
0
0.386
0.310
0.248
0.199
0.159
1
0,354
0.279
0,222
0.177
0.141
2
0.348
0.273
0.217
0,173
0.138
3
0,345
0.271
0,214
0.171
0.136
K1.2 =lon2( 45- t) 2
0,49
0.41
0.33
0.27
0.22
K= Ko+KA2 2
0.574
0.4916
0,4167
0.349
0.287
0,1
0,2
0,3
2 t
o 3 Figure 8. Three dimensional earth pressure coefficient
Other solutions of the support pressure for cohesionless soil have been published by [ 9 ], Their theoretical solutions for statically admissible stress field ( lower bound ) and for kinematically possible collapse mechanism ( upper bound ) were found to he in close agreement with experimental results. Tberefore this theoretical method seemed to be applicable, as a calculation for comparison, to the three-dimensional problem from the tunneling face especially - in fluvioglacial gravel above the ground water level - in western part of the Grauholz - Line, The necessary magnitude of uniform normal support pressure on the exposed periphery and face were estimated af ter ( 7 ) and ( 8 ) :
on..
=
yD
Kp2
(7 )
Kp2
2
- 1
(8)
Samenvatting
berekeningen
Tweede
Heinenoordlunnel
1.6
november
1996
provided tbat..!-. ~ 1 - 1. Where D sin <1>
D is tbe diameter of shield, 'Y is the unit
= tan
weight of soil, is the angle of internal friction and K P 2
2
+ :)
(45
is. Substituting D = 11.6 mand y = 22 KN/m3 into the above equations the lower and upper limit of support pressure were caJculated and plotted versus the angle of internal friction <1>as shown in Figure 9. CaJculations based on simplified three - dimensional model delivered very similar results at <1>= 35 0_ 40 o.Duting tunnelling tbe stability of the face was verified by reducing tbe air support pressure in the soils of the western tunnel section. For safe and stabIe tunnelling a support pressure was judged necessary, corresponding to the lower bound limit for gravel with a friction angJe of <1>= 38 o. During the tests, witb reduction of air pressure, it was noticed that instabilities developed with support pressures in the range of 15 - 25 KPa. This corresponds to tbe upper bound solution for a friction angle from 38 0 to 44 ". Sînce such friction angles are possibly close to tbe origin, the agreement between the analytica! solution after [ 9 ] and experienee was cosidered as good. .
aru,all
LU
a:: ::::>
V) V) LU
a:: 0...
.... a::
0 0...
::::> ::::> V)
[KPo]
100 90 80 70 60 50
D=11,6M
<,
/'=22kN/m3
---,--
UPPORT tRESSURE
40
30 20 10 0
LOWER SOUND
25
30
35
40
45
50
ANGLE OF INT. FRICnON
55 cp [ 0
60 ]
Figure 9. Support pressures after Atkinson & Potts
Samenvatting
berekeningen
Tweede
Heinenoordtunnel
1.7
november
1996
Bijlage 2 Voorbeeld opdrijfberekening
Bijlage 2
Voorbeeld opdrijfberekening
De formules voor de opdrijtberekening zoals in paragraaf 5.2 beschreven, zijn in een spreadsheet ondergebracht. Op de volgende bladzijde is de uitvoer van de spreadsheet van de opdrijtberekening gegeven. Zie figuur B2.1, de invoer van de opdrijtberekening is: DuilW = 8,28 meter hl = 8,5 meter; h2=h3 = o meter ,. • YA. = 9 kN/m3; C:=~cl. = 24 KN/m3 Ybeton d = 0,35 meter; Gb = 0,05 *cirkeloppervlak*ybeton = berekent spreadsheet; Gt = berekent spreadsheet;
r~~&Fce.t ~~)
::!
,
-+
':'2 v~ • .:l
---------
i
-1.
Samenvatting
berekeningen
Tweede
Heinenoordtunnel
2.1
november
1996
I
Opdrijfberekening boortunnel Heinenoord
april 1994 ir. J.L van der Put Afdeling Tunnelbouw Bouwdienst Rijjkswaterstaat
; De opdnjfberekening
in de bouwfase
I
i
Invoer
i
m m m KN/m3 KN/m3 KN/m3 KN/m3 m
:ouitw ! H -grondlaag : H-ballastlaag ,Gow-grond !G-bl"lIast G-water G-cons1r.beton dikte tunnelwand .
_-
"--"------
8,28 8,5 0 9 18 10 24 0,35
---
.
__ .•-
8,28 7 0 9 18 10 24 0.35
8.28 6 0 9 18 10 24 0,35
8.28 4.8 0
91 18i ; 10 i 24: 0.35 .
.
Uitvoer : F-opdrijf KN 538.4576 538,4576 538,4576 'F - neer KN 842.6882 730,9082 656,3882 Veiligheid 1,565003 1,357410 1.219015 . (De veiligheid tegen opdrijven moet in de bouwfase > 1.05 zijn)
538,4576 . 566,9642. 1,052941 .
De opdrijfberekening in de eindfase
I
Invoer
I
!Duitw :H - grondlaag ; H - ballastlaag :Gow-grond :G-ballast G-water G-ballastbeton G-constr.beton dikte tunnelwand ballast in tunnel max gew. ballast
m m m KN/m3 KN/m3 KN/m3 KN/m3 KN/m3 m KN
KN
8.28 0 9 18 10 22 24 0.35 0 118.4604
8.28 7 0 9 18 10 22 24 0.35 0 118.4604
8.28 6 0 9 18 10 22 24 0.35 0 118,4604
8.28 : 5.2 0 9, 18 i 10 22 24 0.35 0 118,4604
538.4576 842.6882 ~.565003
538.4576 730.9082 1.357410
538.4576 656.3882 1.219015
538.4576 596.7722 1.108299
8.5
Uitvoer F-opdrijf F-neer Veiligheid
Samenvatting
berekeningen
KN KN
Tweede
Heinenoordtunnel
2.2
november
1996
Bijlage 3 Voorbeeld steundrukberekening en blow-out-berekening
Bijlage 3
Voorbeeld steundrukberekening
3.1
Horizontale evenwicht
De formules voor de steundrukberekening zijn in een spreadsheet ondergebracht. Op de volgende bladzijden is de uitvoer van de spreadsheet van de steundrukberekening gegeven. In de uitvoer van de spreadsheet wordt voor de verschillende bouwfases een berekening gegeven van het horizontale evenwicht. Het belastingdeel van het horizontale evenwicht wordt gevormd door de horizontale grondbelasting en de horizontale waterdruk. Op dit belastingsdeel worden veiligheidsfactoren voor de grond- en waterbelasting toegepast. In formule 3.1 is het belastingsdeel van het horizontale evenwicht weergegeven. formule 3.1 Ogrond= 0vertikaal+o ••. ater o ver t i'k aa 1 = "" . ) L.." (h,..1 Y 19:rond onder water O••. ater = y •••ater·h ••. ohorizontaal = Y grond'K03 ' Overtikaal+Y••. e t er : O••. ater K03 3 -dimensionale lamdawaarde van grond Ygrond = veiligheidsfactor op grond Y ••. op water ater = veiligheidsfactor
Het "sterktedeel" van het horizontale evenwicht wordt gevormd door de bentoniet-en verhoogde luchtdruk. In formulevorm: formule 3.2 ohorizontaal = (0 lucht + Poverdruk) + o lucht = minimal e 1uch tdruk Poverdruk = benodigde overdruk te voldoen 0bentoniet = bentonietdruk
of de
0 bentoniet
om grondwa ter te vez di:ingen om aan horizontaal evenwicht
Het benodigde horizontale evenwicht wordt in de spreadsheet verkregen door gelijkstelling van de formules 3.1 en 3.2 en hieruit de Poverdruk te bepalen. Voor bouwfase 1, de bouwfase in het boorproces waarbij het totale graaffront wordt ondersteund door bentonietvloeistof, wordt de benodigde bentonietdruk voor het horizontale evenwicht gelijk aan de aangenomen bentonietdruk vermeerderd met Poverdruk' Voor de overige bouwfases, waarin het graaffront ook of alleen wordt ondersteund door luchtdruk, wordt de aangenomen luchtdruk vermeerdert met Poverdruk' In figuur B3.1 is de situatie weergegeven zoals die in de uitvoer van de voorbeeld-berekening is ingevoerd. 3.2
Verticale evenwicht (Blow-out-berekening)
Door de benodigde overdruk voor het verkrijgen van het horizontale evenwicht kan het vertikale evenwicht in gevaar komen. Met de blow-out-berekening wordt het vertikale evenwicht gecontroleerd. In de uitvoer van de spreadsheet is dit weergegeven. Opmerkingen: uit de uitvoer (controle 3) blijkt uit de blow-out-berekening dat voor een gehele bentonietspiegelverlaging ann het graaffront het vertikale evenwicht niet is gewaarborgd. Samenvatting
berekeningen
Tweede
Heinenoordtunnel
3,1
november
1996
Steundrukberekening boortunnel
,
ir. J. L. van der Put april 1994 Boortunnel Heinenoord
doorsnede Oude Maas
Invoer bovenbelasting dekking diameter boor gemid. grondgewicht grondgew. waar tunnel ligt gewicht water waterstand op kruin tunnel lamda-waarde 3d bentonietgewicht (volle boorkamer) bentonietgewicht veiligheid water veiligheid grond veiligheid blow-out
KNJm2 m m KN/m3 KN/m3 KNJm3 m K03 KNJm3 KN/m3 V-w V-g V-b
0 8.5 8.28 9 10 10 21.22 0.229 12 10.5 1.05 1,5 1,1
Uitvoer 1: Belasting op boorfront plaats kruin=O
o
0,828 1,656 2,484 3.312 4.14 4,968 5,796 6,624 7,452 8.28
Uitvoer 2 plaats kruin=O 0 0,828 1,656 2,484 3.312 4,14 4.968 5,796 6,624 7,452 8,28
T-korrel T-water T-vert T-hor. I KN/m2 KN/m2 KN/m2 KN/m2 I 76,5 212,2 288,7 229,7185 84,78 220,48 305,26 239,8946 93.06 228,76 321,82 250.0707 1 101.34 237,04 338.38 260.24691 109,62 245,32 354,94 270.4231 117.9 253,6 371,5 280.5991 i 126,18 261.88 388,06 290,7752' 134,46 270,16 404,62 300'951311 142,74 278.44 421,18 311,1275 151,02 286,72 437,74 321,3036 159,3 295 454,3 331,4797,
T-water T-vert T-korrel T-hor. KN/m2 KN/m2 KN/m2 KN/m2 76,5 212,2 288,7 229,71851 84,78 220.48 305,26 239.8946 93,06 228,76 321,82 250.07071 101,34 338,38 260.2469 237.04 109.62 245,32 270,423 354.94 117,9 253,6 371,5 280,59911 126,18 261,88 388.06 290,7752 134,46 270,16 404.62 300,9513 142,74 278,44 421,18 1275 311' 1 151,02 286.72 437,74 321,3036 159,3 295 454,3 331.4797
i
Gem. belastingsdruk Gem. waterdruk Gem.korreldruk Gem. steunkracht Gem. waterkracht Gem.korrelkracht veiligheid bentoniet overdruk
Benodigde bentonietdruk Blow-out eis
Samenvatting
berekeningen
Tweede
Heinenoordtunnel
i
T-belast.' KN/m2 T-water' . KN/m2 KN/m2 T-korrel' KN F-steun' KN F-water' F-korrel' KN y KN b =
=
280,5991 : 253,6 [ 117.9 15109,04 13655,25 1453,784 1 26,17955
280,5991 + 26,17955 (Fkorrel) - (Foverdruk)"veiligheid 76,5 28,7975
3.2
= =>
=
306,7787
o
47,7025
november
1996
[ÇAA#;Ç!!!:?Ui~m9Nl#-~9~!Y~t@mtigJ;M::mw:::: (bentonietgewicht
Invoer tbv uitvoer 3 bentonietspiegelniveau Uitvoer 3 plaats kruin=O
o
0,828 1,656 2,484 3,312 4,14 4,968 5,796 6,624 7,452 8,28
= 10,5 KN/m2)
tov onderkant tunnel
4,14
T-korrel T-water T-vert. T-hor. KN/m2 KN/m2 KN/m2 KN/m2 76,5 212,2 288,7 229,7185 84,78 220,48 305,26 239,8946 93,06 228,76 321,82 250,0707 101,34 237,04 338,38 260,2469 109,62 245,32 354,94 270,423 117,9 253,6 371,5 280,5991 126,18 261,88 388,06 290,7752 134,46 270,16 404,62 300,9513 142,74 278,44 421,18 311,1275 151,02 286,72 437,74 321,3036 159,3 295 454,3 331,4797
Gem. belastingsdruk Gem. waterdruk Gem. korreldruk Gem.bentonietdruk Gem. belastingskracht Gem. waterkracht Gem.hor.korrelkracht Gem.bentonietdruk Benodigde luchtdruk veiligheid Benodigde overdruk
T-belast.' T-water' T-korrel T-bent.' F-belast' F-water' Fh-kor. F-bent.' T-Iucht
KN/m2 KN/m2 KN/m2 KN/m2 KN KN KN KN KM/m2
y pb
KN
280,5991 253,6 117,9 21,735 15109,04 13655,25 1453,784 585,1675 269,7316 1 26,17955
Benodigde luchtdruk = 269,7316 + 26,17955 Blow-out-eis = (Fkorrel) - (Wateroverdruk tpv kruin + poverdruk)*Yb => = 76,5 74,3375
295,9112
o
2,162495
i I
Uitv~4 plaats ·kruin=O
I
i
0 0,828 1,656 2,484 3,312 4,14 4,968 5,796 6,624 7,452 8,28
I'
T-korrel T-water T-vert. T-hor. KN/m2 KN/m2 KN/m2 KN/m2 76,5 212,2 288,7 229,7185 84,78 220,48 305,26 239,89461 93,06 228,76 321,82 250,07071 101,34 237,04 338,38 260,2469 109,62 245,32 354,94 270,423: 117,9 253,6 371,5 280,59911 126,18 261,88 388,06290,77521 134,46 270,16 404,62 300,95131 142,74 278,44 421,18 311,1275; 151,02 286,72 437,74 321,3036~ 159,3 295 454,3 331,4797 i
i
1
Luchtsteundruk ,Gem. waterdruk Gem.korreldruk Luchtsteunkracht Gem. waterkracht Gem. hor.korrelkracht veiligheid IBenodigde overdruk
T-Iucht' T-water' T-korrel' F-Iucht' F-water' Fh-korrel'
KN/m2 KN/m2 KN/m2 KN KN KN
y pb
KN
295' 253,61 117,91 15884,46 i 13655,25, 1453,784 : 1 11,778651
I
i Benodigde luchtdruk
Blow-out-eis
Samenvatting
berekeningen
Tweede
=
Heinenoordlunnel
= 295 + 11,77865 (Fkorrel) - (Wateroverdruk tpv kruin + poverdruk)*Yb => 76,5 104,0365
3.3
306,7787 ' =
o
-27,5365
november
1996
Bijlage 4 Formule-afleiding en voorbeeld opbreekberekening
Inhoudsopgave
bijlage 4 "opbreekberekening"
Algemeen 2
De opwaartsgerichte krachten van het vertikale evenwicht van de opbreek
2.1
Formule-afleidingendeelbelastingenwaterdruk
2.2
Formule-afleidingengronddruk
3
De totale opwaartsebelasting
4
Het neerwaartsgerichte deel van het vertikale evenwicht
5
Het vertikale evenwicht
6
Resuméformulesopbreekberekening
7
Voorbeeld opbreekberekening
Samenvatting
berekeningen
Tweede
Heinenoordlunnel
4.1
november
1996
-
+
-
Samenvatting
berekeningen Tweede Heinenoordtunnel
4.2
november
1996
Bijlage 4 1
De opbreekberekening Algemeen
Bij een boortunnel vormen de tunnellining en de omliggende grond een samenhangend systeem. Bij een raamwerkmodel wordt de werking van de grond met beddingskrachten geschematiseerd. Voor een tunnelring die als een staande ellips vervormt wordt de bedding in de tunnelkruin belast. Bij een afnemende buigstijfheid van de tunnellining wordt steeds meer belasting op de bedding overgedragen. Wanneer het beddingdraagvermogen boven de tunnelkruin haar grens bereikt vormt zich een afschuivende grondkegel boven de tunnelkruin, zie figuur B4.1. Dit alles geldt in het bijzonder voor ondiep gelegen tunnelbuizen. In deze bijlage worden de achtergronden van de formules behorende bij opbreekberekening nader uitgewerkt. De achtergronden van de formules zijn deels weergegeven in de publicatie van Feder uit 1971 "Beulsicherheit von erdverlegten Rohren und Tunnelauskleidungen unter Aussendruckbelastung". De opbreekberekening is gebaseerd op het voorkomen van hoogovale vervorming zodat rondom de gehele tunnellining een bedding kan worden geschematiseerd. Om opbreken van de grond te voorkomen wordt in de opbreekberekening het vertikale evenwicht beschouwd. Het vertikale evenwicht wordt gevormd door opwaartse gerichte krachten en neerwaarts gerichte krachten. De opwaarts gerichte krachten in de opbreekberekening zijn: de opwaartse waterdruk; de opwaartse druk die onstaat ten gevolge van hoogovale vervorming en die werkt vanuit de tunnelring op het grondlichaam dat op de tunnelkruin ligt. De neerwaarts gerichte krachten in de opbreekberekening zijn: het gewicht van het grondlichaam boven de tunnel; de wrijvingskracht langs de glijvlakken van het grondlichaam. In figuur B4.1 zijn de opwaarts- en neerwaarts gerichte krachten weergegeven. In de volgende paragrafen worden achtereenvolgens het opwaartse- en neerwaartse deel van het vertikale evenwicht van de opbreekberekening behandeld. 2
De opwaarts gerichte krachten van het vertikale evenwicht van de opbreekberekening
Voor de bepaling van de opwaarts gerichte krachten van het vertikale evenwicht van de opbreekberekening worden twee belastingsgevallen beschouwd namelijk: 1 de waterduk zie figuur B4.2, waarvan het variabele deel hoofdzakelijk hoogovale vervorming initieert. 2 de horizontale gronddruk die op de zijwand van de tunnellining een belasting uitoefent en verantwoordelijk is voor een deel van de normaalkracht in de lining.
Samenvatting
berekeningen
Tweede
Heinenoordtunnel
4.3
november
1996
F
Samenvatting
berekeningen
Tweede
Heinenoordtunnel
4.4
november
1996
Ten gevolge van de hoogovale vervorming geeft de normaalkracht vanuit de tunnel ring een opwaartse druk op het bovenliggende grondlichaam, zie figuren B4.1 en B4.2. 2.1
Formule-afleidîngendeelbelastingenwaterdruk
De waterdruk kan worden gesplitst in 2 deelbelastingen namelijk. zie figuur B4.2: la een variabele radiale waterdruk alf' de compenserende belasting tussen po en de totale waterdruk. 1b een constante radiale waterdruk po, waarbij voor po de druk van het water op de hoogte van de tunnelas van de totale waterdruk wordt genomen; Variabele radiale waterdruk De variabele radiale waterdruk a,yheeft een cosinusvormig verloop langs de omtrek van de tunnel. In de kruin en de voet van de tunnel is deze cosinusvormige belasting a", maximaal en op de hoogte van de tunnelas gelijk aan O. De algemene formule van alf is: formule 2.1 a",
=
c
=
c. cosy, nader te bepalen constante
Voor de opbreekberekening wordt het vertikale evenwicht beschouwd. De radiale kracht alf dient te worden omgezet in een vertikale kracht, zie figuur B4.S. Uitwerking geeft: formule 2.2 avertikaal avertikaal
= =
a",. C.
cosy, cos2y,
Het deel van avcrtikaal dat op de grondwig werkt, dat de grondwig "omhoog wil duwen", ligt tussen -1/; en +1/;, zie figuur B4.4. Om de kracht ten gevolge van avcrtikaal op de grondwig te bepalen dient avcrtikaal geintegreerd te worden tussen -1/; en + 1/;. Eerst dient echter de belasting avcrtikaal te worden bepaald. Indien het evenwicht over de middensnede van de tunnel wordt bekeken, zie figuur B4.6, moet avcrtikaal in grootte gelijk zijn aan de kracht 2F. De grootte van de kracht F wordt bepaald door het gewicht van de tunnellining en de opwaartse waterkracht. Door integratie kan de constante c uit formule 2.1 vervolgens worden bepaald. Uitwerking geeft formule 2.3:
Samenvatting
berekeningen
Tweede
Heinenoordtunnel
4.5
november
1996
GOp
=
2
ruit ••.· 7T."y
•••
Gt = (r~it ••.- rin ••. ) . 7T. "Ybeton 1 F = "2' (Gop-Gt) avertikaal
= C. coa-x , ruit ••..dx
1 w
"2
F =
c , ruit ••.• COS2X. dx
-0
w
l "2
F =
o . ruit
••.
COS2X.
dx
-0
1 F = _.
o, ruit
220
12
_)_1
-"2'
"2' (ruit ••.•7T."y ••• Gt
C
~x+_Sl.n 1 . 2X ].;
c , ruit ••.·
(7T+1.)
"2 "2Sl.n7T
Gt
= ("Y••. -
2) *2ruit ••. ruit ••.
7T.
avertikaal kan vervolgens worden uitgedrukt in formule 2.4.: avertikaal
=
("Y••. 7T.
Gt ) 2 .2.ruit ruit ••.
••..cos 'f' 2,1.
Integratie van avertikaal tussen -if; en + if; levert het deel Al van de opwaarts gerichte deel. Vanwege symmetrie kan geintegreerd worden tussen 0 +if; indien een factor 2 voor Al in rekening wordt gebracht. formule 2.5 Al = 2 C
.10 '"
= ("Y••. -
("Y••.2
2
Gt
ruit ••• •7T
Gt
ruit ••• •7T
)
.2.ruit
10 10~
Al
= 2. o, ruit ••.· '" cos?
~
= 2.
Al Al
c,
ruit ••.·
c , ruit ••..[x
'"
+
).2.
ruit ••.· cos? (x) . ruit ••..d (x)
••.
(x) d (x)
(1 + cos (z x) ) d(x)
~sin (2x)
a . ruit ••.. (if; + ~sin
J:
(2if;) )
Constante radiale waterdruk De constante radiale waterdruk po oefent op de lining een belasting uit en is samen met de gronddruk hoofdzakelijk verantwoordelijk voor de normaalkracht in de lining. In geval van hoogovale vervorming geeft de normaalkracht in de lining een opwaartse druk vanuit de tunnel ring op het bovenliggende grondlichaam. In figuur B4.7 is dit weergegeven. Met behulp van de ketelformule wordt Nw bepaald: po = Hw*yw Nw = povr, De grootte van het opwaartse deel van deze kracht is: A2w = F2 + FI = 2*sinif;*Nw A2w = 2*Nw *sin if;
Samenvatting
berekeningen
Tweede Heinenoordtunnel
4.6
november
1996
2.2
Fonnule-afleidingengronddruk
De horizontale gronddruk heeft ook een aandeel in de hoogovale vervorming, In tegenstelling tot de waterdruk wordt bij de bepaling van het aandeel van de gronddruk aan de hoogovale vervorming, de gronddruk niet opgedeeld in twee deelbelastingen. De grootte van de horizontale gronddruk op de hoogte van de tunnelas (q), wordt voor de bepaling van de normaalkracht constant verdeeld aangenomen over de gehele liningomtrek. De formule-afleiding is gelijk aan die van de constante radiale waterdruk, Met behulp van de ketelformule wordt Ng bepaald: Ng = q*rn Het deel van de opbreekkracht ten gevolge van de hoogovale vervorming veroorzaakt door de normaalkracht ten gevolge van de constante gronddruk q kan worden weergegeven door: A2g = F2 + FI = 2*siD1p*Ng A2g = 2*Ng *sin 1/1
N
::c
YB
~
::c
:: .c
N
::;: .%.
,
"
Y3 '.
.,.,'
____
"
.
.
',
-.
.
'
,
.
'
,
__
'
,
.
,
,
'
"
Samenvatting
c..
... 0
....
...
,
berekeningen
Tweede
Heinenoordtunnel
4.7
,
november
1996
3
De totale opwaartse belasting
De constante radiale belastingen van de grond en waterdruk kunnen bij elkaar worden opgeteld tot 1 opwaarts belastingsaandeel. N, = N, + Ng N, = (po + q)*rn Of anders anders geformuleerd: Nf = q.rn - Hw·yw·rn A2 = 2*Nf*sin t/J De opbreekkracht die evenwicht moet maken met de neerwaarts gerichte krachten is: formule 2.6 4
Het neerwaarts gerichte deel van het vertikale evenwicht
In deze paragraaf worden de afleidingen van de neerwaartse gerichte krachten van de opbreekberekening bepaald. De neerwaartse kracht wordt bewerkstelligd door: G = het grondgewicht op de kruin van de tunnel; R = de wrijvingskracht langs de schuifvlakken van het grondlichaam boven de tunnel. In figuur B4.8 zijn de neerwaarts gerichte krachten weergegeven. De hoek 2t/J, de opbreekhoek, wordt bepaald door het punt waar het afschuifvlak van het grondlichaam de bovenkant van de tunnelring snijdt. De afschuifhoek a is afhankelijk van de grondsoort en ligt in de buurt van de passieve grondhoek. In de praktijk wordt voor de opbreekhoek waarden van 90 à 110 graden genomen. Voor de bepaling van het grondgewicht van het grondlichaam boven de kruin van de tunnel is het grondlichaam in 5 gewichtscomponenten verdeeld, zie figuur B4.8. Algemeen is de formule van een gewichtscomponent:breedte maal hoogte maal het gemiddeld gewicht van de grondcomponent. De gewichten van de grondlichaamcomponenten in formulevorm zijn: formule 2.7 11 = Gb1 Gb1
=
=
ruitw'
sim"
'Y1 2 . ruitw' sin1jr. Yl' h (2.11·h)
1 Gb2 = 11, 3" .ruitw(l-cos1jr) 2.Gb2
= ~.r~itw'Y2.sin1jr.
2.Gb5 1
=
3
2.Gb5
Samenvatting
berekeningen
'Y2 (l-cos1jr)
= 13·Hz·Ys (h+z)
tana
(h+z)
= Hz·Ys·--tana Tweede
Heinenoordtunnel
4.8
november
1996
~
EJ EJ
GS1
GB2
GB3
l1
1
1
10 10
G2
N
s:
0
s: 11
G3
m
s:
N
+
~~
11
I;
Samenvatting
berekeningen
Tweede
Heinenoordtunnel
LU
4.9
november
1996
In formule 2.7 wordt met verschillende grondgewichten gerekend namelijk met 1'1 t/m 1'5' In de opbreekberekening wordt gerekend met het gemiddeld grondgewicht van de grondlagen. In figuur B4.9 zijn als voorbeeld enkele grondlagen weergegeven. De gemiddelde grondgewichten 1'1 t/m 1'5 worden als volgt bepaald: formule 2.8 hl·g1
+h2. g2+h3. g3+h4 ·g4+hS. gs hl+h2+h3+h4+hs
1'1 =
=
1'2
g6
Het gemiddelde grondgewicht 1'3 is niet recht lineair te bepalen vanwege de gronddriehoekjes zoals in figuur 2.10 is weergegeven. Voor de berekening van 1'3 en de wrijvingskracht langs het afschuifvlak is voor de afschuifhoek a de gemiddelde waarde van de afschuifhoeken van de verschillende grondlagen genomen. In werkelijkheid heeft iedere grondlaag een eigen afschuifhoek. Voor de opbreekberekening heeft deze schematisatie echter geen grote gevolgen voor de nauwkeurigheid van de berekening. De bepaling van "13kan als volgt in formulevorm worden weergegeven: formule 2.9 I
h, tano
i
o,
= [0,5.hi.li+(ltot -1)]·'Yi
n
n
L:Gj i=1 0tot
i=1
n
i=1
n
= 0,5.L: hïV L: (ltot-I) i=1
n
L: Gi i=1
n
= [0,5.L:hi.li+L:(ltot-I)].'Yi i=1
= 0tot·'Y3 n
0101 = L:0i i=1 n
1'3 = O,
=
L: 0i''Y i=1
i
oppervlakte van een grondcomponent
Voor de in figuur B4.1O getekende situatie geval geldt dus: l' 3
01'1'1 +02·1'2+03·1'3+04'1'4 +05'1'5)
= -----------
(O, +02 +03 +04 +05)
Voor de bepaling van de tweede neerwaarts gerichte kracht moet de wnjvmg langs het glijvlak van de grondwig worden bepaald. Met behulp van onder andere de cirkel van Mohr kan de schuifkracht T worden bepaald.
Samenvatting
berekeningen
Tweede
Heinenoordtunnel
4.10
november
1996
a
(J
In de figuren B4.11 en B4.12 is de cirkel van Mohr gegeven. kunnen de volgende algemene formules worden afgeleid: tana
=
tana
=
cos<j>
Uit de cirkel
van Mohr
cos<j> (l - sin<j»
'ex
(l - sinè).» 'ex
sin<j>.om
sin<j> = r om 'ex
= siné.cosé.o ,
0v
Om
+r
r = om.sin<j> 0v = 0m.(1 +sin<j» sin<j>.cos<j> (1-sinè
• ex 0v
• ex
0v
Samenvatting
°m·cos<j>.sin<j> 0m·(1
berekeningen
-sinè
Tweede
Heinenoordtunnel
4.11
november
1996
Dubbele hoek beschouwing: 2. a = 90° +<1> a
=
't Cl
r
45°+
2
r.sinû av -ah
2
1800-2a
a -a
_v _h
2
a -a
_v _h
2
.sin(1800-2a) .sin(2a ).teken
teken = -1 indien a <45° + 1 indien a >45° teken
l.cota
.. lil
o
u
'; c..
•• lil
o
u
c..
Samenvatting
berekeningen
Tweede
Heinenoordtunnel
4.12
november
1996
TOl
siné Urn'
um =
COS TOl
sine. COS
= 2.sin.
U -Uh v
T a
siné. cos
De uit de cirkel van Mohr afgeleide formules worden in de afleidingen gebruikt. In figuur B4.13 is nogmaals de grondwig weergegeven. Voor het gewicht van de gearceerde gronddriehoek geldt: formule 2.10
In figuur B4.14 zijn de krachten weergegeven op een klein deeltje langs het schuifvlak. behulp van de figuur kan worden afgeleid: formule 2.11 dh
sino
ds
dh
ds dr =
Samenvatting
berekeningen
Met
sino .ds a
T
Tweede
Heinenoordtunnel
4.13
november
1996
Formule 2.11 kan worden uitgewerkt mbv de formules 2.9 en de cirkel van Mohrformules tot formule 2.12.
= s.ds
ds
(Jv -(Jh. dh dr: = --.sin2cx.-2 sine met sin2cx = 2.sincx.coscx volgt (Jv-(Jh. dr: = --.2.smcx.coscx.--
2
Jdr:
sine
= {(Jv-(Jh)·coscx.dh
coscx.J«Jv
t =
met
dh
-(Jh).dh
= (Jv.Ko = (Jv.tan2(4So-
(Jh
o, -(Jh = (Jv.(l-tan2(4Sor:
<1» volgt 2
<1»
2
coscx.[1-tan2(4So- ~)].J
=
(Jv·dh
met C2 = coscx.[1-tan2(4So- <1»] volgt 2 r: = C2.J t t
(J
v.dh
= C2. Ygrond.J h.dh - C [05 h2lh+(r-r.COSljl) 2' Ygrond" ,. .Jo
r: = C2.Ygrond.0,S.(h+r.(l-cos",»2 r: = -,1
2
C2.Ygrond"r 2 .(-+ h 1-COS"') 2 r
Nadere uitwerking van de C2 uit formule 2.12 geeft formule 2.13: C2
=
cosa.(l-tan2(4So...;.!»
2
= uv'~ K, = tan2(4S0-!) Uh
2
U
~
=
tan2(4So-rj>2)
_ -
cosa.(l-_)
Uv
C2
Uh
Uv
C2
U -U
= cosa._v_h
Uv
Combinatie van de formules 2.13 en de cirkel van Mohrformules
=
C 2
Samenvatting
berekeningen
Ta
2.cosa
Uv'
COSrj>
Tweede
Hèinenoordtunnel
4.14
geeft formule 2.14:
november
1996
Combinatie van de formules 2.12 en 2.14 geeft de gewenste schuifkracht langs het glijvlak. formule 2.15
= 'Ygrond.r2.(~+1-cosif;)2.Ta.~
T
r
cosc/J
Uv
C3 = 'Ygr ond·r2.(~r +1-cosc/J)2 T
= C3•
Ta.~
cosc/J met 2a = 90° +c/Jvolgt cosc/J = cos(2a-90) = sin2a = 2.sina.cosa cos« 1 cosc/J 2.sina Uv
- 'Ygrond.r._+ 2 (h 1-cos~_',)2 '_'-'-Ta
T -
T
T
r _ 2 - G.t..__ ._._ 1 coto 2.sina
=
Uv
1
2.sma
Ta U
v
Ga, __1 .~T cos« Uv
In de opbreekberekening wordt het vertikale evenwicht bekeken. van de wrijvingskracht, zie ook figuur B4.15, is: formule 2.16 Tv = Th
T
Tv
De vertikale
component
Th·tana
= coso .r = G4.--.-
1
coso
= G4·tana.~
Ta Uv T Uv
COSc/J tano (l-sinc/J) Ta = COSc/J. sinc/J
mm,
(l -siné)
Uv
G . COSc/J cosc/J.sinc/J 4 l-sinc/J 1 -sinë G4 = Gb3+Gb5 Tv = (Gb3+Gb5).sinc/J =
T
= (Gb1+Gb2+Gb3+Gb4+Gb5)
Yv Y, = veiligheidsfactor Yw = veiligheidsfactor
I
I
v
W
ï
I I I
Tv +_
Yw op grondgewicht op wrijving
figuur b4.1S
Samenvatting
berekeningen
Tweede
Heinenoordtunnel
4.15
november
1996
5
Het vertikale evenwicht
Voor het vertikale evenwicht moet de ving) in evenwicht zijn met de totale wordt voldaan is er geen gevaar voor uitgegaan van een bedding rondom de
totale neerwaartse kracht (W = grondgewicht + wrijopwaartse kracht (Atol = Al + A2). Indien hieraan opbreken en kan voor de liningsschematisatie worden gehele omtrek van de tunnel.
Resumé formules opbreekberekening
6
Gewicht tunnel
Opwaartse radiale variabele waterdruk c
= (y w
Al
=
-
Gt
-2--)·2., uitw 'uitw·1t
c.r UI·tw.(1/T+!sin(21/T» 2
Opwaartse radiale constante water- en gronddruk Nt
=
q.,-Hw·Yw·'n
A2 = 2.N,sin1/T Totale opwaartse belasting (opbreekkracht)
Atot Atot
= =
Al +A2 a.'uitw.(1/T +O,5.sin(2. tIJ» +2.N,sin1/T
Grondgewichten delen opbreeklichaam
= 2., uitw.sin1/T.Yl·h ~.';itw.Y2·sin1/T.(I-COS1/T) 3
2 •G b5 = H .y. (h+z) Z tana
Samenvatting
berekeningen
Tweede
Heinenoordtunnel
4.16
november
1996
Vertikale wrijvingskracht 'tv
=
(2.Gb3+2.Gb5)·sin4>
In formule uitgeschreven luidt het vertikale evenwicht in de opbreekberekening als volgt:
•...
Yl.•1S KN/"'3
(Gbl +2.Gb2 +2.Gb3 +Gb4 +2.GbS)
Yv
s:
+ Tv
Yw
yz·a
'".c •... KN/m3
-~~::=~-o----------------------
yz.a
KN/mZ
--------0-YZ.l0
----------
~ •..• ,.; ö
KN/mZ
-----------
7
----------
----------
Voorbeeld opbreekberekening
De formules voor de opbreekberekening zijn in een spreadsheet ondergebracht. De in- en uitvoer is in deze bijlage voor 2 situaties berekend. In de figuren B4.1 en B4.2 zijn de situaties weergegeven. Opmerking:
Samenvatting
berekeningen
De met * aangeduidde parameters dienen niet in de spreadsheet te worden ingevoerd. Tweede
Heinenoordtunnel
4.17
november
1996
Berekening opbreken van geboorde tunnel (op de manier van Wayss & Freytag) versie 1.2 april 94 ir. J.L. van der Put Bouwdienst Rijkswaterstaat Afdeling Tunnelbouw
Oever
Invoer 1 Uitwendige diameter dikte Iining gewicht tunnelbuis gewicht water opbreekhoek opbreekhoek accent
*
Du d y-buis y-water ksi ksi'
m m KN/m3 KN/m3 graden
~
Rivier 8,28 0,35 24,00 10,00 50,00 0,87
0,87
8,28 0,35 24,00 10,00 50,00 0,87
0,87
Invoer 2 afstand maaiveld-kruin afstand kruin-gws dikte ballastlaag dikte grondlaag 1 dikte grondlaag 2 dikte grondlaag 3 Gewicht ballast owg-grond 1 owg-grond 2 owg-grond 3 (ligt tunnel) hoek inw. wrijving gemid. hoek inw. wrijving veiligheid Fneerwaarts veiligheid wrijving Tunnelballast
h Hw Hz H1 H2 Ru yb y1 y2 y3 ti tigem bouwfase eindfase bouwfase eindfase Gbt
KN m'
Gtb Gte Gopw. ab ae B A1b A1e
KN m' KN m' KNm' KN/m2 KN/m2 mm' KN KN
m m m m m m KN/m3 KN/m3 KN/m3 KN/m3 graden graden
7,00 5,00 0,00 2,00 5,00 4,14 18,00 15,00 8,00 10,00 30,00 28,40 1,00 1,00 1,00 1,00 0,00
0,52 0,50
7,00 17,00 0,00 0,00 7,00 4,14 18,00 0,00 8,00 10,00 30,00 28,40 1,00 1,00 1,00 1,00 0,00
0,52 0,50
Uitvoer 1 tunnelgewicht: bouwfase tunnelgewicht: einfase opdrijfkracht Result. druk: bouwfase Result. druk: eindfase werkbreedte Pres Fopw-deel. bouwfase Fopw-deel. eindfase
Samenvatting
berekeningen
Tweede Heinenoordtunnel
4.18
209,27 209,27 538.46 50,62 (1) 50,62 5.65 (2) 286.07 286.07
209.27 209,27 538,46 50,62 (1) 50.62 5,65 (2) 286.07 286.07
november
1996
